JP5858206B1 - 継目無金属管の製造方法 - Google Patents

Abstract

パスライン（Ｘ−Ｘ）を挟んで左右または上下に対設された太径のコーン型主ロール（１、１′）と、該対設された主ロールの間にあって、同じくパスラインを挟んで上下または左右に対設された細径の副ロール（７、７′）から構成された４ロール型の傾斜圧延機を用い、主ロールの傾斜角（β）、交叉角（γ）と、副ロールの傾斜角（β′）、交叉角（γ′）を５?≦「β、β′」≦２５?、３?≦「γ、γ′」≦３５?、１０?≦「β＋γ、β′＋γ′」≦５５?の範囲に保持し、中実ビレットを穿孔圧延する。中実ビレットの直径（ｄ０）と、穿孔後のホローピースの直径（ｄ）および肉厚（ｔ）との間に１．５≦−ψｒ／ψθ≦４．５（但し、ψｒ＝ｌｎ（２ｔ／ｄ０）、ψθ＝ｌｎ｛２（ｄ−ｔ）／ｄ０｝）の関係を満足させることが望ましい。これにより、難加工性材料のビレットから高加工度で薄肉のホローピースを製造することができる。

Description

本発明は、継目無金属管の製造方法に関し、特に、難加工性材料のビレットから高加工度で穿孔圧延して薄肉の素管（ホローピース）を製造することができる継目無金属管の製造方法に関する。

継目無管の製造方法として最も一般的に採用されている方法には、マンネスマン−プラグミル法およびマンネスマン−マンドレルミル法がある。これらの方法では、加熱炉で所定の温度に加熱した中実ビレットを穿孔圧延機で穿孔して中空棒状のホローピースとし、これをプラグミル、マンドレルミルなどの延伸圧延機によって主として肉厚を減じてホローシェルとする。次いで、サイザまたはストレッチレデューサなどの絞り圧延機で主として外径を減じて、所定の寸法の熱間仕上げ継目無管とする。本発明は、上記の工程の中の最初の穿孔圧延工程において、特に難加工性材料のビレットに高加工度で穿孔圧延を施し、薄肉のホローピースを製造する継目無金属管の製造方法に関する。

まず、従来技術として、本発明者らが特許文献１から特許文献４で提案した発明について述べる。

特許文献１の発明（以下「第１の先行発明」という。）は、ビレットおよびホローピースが通過するパスラインを挟んで左右または上下に対設された両端支持のコーン型主ロールの傾斜角βと、この主ロールの交叉角γとを下記の（１）′〜（３）′式の範囲に保持し、前記主ロール相互間にあってパスラインを挟んで上下または左右に対設されたディスクロール面でビレットおよびホローピースを押圧しながら穿孔圧延する方法である。すなわち、
３°≦β≦２５° ・・・（１）′
３°≦γ≦２５° ・・・（２）′
１５°≦β＋γ≦４５° ・・・（３）′

上記の傾斜角βとは、ロールの軸芯線がパスラインの水平面または垂直面に対してなす角度であり、交叉角γとは、ロールの軸芯線がパスラインの垂直面または水平面に対してなす角度である。

第１の先行発明は、マンネスマン穿孔法の穿孔原理を根本的に否定するものであり、従来のマンネスマン穿孔法がいわゆる回転鍛造効果（マンネスマン効果）を利用して孔をあけやすい状態を作り出して中実ビレットを穿孔する穿孔圧延法であるのに対し、
（ｉ）回転鍛造効果（マンネスマン効果）の発生を極力抑制し、
（ｉｉ）穿孔過程で発生する円周方向剪断変形γ_ｒθおよび表面捩れ剪断変形γ_βｌをも可能な限り抑制し、傾斜圧延でありながら押出し製管法と同等またはこれに準ずるメタルフローを実現することをその技術思想としたものであった。
そして、これを実現するための穿孔圧延機は高交叉角、高傾斜角穿孔を可能とする構造であり、主ロール形状はコーン型となし、また、ガイドシューに替えてディスクロールを採用した。

特許文献２の発明（以下「第２の先行発明」という。）は、ビレットおよびホローピースが通過するパスラインを挟んで左右または上下に対設された両端支持のコーン型主ロールの傾斜角βと、この主ロールの交叉角γとを下記の（１）〜（３）式の範囲に保持し、かつ中実ビレットの直径ｄ_０と穿孔圧延後のホローピースの外径ｄおよび肉厚ｔとが下記（４）式を満足するようにし、穿孔比を４．０以上、拡管比を１．１５以上または「肉厚／外径」比を６．５以下とする継目無管の製造方法の発明である。すなわち、
８°≦β≦２０° ・・・（１）
５°≦γ≦３５° ・・・（２）
１５°≦β＋γ≦５０° ・・・（３）
１．５≦−ψ_ｒ／ψ_θ≦４．５ ・・・（４）
但し、ψ_ｒ＝ｌｎ（２ｔ／ｄ_０）
ψ_θ＝ｌｎ｛２（ｄ−ｔ）／ｄ_０｝

上記第２の先行発明の方法は、第１の先行発明と同様に、ロールの傾斜角βと交叉角γを適正な範囲に保持することによって、穿孔圧延工程、なかんずく高加工度の薄肉穿孔圧延工程で顕著に発生する回転鍛造効果と附加剪断変形を可能な限り抑制する方法である。そして、ステンレス鋼や高合金鋼の製管で発生する内面疵やラミネーション（肉厚中央部で発生する二枚割れ）を防止し、更に、円周方向ひずみψ_θと肉厚方向ひずみψ_ｒの配分を適正化し、前記（４）式の関係を満足させることによって、管肉のフレアリングやピーリング、あるいは尻詰まりなどの操業上のトラブルを減少させることを特徴とする方法である。ここで、若干付言すれば、第２の先行発明において、（４）式は高加工度薄肉穿孔するために、高穿孔比穿孔法を選択せず、高拡管比穿孔法を採用することを意味している。

特許請求の範囲における記載から言えば、第１の先行発明は必ずしも拡管穿孔法のみに限定するものではないが、第２の先行発明では明瞭に高拡管比穿孔に限定している。

上記２つの先行発明では、ステンレス鋼、高合金鋼などの難加工性材料を内面疵やラミネーションを発生させることなく安定して穿孔するためには、ビレット径に対してロールゴージ径をできるだけ小さくすべきことを暗示している。しかし、ロールゴージ径を小さくするには、ロール構造上、入側と出側のロールの軸径も小さくしなければならない。そうすると、ロール軸を支承するベアリングの強度が不足し、特にコーン型ロールの場合は入側のベアリングの疲労強度が不足して、耐久性が問題になる。従って、ロールゴージ径の過度な縮小は、実操業では推奨できない。

次に、特許文献３の発明（以下「第３の先行発明」という。）の目的は、ロールゴージ径をあまり小さくすることなしに回転鍛造効果を極力抑制し、かつ附加剪断変形をも極力抑制することのできる穿孔圧延方法の提供にある。

先に述べたとおり、本発明者は、回転鍛造効果を殺し、附加剪断変形を抑制する観点から高交叉角拡管穿孔圧延法を提唱し、第２の先行発明を行った。しかし、高交叉角化は、回転鍛造効果を殺し、附加剪断変形を抑制する必要条件であるが、十分条件ではない。必要かつ十分な条件は、ロール形状の最適化であり、高交叉角化はロール形状最適化の必要条件なのである。

第３の先行発明の穿孔圧延方法では、管材料の拡管比とコーン型主ロールの拡径比の相対的関係を適正化している。そして、それによって、穿孔圧延過程における回転鍛造効果は顕著に抑制され、ステンレス鋼、高合金鋼などの難加工性材料の高加工度薄肉穿孔圧延工程において発生しやすい内面疵やラミネーションをより確実に抑えることができる。

第３の先行発明では、上記の（１）〜（４）式に加えて、更に、主ロールの入口直径Ｄ_１、出口直径Ｄ_２、ビレットの直径ｄ_０、穿孔後の直径ｄと交叉角γとの間に、下記の（５）式および（６）式を満たすことを特徴としている。
（ｄ／ｄ_０）／（０．７５＋０．０２５γ）≦（Ｄ_２／Ｄ_１） ・・・（５）
Ｄ_２／Ｄ_１≦（ｄ／ｄ_０）／（１．００−０．０２７γ） ・・・（６）

拡管比「ｄ／ｄ_０」、ロールの拡径比「Ｄ_２／Ｄ_１」およびロール交叉角γの関係を論ずる場合、ロール形状の適、不適は、回転鍛造効果で判定する必要があり、ここでは、プラグ先端が接触する直前のビレット中心部の延性（絞り値）をビレットそのものの絞り値よりも大きくできるか否かを判定の基準としている。なお、上記（５）式はロール形状を特定するための必須の条件であるが、（６）式は意識せずに成立することが多いので必ずしも条件とする必要はない。

特許文献４の発明（以下「第４の先行発明」という。）はディスクロールの設定方法に関する発明であるが、本発明では以下に詳しく述べるように、ディスクロールを使用しないので省略する。

特許第１６０８３１０号公報 特公平５−２３８４２号公報 特許第４１９６９９１号公報 特許第３０８２４８９号公報 特開平１０−９４８０８号公報 特開２００１−２５９７１０号公報

これらの発明は、すべてパスラインを挟んで左右または上下に対設された両端支持のコーン型主ロールの傾斜角（主ロールの軸芯線がパスラインの水平面または垂直面に対してなす角度）βと該主ロールの交叉角（主ロールの軸芯線がパスラインの垂直面または水平面に対してなす角度）γの範囲を特定し、次いで、半径方向対数ひずみψ_ｒと円周方向対数ひずみψ_θの配分比を適正化し、更には、管材料の拡管比とコーンロール直径の拡径比の関係を適正化したものであった。

前述したように、これらの発明はいずれもマンネスマン穿孔法の穿孔原理を根本的に否定するものであり、従来のマンネスマン穿孔法が回転鍛造効果（マンネスマン効果）を利用して穿孔する穿孔圧延法であるのに対し、回転鍛造効果の発生を極力抑制し、穿孔過程で発生する附加剪断変形γ_ｒθおよびγ_θ１をも可能な限り抑制する観点から発明されたものであった。

この場合、前記コーン型主ロール相互間にあって、パスラインを挟んで上下または左右に対設されたディスクロールを駆動し、ディスクロールの孔型面でビレットおよびホローピースを押圧しながら穿孔圧延する。

ディスクロールは古くからの固定ガイドシューに替えておよそ３０年間実操業に採用されてきたが、以下に示すような問題点がある。

（１）穿孔圧延がコーン型主ロールの傾斜圧延によってパスセンタのまわりにスパイラル状に行われるのに対し、ディスクロールの回転方向はこれにほぼ直角であり、ディスクロールの位置設定を誤ると穿孔途中で頭詰まり、尻詰まりを発生する。
（２）また、ディスクロール孔型のエッジ面でホローピースの管肉がピーリングされる危険があり、特に高加工度薄肉穿孔が難しくなる。

上記問題を解決し、更なる性能向上をはかるべく、本発明者はディスクロールを廃し、それに代えてコーン型主ロールと同等の作用効果を有する主ロールより細径のコーン型副ロールを採用することに踏み切った。すなわち、４ロール型の交叉穿孔機の開発に踏み切った。２ロール型交叉圧延法を４ロール型交叉圧延法に変更できれば、更に以下に示す問題を回避し得るような作用効果も期待できる。

（３）中実ビレットを２ロール型の傾斜圧延機で回転鍛造すれば、中実ビレットの軸心部には圧下の方向に圧縮応力が作用し、圧下の方向と直角方向には引張応力が発生する結果、中心偏析や介在物あるいはセンタポロシティを起点としていわゆるマンネスマン現象が現れ、著しければ崩壊する。

すなわち、２ロール型の傾斜圧延機を４ロール型の傾斜圧延機に変更すれば、圧下に際して引張応力は発生せず、圧下の方向に作用する圧縮応力だけで塑性変形するので、回転鍛造してもマンネスマン効果は抑制できるものと考えられる。なお、ここで若干補足すれば、ディスクロールを廃してローラシューを使用する技術が特許出願されているが（特許文献５（特開平１０−９４８０８号公報）、特許文献６（特開２００１−２５９７１０号公報））、提案されているのはローラガイドシューであって圧延ロールではない。

本発明は、このような技術的背景の下になされたものであって、４ロール型の傾斜圧延機を採用することにより、特に難加工性材料のビレットから高加工度で薄肉の素管（ホローピース）を製造することができる継目無金属管の製造方法を提供することを目的としている。

本発明方法は、パスラインを挟んで左右または上下に対設された両端支持の一組の太径のコーン型主ロールと、該対設された主ロールの間にあって、同じくパスラインを挟んで上下または左右に対設された両端支持の一組の細径の副ロールから構成された４ロール型の傾斜圧延機を用い、コーン型主ロールの傾斜角βと、該主ロールの交叉角γと、コーン型副ロールの傾斜角β′と、該副ロールの交叉角γ′を
５°≦「β、β′」≦２５°
３°≦「γ、γ′」≦３５°
１０°≦「β＋γ、β′＋γ′」≦５５°
の範囲に保持し、中実ビレットを穿孔圧延することを特徴としている。

更に望ましくは、中実ビレットの直径ｄ_０と、穿孔後のホローピースの直径ｄおよび肉厚ｔとの間に
１．５≦−ψ_ｒ／_ψθ≦４．５
但し、ψ_ｒ＝ｌｎ（２ｔ／ｄ_０）
ψ_θ＝ｌｎ｛２（ｄ−ｔ）／ｄ_０｝
なる関係を同時に満足させ、中実ビレットを拡管穿孔圧延することを特徴としている。

本発明方法によれば、ステンレス鋼、高合金鋼などの難加工性材料のビレットから、フレアリングやピーリングを発生させることなく、高加工度で超薄肉のホローピースを製造することができる。更に、コーン型主ロールの直径と中実ビレットの直径との関係を最適化し、管材料の拡管比と主ロール、副ロールの拡径比の相対的関係を適正化することにより、高加工度の薄肉穿孔圧延工程において発生しやすい内面疵やラミネーションを抑えることもできる。

図１は、先行発明に関する２ロール型穿孔圧延法の説明図で、穿孔圧延状態を模式的に示す平面図である。 図２は、同じく穿孔圧延状態を模式的に示す側面図である。 図３は、同じく穿孔圧延状態を模式的に示す入側から見た正面図である。 図４は、先行発明に関する２ロール型穿孔圧延でビレット中心部に作用する応力の状態を示す説明図である。 図５は、本発明に関する４ロール型穿孔圧延でビレット中心部に作用する応力の状態を示す説明図である。 図６は、本発明に関する４ロール型穿孔圧延法の説明図で、穿孔圧延状態を模式的に示す平面図である。 図７は、同じく穿孔圧延状態を模式的に示す側面図である。 図８は、同じく穿孔圧延状態を模式的に示す入側から見た正面図である。

以下に添付図面を参照しながら、本発明の好適な実施の形態について詳細に説明する。なお、本明細書及び図面において、実質的に同一の機能構成を有する構成要素については、同一の符号を付することにより重複説明を省略する。

以下、本発明方法を先行発明と対比して説明する。
図１〜図３は、先行発明に関する２ロール型穿孔圧延法の説明図で、図１は穿孔圧延状態を模式的に示す平面図、図２は同じく側面図、図３は同じく入側から見た正面図である。図１、図２に示すように、主ロール１、１′は中実ビレット２の入口側に先端を向けたコーン型の形状をなし、入口側のロール面１ａ、１′ａと出口側のロール面１ｂ、１′ｂが交叉する位置がゴージ部１ｇ、１′ｇとなっている。各ロール軸１ｃ、１′ｃの両端は支持枠（図示せず）に保持されている。

ロール軸１ｃ、１′ｃは、その延長線がパスラインを含む面（図示した例では水平面）に対して相反する方向に等しい傾斜角βをもって傾斜設定されるとともに（図２参照）、パスラインを含む垂直面に対して相反する方向に等しい交叉角γをもって傾斜設定されており（図１参照）、矢印で示すように、同一方向へ同一角速度で回転している。

図３に示すように、主ロール１、１′の間には中実ビレット２を挟んでディスクロール６、６′が配設されている。

中実ビレット２はマンドレル３によって支持されたプラグ４により穿孔され、ホローピース５となる。

これに対し、本発明方法では、ディスクロールに代えてコーン型主ロールと同等の作用効果を有するコーン型副ロールを採用する。

図６〜図８は、本発明に関する４ロール型穿孔圧延法の説明図で、図６は穿孔圧延状態を模式的に示す平面図、図７は同じく側面図、図８は同じく入側から見た正面図である。図６、図７に示すように、コーン型の主ロール１、１′はパスライン（Ｘ−Ｘ線）を挟んで左右に対設され、その対設されている主ロール１、１′の間に、コーン型の副ロール７、７′が同じくパスラインを挟んで上下に対設されている。

主ロールのロール軸１ｃ、１′ｃは、その延長線がパスラインを含む面（図示した例では水平面）に対して相反する方向に等しい傾斜角βをもって傾斜設定されるとともに（図７参照）、パスラインを含む垂直面に対して相反する方向に等しい交叉角γをもって傾斜設定されている（図６参照）。主ロール１、１′は、矢印で示すように、同一方向へ同一角速度で回転している。副ロール７、７′のロール軸７ｃ、７′ｃも同様に傾斜角β′および交叉角γ′をもって傾斜設定されており、同一方向へ同一角速度で回転している。このような４ロール型穿孔圧延法を採用することにより、以下に示す作用効果が得られる。

図４は、先行発明に関する２ロール型穿孔圧延でビレット中心部に作用する応力の状態を示す説明図である。中実ビレットを２ロール型の傾斜圧延機で回転鍛造すれば、中実ビレットの軸心部には圧下の方向に圧縮応力が作用し、圧下の方向と直角方向には引張応力が発生する結果、中心偏析や介在物あるいはセンタポロシティを起点としていわゆるマンネスマン現象が現れ、著しければ崩壊する。

図５は、本発明に関する４ロール型穿孔圧延でビレット中心部に作用する応力の状態を示す説明図である。２ロール型の傾斜圧延機を４ロール型の傾斜圧延機に変更すれば、圧下に際して引張応力は発生せず、圧下の方向に作用する圧縮応力だけで塑性変形するので、回転鍛造してもマンネスマン効果の発生は抑制できる。

ディスクロールに代えてコーン型主ロールと同等の作用効果を有するコーン型副ロールを採用した場合、主ロールおよび副ロールについては、それぞれ、入口ロール径Ｄ_１およびＤ_１′、出口ロール径Ｄ_２およびＤ_２′として、管材料の拡管比ｄ／ｄ_０と主ロールおよび副ロールの拡径比Ｄ_２／Ｄ_１およびＤ_２′／Ｄ_１′との関係は先行発明のとおりであり、次の関係はそのまま成立する。すなわち、
（ｄ／ｄ_０）／（Ｄ_２／Ｄ_１）＜０．７５＋０．０２５γ
（ｄ／ｄ_０）／（Ｄ_２′／Ｄ_１′）＜０．７５＋０．０２５γ′

本発明方法において、副ロールのロール直径を主ロールのロール直径より細くしたのは、主ロールのロール開度調整代を大きくとって穿孔可能寸法範囲をできるだけ拡げるためである。因みに、主ロールと副ロールの出口径が等しければ、幾何学的制約から、直径ｄが（２^１／２−１）Ｄ_２以下になるホローピースは得られない。

更にまた、４ロール型にすれば圧延機の全体構造が複雑化するので、細径の副ロールを非駆動となし、副ロールの穿孔圧延負荷をも主ロールの駆動動力で分担させることができる。

なお、主ロールと副ロールのロール径を変えてもゴージ位置は一致させる必要があり、ゴージ位置前後の入出側バレル長さ（Ｌ_１、Ｌ_１′、Ｌ_２、Ｌ_２′）もそれぞれ等しくすることが望ましい（Ｌ_１＝Ｌ_１′、Ｌ_２＝Ｌ_２′）。

本発明では、中実ビレットを対象に説明したがこれに限定されるものではなく、機械加工で中ぐりした中空ビレットを用いた製造方法にも適用できるものである。

以下、実施例によって詳細に説明する。

（実施例１）
高合金鋼の熱間加工性は、ステンレス鋼のそれよりもなお劣悪であり、穿孔圧延温度が１２７５℃を超えるとラミネーションを発生することが多い。そこで、この実施例では、２５％Ｃｒ−３５％Ｎｉ−３Ｍｏの高合金鋼の直径７０ｍｍのビレットを供試材として、主ロールと副ロールを駆動し、穿孔圧延温度を１２００℃として、拡管比２の高加工度薄肉穿孔圧延を行った。主ロールと副ロールの条件、ならびに穿孔圧延条件は以下のとおりである。

１．主ロールの条件
交叉角・・・ γ＝３０°
傾斜角・・・ β＝１２°
ゴージ径・・・ Ｄ_ｇ＝５００ｍｍ
入口径・・・ Ｄ_１＝３００ｍｍ
出口径・・・ Ｄ_２＝６７０ｍｍ
ロール拡径比・・・ Ｄ_２／Ｄ_１＝２．２３
入側バレル幅・・・ Ｌ_１＝３００ｍｍ
出側バレル幅・・・ Ｌ_２＝４６０ｍｍ
バレル幅・・・ Ｌ_１＋Ｌ_２＝７６０ｍｍ
バレル幅比・・・ Ｌ_２／Ｌ_１＝１．５３
ロール回転数・・・ ｎ＝６０ｒｐｍ

２．副ロールの条件
交叉角・・・ γ′＝３０°
傾斜角・・・ β′＝１２°
ゴージ径・・・ Ｄ_ｇ′＝４００ｍｍ
入口径・・・ Ｄ_１′＝２４０ｍｍ
出口径・・・ Ｄ_２′＝５３６ｍｍ
ロール拡径比・・・ Ｄ_２′／Ｄ_１′＝２．２３
入側バレル幅・・・ Ｌ_１′＝３００ｍｍ
出側バレル幅・・・ Ｌ_２′＝４６０ｍｍ
バレル幅・・・ Ｌ_１′＋Ｌ_２′＝７６０ｍｍ
バレル幅比・・・ Ｌ_２′／Ｌ_１′＝１．５３
ロール回転数・・・ ｎ′＝７５ｒｐｍ

３．穿孔圧延条件
プラグ径・・・ ｄ_ｐ＝１３０ｍｍ
ビレット径・・・ｄ_０＝７０ｍｍ
ホローピース径・・・ ｄ＝１４０ｍｍ
ホローピース肉厚・・・ｔ＝３．５ｍｍ
拡管比・・・ ｄ／ｄ_０＝２．００
穿孔圧延比・・・ ｄ_０ ^２／４ｔ（ｄ−ｔ）＝２．５６
「肉厚／外径」比・・・ （ｔ／ｄ）×１００＝２．５％
ロール形状指数・・・ （ｄ／ｄ_０）／（Ｄ_２／Ｄ_１）
＝（ｄ_２／ｄ_０）／（Ｄ_２′／Ｄ_１′）
＝０．８９７
肉厚方向対数ひずみ・・・ψ_ｒ＝ｌｎ（２ｔ／ｄ_０）
＝ｌｎ０．１０＝−２．３０３
円周方向対数ひずみ・・・ψ_θ＝ｌｎ｛２（ｄ−ｔ）／ｄ_０｝
＝ｌｎ３．９０＝１．３６１
圧下配分比・・・ −ψ_ｒ／ψ_θ＝１．６９２

上記のとおり、円周方向と肉厚方向の圧下配分比は適切であり、また、ロール形状も適正化されているので、熱間加工性の劣悪な高合金鋼の高加工度薄肉穿孔圧延であっても、何の問題もなく穿孔圧延できた。

（実施例２）
１８％Ｃｒ−８％Ｎｉのオーステナイト系ステンレス鋼の直径６０ｍｍのビレットを供試材として、副ロールを非駆動となし、主ロールのみ駆動して、拡管比１．５の高加工度薄肉穿孔圧延を行った。ビレットの加熱温度は１２５０℃とした。なお、ステンレス鋼の熱間加工性は炭素鋼のそれに較べてはるかに劣悪である。主ロールと副ロールの条件、ならびに穿孔圧延条件は以下のとおりである。

１．主ロールの条件
交叉角・・・ γ＝２５°
ゴージ径・・・ Ｄ_ｇ＝４００ｍｍ
傾斜角・・・ β＝１２°
入口径・・・ Ｄ_１＝２４０ｍｍ
出口径・・・ Ｄ_２＝５５０ｍｍ
ロール拡径比・・・ Ｄ_２／Ｄ_１＝２．２９
入側バレル幅・・・ Ｌ_１＝３００ｍｍ
出側バレル幅・・・ Ｌ_２＝４６０ｍｍ
バレル幅・・・ Ｌ_１＋Ｌ_２＝７６０ｍｍ
バレル幅比・・・ Ｌ_２／Ｌ_１＝１．５３
ロール回転数・・・ ｎ＝６０ｒｐｍ

２．副ロールの条件
交叉角・・・ γ′＝２５°
ゴージ径・・・ Ｄ_ｇ′＝３２０ｍｍ
傾斜角・・・ β′＝１２°
入口径・・・ Ｄ_１′＝１９２ｍｍ
出口径・・・ Ｄ_２′＝４４０ｍｍ
ロール拡径比・・・ Ｄ_２′／Ｄ_１′＝２．２９
入側バレル幅・・・ Ｌ_１′＝３００ｍｍ
出側バレル幅・・・ Ｌ_２′＝４６０ｍｍ
バレル幅・・・ Ｌ_１′＋Ｌ_２′＝７６０ｍｍ
バレル幅比・・・ Ｌ_２′／Ｌ_１′＝１．５３
ロール回転数・・・ ｎ′＝（非駆動）

３．穿孔圧延条件
プラグ径・・・ ｄ_ｐ＝８０ｍｍ
ビレット径・・・ｄ_０＝６０ｍｍ
ホローピース径・・・ ｄ＝９０ｍｍ
ホローピース肉厚・・・ｔ＝２．７ｍｍ
拡管比・・・ ｄ／ｄ_０＝１．５０
穿孔圧延比・・・ ｄ_０ ^２／４ｔ（ｄ−ｔ）＝３．８２
「肉厚／外径」比・・・ （ｔ／ｄ）×１００＝３．０％
ロール形状指数・・・ （ｄ／ｄ_０）／（Ｄ_２／Ｄ_１）
＝（ｄ／ｄ_０）／（Ｄ_２′／Ｄ_１′）
＝０．６５５
肉厚方向対数ひずみ・・・ψ_ｒ＝ｌｎ（２ｔ／ｄ_０）
＝ｌｎ０．０９＝−２．４０８
円周方向対数ひずみ・・・ψ_θ＝ｌｎ｛２（ｄ−ｔ）／ｄ_０｝
＝ｌｎ２．９１＝１．０６８
圧下配分比・・・ −ψ_ｒ／ψ_θ＝２．２５５

上記のとおり、円周方向と肉厚方向の圧下配分比、即ち、長手方向と円周方向の圧下配分比が適切であったために、フレアリングもピーリングも発生することなく穿孔圧延ができた。ロール形状も適正化されているので、難加工性の材料の高加工度超薄肉穿孔圧延であっても、内面疵やラミネーションの発生は見られなかった。

以上、添付図面を参照しながら本発明の好適な実施形態について詳細に説明したが、本発明はかかる例に限定されない。本発明の属する技術の分野における通常の知識を有する者であれば、特許請求の範囲に記載された技術的思想の範疇内において、各種の変更例または修正例に想到し得ることは明らかであり、これらについても、当然に本発明の技術的範囲に属するものと了解される。

本発明方法は、ディスクロールに替えてコーン型主ロールと同等の作用効果を有するコーン型副ロールを採用した４ロール型の傾斜圧延機を用いる方法であって、特に、ステンレス鋼、高合金鋼などの難加工性材料の穿孔圧延に有効に利用することができる。

１、１′：主ロール
２：中実ビレット
３：マンドレル
４：プラグ
５：ホローピース
６、６′：ディスクロール
７、７′：副ロール

Claims (4)

1. パスラインを挟んで左右または上下に対設された両端支持の一組の太径のコーン型主ロールと、該対設された主ロールの間にあって、同じくパスラインを挟んで上下または左右に対設された両端支持の一組の細径の副ロールから構成された４ロール型の傾斜圧延機を用い、
   コーン型主ロールの傾斜角βと、該主ロールの交叉角γと、コーン型副ロールの傾斜角β′と、該副ロールの交叉角γ′を
   ５°≦「β、β′」≦２５°
   ３°≦「γ、γ′」≦３５°
   １０°≦「β＋γ、β′＋γ′」≦５５°
   の範囲に保持し、
   中実ビレットを穿孔圧延することを特徴とする、継目無金属管の製造方法。
2. 中実ビレットの直径ｄ_０と、穿孔後のホローピースの直径ｄおよび肉厚ｔとの間に
   １．５≦−ψ_ｒ／ψ_θ≦４．５
   但し、ψ_ｒ＝ｌｎ（２ｔ／ｄ_０）
   ψ_θ＝ｌｎ｛２（ｄ−ｔ）／ｄ_０｝
   なる関係を同時に満足させ、
   中実ビレットを拡管穿孔圧延することを特徴とする、請求項１に記載の継目無金属管の製造方法。
3. コーン型主ロールの入口径Ｄ_１、出口径Ｄ_２およびロール交叉角γ、同じくコーン型副ロールの入口径Ｄ_１′、出口径Ｄ_２′およびロール交叉角γ′と、中実ビレットの直径ｄ_０および穿孔後のホローピースの直径ｄとの間に
   （ｄ／ｄ_０）／（Ｄ_２／Ｄ_１）＜０．７５＋０．０２５γ
   （ｄ／ｄ_０）／（Ｄ_２′／Ｄ_１′）＜０．７５＋０．０２５γ′
   なる関係を満足させ、穿孔圧延することを特徴とする、請求項２に記載の継目無金属管の製造方法。
4. 細径の副ロールを非駆動となし、太径の主ロールのみを駆動し、
   中実ビレットを穿孔圧延することを特徴とする、請求項１または請求項２に記載の継目無金属管の製造方法。

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