JPH01247532A - スプリング用継目無鋼管の製造方法 - Google Patents

Abstract

(57)【要約】本公報は電子出願前の出願データであるた
め要約のデータは記録されません。

Description

【発明の詳細な説明】 〔産業上の利用分野〕 本発明はＪＩＳ−Ｇ４８０１に規定されているばね鋼鋼
材からなるスプリング用継目無鋼管の製造方法に関する
。なお、本発明におけるスプリングとは通常のコイルス
プリングのほか、自動車用スタビライザー、トーション
バーを含む広義のスプリング類をいう。

〔従来の技術〕

従来よりスプリングは中実材により製造され、材質はＪ
ＩＳ−Ｇ４８０１に規定のばね鋼鋼材が使用されている
。その一方、自動車用スプリングにおいては車体軽量化
を図るために、中空材製のスプリングの導入が進められ
ている。

中空材でスプリングを製造する場合、その中空材として
は電縫管を用いることになっている。これは、いま一方
の中空材である継目無鋼管が本質的に高価であることに
よる。

〔発明が解決しようとする課題〕

ところが、電縫管は溶接を前提としているので、成分系
に制約があり、前記のばね鋼鋼材では製造が困難である
。このため、やむを得ずＪＩＳ−０３４４５に規定され
る機械構造用炭素鋼鋼管を使用するが、その材料はばね
鋼鋼材に比べてスプリングとしての適性に劣り、更に電
縫溶接部の強度維持上の問題も加わって、十分な性能を
確保できていないのが実状である。

本発明は斯かる状況に鑑み、ばね鋼鋼材でスプリング用
継目無鋼管を低コストでスプリング品質上問題なく製造
する方法を提供するものである。

〔課題を解決するための手段〕

継目無鋼管の製造方法の一つとして傾斜ロール圧延法が
ある。これは、傾斜ロール圧延機でいわゆるマンネスマ
ン穿孔した中空素管をマンドレルミルにて連続圧延し、
最後にレデエーサー、サイザーといった仕上圧延機で仕
上げる方法である。

この方法は熱間の連続圧延法であるため能率が高くて比
較的低コストである。したがってもし、ばね鋼鋼材にこ
の方法を適用して圧延上の問題、スプリング品質上の問
題を生じなければ、電縫管より格段に優れた品質でコス
ト上も特に問題ないスプリング用素管を製造できること
が期待される。

本発明者らは、斯かる観点からスプリング用の継目無鋼
管をばね鋼鋼材で傾斜ロール圧延法、特にマンネスマン
−マンドレルミル方式にて製造することを企画した。そ
の結果、マンネスマン穿孔前の加熱温度とストレッチレ
デエーサーによる仕上げ圧延前の再加熱温度が特に重要
であり、この２点を厳しく管理すればスプリング品質上
特に問題のない継目無鋼管が製造できることを知見した
。

また、マンネスマン穿孔に引続くマンドレルミル圧延に
おけるスタンド間張力や仕上げ圧延前のデスケール処理
もスプリング品質に影響を与えることが判明した。

本発明は斯かる知見に基づきなされたもので、ばね鋼鋼
材からなる素材を材料中心温度１０５０〜１２３０℃に
加熱してマンネスマン穿孔し、その後マンドレルミル圧
延して得られた中空素管を８２０〜９４０℃に１０〜３
０分の在炉時間で再加熱して後、仕上げ圧延することを
特徴とするスプリング用継目無鋼管の製造方法を要旨と
する。

また、本発明におけるマンドレルミル圧延は適正なスタ
ンド間張力を確保するため、第４図にハツチングで示す
条件で実施するのがよく、仕上げ圧延前のデスケール処
理は第６図にハツチングで示す条件の高圧水デスケール
処理とするのがよい。

〔作　　用〕

以下、本発明の方法をマンネスマン穿孔前の材料加熱、
マンドレルミル圧延、延伸圧延された中空素管の再加熱
、再加熱された中空素管の仕上げ圧延前のデスケール処
理の順で詳述する。

Ｏ材料加熱 本発明の方法が対象とするばね鋼鋼材は、ＪＴＳ−Ｇ４
８０１に規定されるもので、ＪＩＳ−Ｇ３４４５に規定
される通常の機械構造用鋼管材料等と比べてＣ量が高い
、ｉＩ常のマンネスマン穿孔では鋼片は１２５０〜１３
００℃の如き高温に加熱されるが、高Ｃ材料をこのよう
な高温に加熱したのではＣ量に応じて同相線が低下し、
マンネスマン穿孔の過程で粒界溶融による中被れ疵が材
料に発生する。

第１図は本発明者らが調査した穿孔直前の材料中心温度
と中被れ疵発生率との関係を示す図表である。同図に示
されるように、材料中心温度が１２４０℃に達すると中
被れ疵が発生し始め、この傾向は高温になるほど顕著と
なる。逆に、極端に低温で穿孔しようとすると、工具寿
命の低下、工具損傷による機械疵（中被れ疵、中筋ピッ
日、偏肉、穿孔動力におよびスラスト力の増大、ひいて
はミスロールといわれる穿孔未完遂（途中づまり、尻づ
まり、頭づまり）が生じる。第１図において１０００℃
以下で中被れ疵を生じているのは、プラグ損傷のためで
ある。また、穿孔動力と材料温度との関係は第２図のよ
うになる。

以上のことから、本発明の方法においてはマンネスマン
穿孔前の材料加熱温度を穿孔直前の材料中心温度で１０
５０〜１２３０℃の範囲に規定する。

０　マンドレルミル圧延 ＪＩＳ−Ｇ４８０１に規定されるばね鋼材のうち、５Ｕ
Ｐ６．７．１２はいわゆるシリコン−マンガン鋼で、Ｓ
ｌを１．２〜’１．　’ｌ　ｗ　ｔ％を含む、このよう
な高Ｓｉ綱材をマンドレルミル圧延する場合、材料は高
Ｓ＋であることに起因して圧延中の幅拡がりが大きくな
る。

マンドレルミル圧延とは第３図に示すようにロール１と
マンドレル２との間で材料３を内外面から圧延するもの
である。この場合、ロールフランジ側では、最終仕上げ
圧延後に材料３内からマンドレル２を引き抜くクリアラ
ンスを確保する関係から、マンドレル２と材料３が接触
しない部分を確保するという高度な圧延技術が要求され
る。したがって、圧延の全工程を通じて材料３の噛出し
幅Ｗを所定の量に維持することが圧延の安定および品質
の安定を確保する上で極めて重要となる。

しかルニ、５ＵＰ６．７．１２の如き高ｓｔｇ材では前
述したように通常材に比べて幅拡がりが大きくなる。こ
れは次の理由による。材料３がロールｌとマンドレル２
とに挟まれて半径方向圧縮ひずみを受けた際の塑性ひず
みは、軸方向ひずみと周方向ひずみとに吸収される。高
Ｓｌ鋼材は通常材と比べて周方向ひずみに吸収される割
合が高いため、幅拡がりを大きくするのである。そして
、幅拡がりが大きいと必然的に噛出し幅Ｗが大となり、
設計どおりのメタルフローが期待できなくなる結果、後
半スタンドでロール焼付疵、折込み、シワ、蛇腹、穴あ
き等の圧延不安定や品質不具合が発生する。

高Ｓｌ鋼材専用の孔型、段取を採用すれば、このような
問題は解決されるが、綱種太応じてロールを交換するの
は実際上は不可能である。したがって、高８１鋼材の安
定圧延のためには孔型は変更せず、通常圧延に採用され
ている孔型のままで、すなわちロール回転数やギャップ
設定といった段取変更のみで噛出し幅Ｗを抑える対策が
必要となる。

ところで、マンドレルミルの孔型設計、段取設計につい
ては、スタンド間張力を定常圧延状態で０とするのが原
則となっている。そして、この原則に対し、単一孔型で
各種肉厚の材料を安定性よく圧延するためには、定常圧
延状態のスタンド間張力を薄肉材についてはややテンシ
ラン圧延気味に設定し、厚肉材についてはややコンブレ
ソシッン圧延気味に設定するのがよいとされている。

本発明者らは高５ｔｉｌｌ材における噛出し幅の制限に
は、このスタンド間張力の積極的な調整が有力と考え、
種々調査検討した結果、第４図の結果を得た。第４図に
おいてｔはマンドレルミル圧延完了時の材料肉厚、Ｄは
同外径、Ｆはスタンド間張力最大値、Ｋｆは対象とする
バネ鋼鋼材の変形抵抗を示している。

同図に示されるように、噛出し幅の制限には基本的にテ
ンシラン圧延が有効であり、Ｆ／Ｋ　ｒが小さいときは
ロール焼付疵を発生させる。しがしＦ／Ｋ　ｆが大きく
なるとマンドレルと材料間のクリアランスが不十分とな
り、マンドレル詰まり等の圧延不良を発生する危険性が
大となる。そして、この傾向はＬ／Ｄに深く関係する。

第４図にハンチングで示したのが安定圧延の範囲であり
、これを数式で表わすと次のとおりである。

・１５％≦ｔ／Ｄのとき ０≦Ｆ／Ｋｆ　≦０．３ ・７％≦ｔ／Ｄ＜　１５％のとき （１５−ｔ／ＤＸ１００）Ｘｏ、１／８＜Ｆ／Ｋｆ≦（
１５−ｔ　／Ｄ　ｘｌＯＯ）　ｘｏ、　１　／　８　＋
０．３・ｔ／Ｄ＜７％のとき （７−ｔ／ＤｘｌＯＯ）ｘｏ、　１１５　＋０．１＜Ｆ
／Ｋ　ｆ　≦（７−ｔ　／ＤｘｌＯＯ）　ｘＯ，１／　
５　＋０．４以上のことから、ＪＩＳ−Ｇ４８０１に規
定されるばね鋼鋼材のうち、５ＵＰ６．７．１２に対し
てはマンドレルミル圧延を第４図にハツチングで示す条
件内で実施するのが特に有効である。所定のスタンド間
張力を得るための方法（ロール回転数、ギャップ・設定
法等）は既に学会論文（例えば塑性と加工ｖｏ１２４．
Ｎａ２７３．１０７Ｂ頁）等にて公知であり、これらに
基づいて実施すればよい。

○　再加熱 マンドレルミル圧延された中空素管は、温度低下してい
ると共に、周及び軸方向に温度差が生じている、したが
って、この状態のままストレンチレデエーサー等で仕上
げ圧延すると、変形能の低下に伴う圧延荷重の増大に起
因してロール焼付疵が発生し、また温度差に起因して周
及び軸方向で寸法変動等が生じるため、仕上げ圧延に先
立って前記中空素管を再加熱する。

再加熱は、通常８５０〜１０００℃程度の温度で在炉時
間１５分程度以上で行なう、このような条件で再加熱す
ると、中窒素材中の炭素と炉内ガス中の酸素とが反応し
、この時の酸化速度と炭素の拡散速度との大小関係によ
り脱炭及び／又はスケールが発生する。スケールは後述
するデスケール処理によって除去されるが、脱炭が生じ
ると所要の成品スプリング形状に成形して後に施される
最終熱処理である焼入れ一焼戻し時に焼きの入りが不充
分となって成品スプリングに必要な強度が得られなくな
る。また１、脱炭部が切欠きとなって成品スプリングの
疲れ強さが急激に低下する。

したがって、スプリング用の素材鋼管製造に際しての中
空素管の再加熱にあたっては、特に脱炭の発生防１トを
厳密に管理しなければならない。

第５図は中空素管の再加熱における再加熱温度と在炉時
間との関係を脱炭層深さをパラメータとして表わした図
表で、○は脱炭層深さ０．０５ｗｍ未満、Ｃは同０．０
５〜０．１５ｎ、・は同０．３０　Ｉｍ鰯を示している
。同図から明らかなように、脱炭層深さは再加熱温度と
在炉時間の双方に影響され、スプリング晶質上問題のな
い０．０５ｎ未満に脱炭層深さを抑えるには、中空素管
の再加熱を再加熱温度９４０℃以下、在炉時間３０分以
下に制限することが必要となる。ただし、再加熱温度が
８２０℃未満の場合は、仕上げ圧延温度が低くなってロ
ール焼付疵が発生し易く、また在炉時間が１０分未満の
場合は均熱が不充分となり、仕上げ圧延で内面角張り、
偏肉、軸長方向寸法変動等が生じる。

以上のことから、本発明の方法においては中空素管の再
加熱を再加熱温度８２０〜９４０℃、在炉時間１０〜３
０分の条件で行う。

○　デスケール処理 再加熱された材料はデスケール後、サイザー、ストレッ
チレデエーサー等の仕上げ圧延機にかけられる。デスケ
ールが不足すると、残存したスケールが仕上げ圧延によ
り材料表面、残存したスケールが仕上げ圧延により材料
表面にプリントされアバタ状の疵を生じる。

このデスケール処理としては高圧水による方法が一般的
であり、デスケール圧力は９通鋼材の場合で１５０〜１
８０ｋｇ／−程度である。

ところが、ＪＩＳ−Ｇ４８０１に規定されるばね鋼鋼材
のうち、５ＵＰ６．７．１２といったシリコン−マンガ
ン系の材料は熱間スケールの剥離性が悪く、ｆ通温に対
する１５０〜１８０ｋｇ／ａｄ程度のデスケール圧力で
はアバタ疵を発生する。

第６図はシリコン−マンガン鋼についてデスケール圧力
がアバタ疵発生に与える影響を、仕上げ圧延前の材料の
ｔ／Ｄとの関係を加味して表わしたものである０図中、
Ｏはアバタ朧なし、（酔はアバタ疵軽微、・アバタ疵大
を表示している。

第６図から明らかなように、アバタ疵を防止するにはｔ
／Ｄが増大するにしたがって大きなデスケール圧力を与
える必要があり、図にハンチングで示す範囲でアバタ疵
の完全防＋ｈが可能になる。

アバタ朧の防止可能な下限デスケール圧力がｔ／Ｄが大
きくなるのにしたがって増大するのは、ｔ／Ｄが大きい
ほど仕上げ圧延時の圧延荷重が大きくなるのでこれを防
止するため再抽Ｐ８温度を高くするが、この結果材料の
保有熱量が多くなって多量に発生ずるスケールを除去し
なければならないからである。アバタ朧の完全防１ヒが
可能なデスケール圧力Ｐの範囲を数量的に表わすと以下
のとおりである。

ｔ／Ｄ≦５％のとき、Ｐ≧１８０　ｋｇｆ／ｄ５％＜ｔ
／Ｄ≦１５％（Ｄとき、Ｐ≧２００ｋｇｆ／ｃｄ１５％
〈（／Ｄ≦２０％のとき、Ｐ≧２２０　ｋｇｆ／ｃｉ２
０％＜ｔ／Ｄ≦のとき、Ｐ≧２４０　ｔｕｒｆ／ｃｊ以
上のことから、ＪＩＳ−Ｇ４８０１に規定されるばね鋼
鋼材のうち、５ＵＰ６．７．１２に対しては仕上げ圧延
前のデスケールを第６図にハツチングで示す条件内で実
施するのが特に有効である、デスケール手段として高圧
水以外を用いる場合は、上記条件に相当するデスケール
能力を与える。

仕上げ圧延を終了した継目無鋼管に対しては寸法精度向
上のため、必要に応じ冷間抽伸を実施してもよい。

Ｃ実施例〕 ＪＩＳ−Ｇ４８０１ＳＩＪＰ６に１亥当する第１表に示
す成分のシリコン−マンガン鋼からなる種々の外径のビ
レットを種々の温度に加熱した。加熱後、直ちにマンネ
スマン穿孔を行い、引き続いてマントレアＬ／ミル圧延
ヲ行った。マンドレルミル圧延においては種々のスタン
ド間張力を付与した。

そして、マンドレルミル圧延後種々の温度に再加熱し、
種々の圧力で高圧水デスケールを行い、しかる後、スト
レッチレデューサ−による仕上げ圧延を行い、圧延後の
材料表面を調査した。

マンネスマン穿孔前の加熱温度と中被れ疵の発生率との
関係を表わしたのが第１図である。加熱温度以外の条件
は第２表に示すとおりである。

マンドレルミル圧延における圧延状態をｔ／ＤとＦ／Ｋ
　ｆとの関係で示したのが第４図であり、加熱温度、再
加熱温度等の他の条件は第３表に示すとおりである。

再加熱後の脱炭Ｎ深さを再加熱温度と在炉時間との関係
で表わしたのが第５図である。

デスケール不足に起因するアバタ疵の発生状況をｔ／Ｄ
とデスケール圧力との関係で示したのが第６図であり、
他の条件は第４表に示すとおりである。

第　　１　　表（ｗｔ％） 〔発明の効果〕 本発明の方法はスプリング用鋼管としてばね鋼鋼材から
なる継目無管を傾斜ロール圧延法で圧延上、品質上問題
なく製造するものである。ばね素材としての最適なばね
鋼鋼材を使用することから、スプリング特性を向上させ
、更に継目無管は電縫溶接部がなく機械的性質を各部で
安定させる。更にまた傾斜ロール圧延法は他の継目無管
製造と比べて能率が高く製造コストを低下させる。した
がって、本発明の方法は中空スプリングの品質向上、コ
スト低減に極めて大きな効果を発揮するものである。

【図面の簡単な説明】

第１図はばね鋼鋼材をマンネスマン穿孔圧延するときの
材料中心加熱温度と中被れ疵の発生率との関係を示す図
表、第２図は同じく加熱温度と穿孔動力との関係を示す
図表、第３図はマンドレルミル圧延における噛出し幅を
示す断面図、第４図はばね鋼鋼材をマンドレルミル圧延
するときのスタンド間張力が圧延に及ぼす影響を示す図
表、第５図は再加熱条件が脱炭層形成に及ぼす影響を示
す図表、第６図は仕上げ圧延前のデスケール圧力がデス
ケール後の仕上げ圧延に与える影響を示す図表である。 図中、１：ロール、２：マンドレル、３：被圧延材料。 第　　４　図 第　　５　図 再加熱温度（０Ｃ） 第６図 仕上げ圧延前の材料のｔ／ｂ（Ｖ＠）

Claims (1)

1. 【特許請求の範囲】 １、ばね鋼鋼材からなる素材を材料中心温度１０５０〜
   １２３０℃に加熱してマンネスマン穿孔し、その後マン
   ドレルミル圧延して得られた中空素管を８２０〜９４０
   ℃に１０〜３０分の在炉時間で再加熱して後、仕上げ圧
   延することを特徴とするスプリング用継目無鋼管の製造
   方法。 ２、マンドレルミル圧延を第４図にハッチングで示す条
   件で行うことを特徴とする特許請求の範囲第１項に記載
   のスプリング用継目無鋼管の製造方法。 ３、再加熱後、仕上げ圧延を行う前に第６図にハッチン
   グで示す条件で高圧水デスケールを行うことを特徴とす
   る特許請求の範囲第１項または第２項に記載のスプリン
   グ用継目無鋼管の製造方法。