JPH0475082B2 - - Google Patents
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- JPH0475082B2 JPH0475082B2 JP18607787A JP18607787A JPH0475082B2 JP H0475082 B2 JPH0475082 B2 JP H0475082B2 JP 18607787 A JP18607787 A JP 18607787A JP 18607787 A JP18607787 A JP 18607787A JP H0475082 B2 JPH0475082 B2 JP H0475082B2
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- drilling
- ratio
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Classifications
-
- B—PERFORMING OPERATIONS; TRANSPORTING
- B21—MECHANICAL METAL-WORKING WITHOUT ESSENTIALLY REMOVING MATERIAL; PUNCHING METAL
- B21B—ROLLING OF METAL
- B21B19/00—Tube-rolling by rollers arranged outside the work and having their axes not perpendicular to the axis of the work
- B21B19/02—Tube-rolling by rollers arranged outside the work and having their axes not perpendicular to the axis of the work the axes of the rollers being arranged essentially diagonally to the axis of the work, e.g. "cross" tube-rolling ; Diescher mills, Stiefel disc piercers or Stiefel rotary piercers
- B21B19/04—Rolling basic material of solid, i.e. non-hollow, structure; Piercing, e.g. rotary piercing mills
Landscapes
- Engineering & Computer Science (AREA)
- Mechanical Engineering (AREA)
- Reduction Rolling/Reduction Stand/Operation Of Reduction Machine (AREA)
- Control Of Metal Rolling (AREA)
Description
【発明の詳細な説明】
〔産業上の利用分野〕
本発明は中実ビレツトから継目無管を得るため
の高加工度の穿孔方法に関する。
の高加工度の穿孔方法に関する。
継目無管の製造方法として従来から広く採用さ
れている方法に３ロールピアサを用いたマンネス
マンプラグミル法、マンネスマンマンドレルミル
法がある。これは加熱炉で所定温度に加熱した中
実ビレットを３ロール傾斜穿孔圧延機（３ロール
ピアサ）により穿孔して中空棒状のホローピース
となし、これをエロンゲータ、アッセルミル、プ
ラグミル又はマンドレルミルなどの延伸圧延機に
より主として肉厚を減じてホローシエルとなし、
ついでサイザまたはストレツチレデユーサなどの
絞り圧延機により主として外径を減じて所定寸法
の継目無管を得る方法である。
れている方法に３ロールピアサを用いたマンネス
マンプラグミル法、マンネスマンマンドレルミル
法がある。これは加熱炉で所定温度に加熱した中
実ビレットを３ロール傾斜穿孔圧延機（３ロール
ピアサ）により穿孔して中空棒状のホローピース
となし、これをエロンゲータ、アッセルミル、プ
ラグミル又はマンドレルミルなどの延伸圧延機に
より主として肉厚を減じてホローシエルとなし、
ついでサイザまたはストレツチレデユーサなどの
絞り圧延機により主として外径を減じて所定寸法
の継目無管を得る方法である。
しかしこのような従来方法は前述した如く、ピ
アサ、エロンゲータ、アッセルミル等による穿孔
圧延工程又は第２穿孔圧延工程、プラグミル、マ
ンドレルミル等による延伸圧延工程、サイザ、ス
トレツチレデユーサ等による絞り圧延工程等多数
の工程を必要とし、製管ラインに広いスペースが
必要となり、しかもこれ以上の合理化には限界が
あるという問題があつた。
アサ、エロンゲータ、アッセルミル等による穿孔
圧延工程又は第２穿孔圧延工程、プラグミル、マ
ンドレルミル等による延伸圧延工程、サイザ、ス
トレツチレデユーサ等による絞り圧延工程等多数
の工程を必要とし、製管ラインに広いスペースが
必要となり、しかもこれ以上の合理化には限界が
あるという問題があつた。
一般にこのような製管方法において工程を簡略
化しようとする場合、例えば穿孔圧延工程におい
て他の工程を兼ね得るよう１台の圧延機でとり得
る肉厚加工度を大きくする。即ち穿孔比、拡管比
を大きくする必要があるが、従来における３ロー
ルピアサによる穿孔圧延における穿孔比はたかだ
か2.5〜3.0程度であり、拡管比はたかだか1.05〜
1.10程度である。その結果、穿孔後の肉厚／外径
比はせいぜい８〜10％となつている。穿孔比や拡
管比がこれ以上に過大になると穿孔時の回転鍛造
効果及び円周方向剪断応力場が苛酷となり、内面
疵の問題が不可避となる結果、むしろこのような
場合は例えば穿孔圧延機を２台用い、第１穿孔機
で孔を穿け、第２穿孔圧延機（ロータリエロンゲ
ータ）で更に延伸圧延して肉厚を減じ、或いは第
２穿孔圧延機（ロータリエキスパンダ）において
30〜50％の拡管圧延を行つて肉厚を減じる方法を
余儀なくされているのが現状である。
化しようとする場合、例えば穿孔圧延工程におい
て他の工程を兼ね得るよう１台の圧延機でとり得
る肉厚加工度を大きくする。即ち穿孔比、拡管比
を大きくする必要があるが、従来における３ロー
ルピアサによる穿孔圧延における穿孔比はたかだ
か2.5〜3.0程度であり、拡管比はたかだか1.05〜
1.10程度である。その結果、穿孔後の肉厚／外径
比はせいぜい８〜10％となつている。穿孔比や拡
管比がこれ以上に過大になると穿孔時の回転鍛造
効果及び円周方向剪断応力場が苛酷となり、内面
疵の問題が不可避となる結果、むしろこのような
場合は例えば穿孔圧延機を２台用い、第１穿孔機
で孔を穿け、第２穿孔圧延機（ロータリエロンゲ
ータ）で更に延伸圧延して肉厚を減じ、或いは第
２穿孔圧延機（ロータリエキスパンダ）において
30〜50％の拡管圧延を行つて肉厚を減じる方法を
余儀なくされているのが現状である。
ところで傾斜穿孔圧延機としては２個のロール
と２個のガイドシユー、或いは２個のデイスクロ
ールを有する２ロールピアサが一般的であり、ビ
レツトの中心部に発生する回転鍛造効果と円周方
向剪断歪γr〓による内面疵の発生がしばしば問題
となつている。これに対して３ロールピアサはロ
ール数が異なるとビレツト内部の応力状態が異な
ることから、ビレツトの中心部には回転鍛造効果
は比較的表れにくく連続鋳造や合金鋼の穿孔が可
能とされているが、交叉角γを零度、傾斜角βを
６〜12°に設定する従来の３ロールピアサでは本
発明で対象としている如き、高加工度薄肉穿孔を
行う場合、ビレツト中心部に発生する回転鍛造効
果の影響が看過することができず、やはり内面疵
の発生が問題となる。
と２個のガイドシユー、或いは２個のデイスクロ
ールを有する２ロールピアサが一般的であり、ビ
レツトの中心部に発生する回転鍛造効果と円周方
向剪断歪γr〓による内面疵の発生がしばしば問題
となつている。これに対して３ロールピアサはロ
ール数が異なるとビレツト内部の応力状態が異な
ることから、ビレツトの中心部には回転鍛造効果
は比較的表れにくく連続鋳造や合金鋼の穿孔が可
能とされているが、交叉角γを零度、傾斜角βを
６〜12°に設定する従来の３ロールピアサでは本
発明で対象としている如き、高加工度薄肉穿孔を
行う場合、ビレツト中心部に発生する回転鍛造効
果の影響が看過することができず、やはり内面疵
の発生が問題となる。
本発明はかかる事情に鑑みなされたものであつ
てその目的とするところは抜本的な継目無製管プ
ロセスの合理化を図るべく前記２台の穿孔圧延機
における加工を１台の穿孔圧延機で実現し、更に
発展させて継目無管の製造プロセスにおける全加
工量の90〜95％を穿孔機１台で実現することを狙
つて従来の穿孔比、拡管比の限界を越える高加工
度薄肉穿孔を可能とするにある。
てその目的とするところは抜本的な継目無製管プ
ロセスの合理化を図るべく前記２台の穿孔圧延機
における加工を１台の穿孔圧延機で実現し、更に
発展させて継目無管の製造プロセスにおける全加
工量の90〜95％を穿孔機１台で実現することを狙
つて従来の穿孔比、拡管比の限界を越える高加工
度薄肉穿孔を可能とするにある。
なお、慣用上、穿孔比、拡管比という指標を用
いたがこれらは歪量を正確に表現するものではな
い。
いたがこれらは歪量を正確に表現するものではな
い。
ちなみに、一般に穿孔工程における長手方向、
半径方向、円周方向の歪量は穿孔前のビレツトの
外径をd0、長さをl0、穿孔後のホローピースの外
径をｄ、長さをｌ、肉厚をｔとして次式で表され
る。
半径方向、円周方向の歪量は穿孔前のビレツトの
外径をd0、長さをl0、穿孔後のホローピースの外
径をｄ、長さをｌ、肉厚をｔとして次式で表され
る。
ψl＝lnｌ／l0＝lnd0 2／４（ｄ−ｔ）ｔ
ψr＝ln2t／d0
ψ〓＝ln２（ｄ−ｔ）／d0
ここでψl＋ψr＋ψ〓＝０
これに対し穿孔比はｌ／l0、拡管比はｄ／d0で
定義され、あくまで変形の程度の目安に過ぎない
のであるが、極めて直観的にとらえやすいので、
しばしば変形の程度を表す指標として使用されて
おり、以下の説明にもこれを用いることとする。
定義され、あくまで変形の程度の目安に過ぎない
のであるが、極めて直観的にとらえやすいので、
しばしば変形の程度を表す指標として使用されて
おり、以下の説明にもこれを用いることとする。
本発明方法は、中実ビレツト及びホローピース
が通過するパスラインの周りに両端支持された３
個のロールが配設されてなる交叉型の傾斜穿孔圧
延機により中実ビレツトを穿孔してホローピース
とする穿孔過程において、前記傾斜角β及び交叉
角γを 6゜≦β≦20° 3°≦γ≦35° 12゜≦β＋γ≦50゜ の範囲に保持し、また中実ビレツトの直径d0と穿
孔後のホローピースの外径ｄ、肉厚ｔとの間に 1.2≦−ψr／ψ〓≦4.0 但し ψr＝ln2t／d0 ψ〓＝ln２（ｄ−ｔ）／d0 なる関係を同時に満足させ、更に穿孔比 ｛d0 2／4t（ｄ−ｔ）｝が3.5以上、または拡管比 （ｄ／d0）が1.15以上、または肉厚／外径比 （ｔ／ｄ）が7.0％以下として穿孔を行うことを特徴 とする。
が通過するパスラインの周りに両端支持された３
個のロールが配設されてなる交叉型の傾斜穿孔圧
延機により中実ビレツトを穿孔してホローピース
とする穿孔過程において、前記傾斜角β及び交叉
角γを 6゜≦β≦20° 3°≦γ≦35° 12゜≦β＋γ≦50゜ の範囲に保持し、また中実ビレツトの直径d0と穿
孔後のホローピースの外径ｄ、肉厚ｔとの間に 1.2≦−ψr／ψ〓≦4.0 但し ψr＝ln2t／d0 ψ〓＝ln２（ｄ−ｔ）／d0 なる関係を同時に満足させ、更に穿孔比 ｛d0 2／4t（ｄ−ｔ）｝が3.5以上、または拡管比 （ｄ／d0）が1.15以上、または肉厚／外径比 （ｔ／ｄ）が7.0％以下として穿孔を行うことを特徴 とする。
本発明方法はこれによつて、３ロールピアサの
能力を最大限に引出し得、高加工度薄肉穿孔圧延
が可能となり、継目無管の製造工程の殆どを一工
程で済ませ得る結果、継目無製管プロセスの大幅
な簡略化が可能となる。
能力を最大限に引出し得、高加工度薄肉穿孔圧延
が可能となり、継目無管の製造工程の殆どを一工
程で済ませ得る結果、継目無製管プロセスの大幅
な簡略化が可能となる。
以下高加工度薄肉穿孔を達成するうえでの加工
条件等を本発明者が行つた実験結果に基づき具体
的に説明する。
条件等を本発明者が行つた実験結果に基づき具体
的に説明する。
本発明者等は既述した３ロールピアサを使用し
て穿孔比及び拡管比の限界、即ち高穿孔比穿孔及
び高拡管比穿孔による高加工度の薄肉穿孔に挑戦
し、穿孔の条件を広範囲に変えて調査研究するう
ち常識的な穿孔比や拡管比で穿孔する場合には殆
ど問題にならない条件がかかる高加工度薄肉穿孔
の場合に表面化して問題になつて来ることを見出
した。
て穿孔比及び拡管比の限界、即ち高穿孔比穿孔及
び高拡管比穿孔による高加工度の薄肉穿孔に挑戦
し、穿孔の条件を広範囲に変えて調査研究するう
ち常識的な穿孔比や拡管比で穿孔する場合には殆
ど問題にならない条件がかかる高加工度薄肉穿孔
の場合に表面化して問題になつて来ることを見出
した。
それは穿孔作業そのものが現実に成り立つか否
かに関わるものであつて、穿孔圧延における肉厚
圧下量を軸長方向と円周方向に如何に配分すべき
かという基本的な原理原則であり、この条件を逸
脱すると穿孔途中でフレアリング（はみ出し現
象）や尻詰まりを発生して穿孔圧延そのものが停
止してしまうこととなる。
かに関わるものであつて、穿孔圧延における肉厚
圧下量を軸長方向と円周方向に如何に配分すべき
かという基本的な原理原則であり、この条件を逸
脱すると穿孔途中でフレアリング（はみ出し現
象）や尻詰まりを発生して穿孔圧延そのものが停
止してしまうこととなる。
次に高加工度、薄肉穿孔を円滑に行ううえで肉
厚圧下量を長手方向、円周方向にいかに配分すべ
きかについて詳細な研究を行つたのでその結果に
ついて以下に説明する。
厚圧下量を長手方向、円周方向にいかに配分すべ
きかについて詳細な研究を行つたのでその結果に
ついて以下に説明する。
実験は主ロールの傾斜角βを6°から2°毎に20°ま
で８段階に、交叉角γを5°から5°毎に35°まで７段
階に変化させ、中実ビレツト径とプラグ径を変え
ながら穿孔を行い、フレアリングも尻詰まりも発
生することなく穿孔できる穿孔可能範囲を調査し
た。
で８段階に、交叉角γを5°から5°毎に35°まで７段
階に変化させ、中実ビレツト径とプラグ径を変え
ながら穿孔を行い、フレアリングも尻詰まりも発
生することなく穿孔できる穿孔可能範囲を調査し
た。
この場合の主ロールのゴージ部の径は200mmで
あり、主ロールの回転速度は60rpmである。中実
ビレツトは炭素鋼の鍛伸材であり、その直径は40
mm、45mm、50mm、55mm、60mm、65mmの６種類、プ
ラグとしては直径が異なる40mm、45mm、50mm、55
mm、60mm、70mm、80mm、90mmの８種類を供し、穿
孔実験は各中実ビレツトと各プラグとの全ての組
合わせで行つた。
あり、主ロールの回転速度は60rpmである。中実
ビレツトは炭素鋼の鍛伸材であり、その直径は40
mm、45mm、50mm、55mm、60mm、65mmの６種類、プ
ラグとしては直径が異なる40mm、45mm、50mm、55
mm、60mm、70mm、80mm、90mmの８種類を供し、穿
孔実験は各中実ビレツトと各プラグとの全ての組
合わせで行つた。
この結果から得られた穿孔を実現できる条件は
次のとおりである。
次のとおりである。
1.2≦−ψr／ψ〓≦4.0
但し
ψr＝ln2t／d0
ψ〓＝ln２（ｄ−ｔ）／d0
なお、−ψr／ψ〓≦4.0としたのは−ψr／ψ〓＞4.0
になると穿孔途中でフレアリングを発生して管肉
あ主ロール同士の間隙に過度に膨れ出て穿孔の進
行が停止するからであり、また1.2≦−ψr／ψ〓と
したのは1.2＞−ψr／ψ〓になるとプラグ外周面と
ホローピース内周面の間隙が少なくなつて尻詰ま
りを発生し、同じく穿孔そのものの進行が停止し
てしまうからである。
になると穿孔途中でフレアリングを発生して管肉
あ主ロール同士の間隙に過度に膨れ出て穿孔の進
行が停止するからであり、また1.2≦−ψr／ψ〓と
したのは1.2＞−ψr／ψ〓になるとプラグ外周面と
ホローピース内周面の間隙が少なくなつて尻詰ま
りを発生し、同じく穿孔そのものの進行が停止し
てしまうからである。
次にかかる高加工度で且つ薄肉とする穿孔圧延
では、前述した如く３ロールピアサにおいても回
転鍛造効果が看過できない上、穿孔中の円周方向
剪断変形γr〓のメタルフローはますます大きくな
つて剪断応力場も苛酷になつてくる為、内面疵や
ラミネーシヨンを発生し易い。
では、前述した如く３ロールピアサにおいても回
転鍛造効果が看過できない上、穿孔中の円周方向
剪断変形γr〓のメタルフローはますます大きくな
つて剪断応力場も苛酷になつてくる為、内面疵や
ラミネーシヨンを発生し易い。
一般に傾斜圧延機によつて中実ビレツトを穿孔
する場合、例えば本発明者による特公昭57−
168711号における言謂交叉穿孔機の場合に示され
るように内面疵やラミネーシヨンの発生抑制に関
しては傾斜角βと交叉角γが剪断応力場の解放と
いう関点から密接な関係を有しており、本発明者
は３ロールピアサにおける傾斜角β、交叉角γ及
びその和β＋γのとり得る範囲について実験した
結果、次の結論を得た。
する場合、例えば本発明者による特公昭57−
168711号における言謂交叉穿孔機の場合に示され
るように内面疵やラミネーシヨンの発生抑制に関
しては傾斜角βと交叉角γが剪断応力場の解放と
いう関点から密接な関係を有しており、本発明者
は３ロールピアサにおける傾斜角β、交叉角γ及
びその和β＋γのとり得る範囲について実験した
結果、次の結論を得た。
6゜≦β≦20°
3°≦γ≦35°
12゜≦β＋γ≦50゜
即ち一定の範囲内においては、傾斜角β、交叉
角γ及びその和β＋γは大きくなる程剪断応力場
の解放、つまり内面疵やラミネーシヨンの発生抑
制に効果があり、β＜6゜またはγ＜3°またはβ＋
γ＜12°ではその効果が十分でなく、高加工度薄
肉穿孔には適さなかつた。ところが前述の特公昭
57−168711号において傾斜角β、交叉角γ及びそ
の和β＋γの上限が内面疵の発生防止の観点から
ではなく、機械構造上の制約からその上限が決定
されていたのに対し、本発明者はかかる高加工度
薄肉穿孔においてさらに苛酷となる剪断応力場を
解放するという観点から後述する特殊な軸受構造
により上述の機械構造上の制約を大幅に緩和する
ことに成功し、さらに検討を行つた結果、傾斜角
β、交叉角γ及びその和β＋γの上限についても
内面疵発生防止の観点から決定されることが明ら
かとなつた。
角γ及びその和β＋γは大きくなる程剪断応力場
の解放、つまり内面疵やラミネーシヨンの発生抑
制に効果があり、β＜6゜またはγ＜3°またはβ＋
γ＜12°ではその効果が十分でなく、高加工度薄
肉穿孔には適さなかつた。ところが前述の特公昭
57−168711号において傾斜角β、交叉角γ及びそ
の和β＋γの上限が内面疵の発生防止の観点から
ではなく、機械構造上の制約からその上限が決定
されていたのに対し、本発明者はかかる高加工度
薄肉穿孔においてさらに苛酷となる剪断応力場を
解放するという観点から後述する特殊な軸受構造
により上述の機械構造上の制約を大幅に緩和する
ことに成功し、さらに検討を行つた結果、傾斜角
β、交叉角γ及びその和β＋γの上限についても
内面疵発生防止の観点から決定されることが明ら
かとなつた。
即ちγ≦35°としたのは、γ＞35°となると円周
方向剪断変形γr〓のメタルフローがオーバーシユ
ートして従来の知見と異なつた逆向きのメタルフ
ローが出現してくるからである。傾斜角βと交叉
角γの和の上限についても同様である。
方向剪断変形γr〓のメタルフローがオーバーシユ
ートして従来の知見と異なつた逆向きのメタルフ
ローが出現してくるからである。傾斜角βと交叉
角γの和の上限についても同様である。
次に本発明の実施に使用される３ロールピアサ
の構造について説明する。
の構造について説明する。
第１図はパスライン上、入側から出側に向かつ
て見た入側正面図、第２図は第１図の−線に
よる部分断面図、第３図は第２図の−線によ
る断面図である。
て見た入側正面図、第２図は第１図の−線に
よる部分断面図、第３図は第２図の−線によ
る断面図である。
第４図及び第５図はロール１１，１２，１３の
支持構造を示す模式図であり、特に第５図は従来
の常識をはるかに上回る交叉角γを設定可能とす
る前述した特殊な軸受構造を示している。
支持構造を示す模式図であり、特に第５図は従来
の常識をはるかに上回る交叉角γを設定可能とす
る前述した特殊な軸受構造を示している。
主ロール１１，１２，１３は中実ビレツト１の
入口側に入口面角α1のロール面１１ａ，１２ａ，
１３ａを、出口側に出口面角α2のロール面１１
ｂ，１２ｂ，１３ｂを有するコーン型の形状をな
し、入口面のロール面１１ａ，１２ａ，１３ａと
出口側のロール面１１ｂ，１２ｂ，１３ｂが交叉
する位置がゴージ部１１ｇ，１２ｇ，１３ｇとな
つていて、各ロール軸１１ｃ，１２ｃ，１３ｃの
両端は軸受１６ａ，１７ａ或いは２６ａ，２７ａ
にて支持体１６，１７或いは２６，２７に保持さ
れている。各ロール軸１１ｃ，１２ｃ，１３ｃは
中実ビレツト１の通過するパスラインＸ−Ｘ線周
りに、同側の軸端が周方向の同じ側へ向くように
傾斜角βをもつて傾斜設定されると共に、パスラ
インＸ−Ｘ線に対して入側の軸端が接近、及び出
側の軸端が離反するように交叉角γをもつて交叉
する如く傾斜設定されており、矢印で示す如く互
いに同一方向へ同一角速度で回転せしめられるよ
うにしてある。
入口側に入口面角α1のロール面１１ａ，１２ａ，
１３ａを、出口側に出口面角α2のロール面１１
ｂ，１２ｂ，１３ｂを有するコーン型の形状をな
し、入口面のロール面１１ａ，１２ａ，１３ａと
出口側のロール面１１ｂ，１２ｂ，１３ｂが交叉
する位置がゴージ部１１ｇ，１２ｇ，１３ｇとな
つていて、各ロール軸１１ｃ，１２ｃ，１３ｃの
両端は軸受１６ａ，１７ａ或いは２６ａ，２７ａ
にて支持体１６，１７或いは２６，２７に保持さ
れている。各ロール軸１１ｃ，１２ｃ，１３ｃは
中実ビレツト１の通過するパスラインＸ−Ｘ線周
りに、同側の軸端が周方向の同じ側へ向くように
傾斜角βをもつて傾斜設定されると共に、パスラ
インＸ−Ｘ線に対して入側の軸端が接近、及び出
側の軸端が離反するように交叉角γをもつて交叉
する如く傾斜設定されており、矢印で示す如く互
いに同一方向へ同一角速度で回転せしめられるよ
うにしてある。
そしてパスセンタ上ゴージ部１１ｇ，１２ｇ，
１３ｇから中実ビレツト１の入口側に向かつて所
定の距離だけ隔たつた位置には後端部をマンドレ
ル１５によつて支持されたプラグ１４の先端が位
置決めされている。
１３ｇから中実ビレツト１の入口側に向かつて所
定の距離だけ隔たつた位置には後端部をマンドレ
ル１５によつて支持されたプラグ１４の先端が位
置決めされている。
各主ロール１１，１２，１３のロール軸端の支
持構造は交叉角γの値に応じて第４図又は第５図
に示す如き支持構造が採用される。なお、各主ロ
ール１１，１２，１３のロール軸端支持構造はい
ずれも同じであり、主ロール１１について示して
ある。
持構造は交叉角γの値に応じて第４図又は第５図
に示す如き支持構造が採用される。なお、各主ロ
ール１１，１２，１３のロール軸端支持構造はい
ずれも同じであり、主ロール１１について示して
ある。
交叉角γが25°以下であれば従来と同様に第４
図に示す如く圧延機本体の内部に装着した軸受に
よつて入口側のロール軸端を支持する構造が可能
である。
図に示す如く圧延機本体の内部に装着した軸受に
よつて入口側のロール軸端を支持する構造が可能
である。
第４図は交叉角γが25°以下の低交叉角時に用
いられる主ロール軸端の支持構造を示す模式図で
あり、主ロール１１は入口側及び出口側のロール
面１１ａ，１１ｂ端面より前方に突き出した部分
のロール軸１１ｃの末端を軸受１６ａ，１７ａに
よつて支持枠１６，１７に軸支する構造である。
ただこの構造では25°を越える交叉角を採ると中
実ビレツト１のパスラインが第４図に二点鎖線で
示す如くになり、ロール軸の末端が中実ビレツト
１のパスライン中に入り込むこととなり、実質的
に圧延を行うことが出来なくなる。
いられる主ロール軸端の支持構造を示す模式図で
あり、主ロール１１は入口側及び出口側のロール
面１１ａ，１１ｂ端面より前方に突き出した部分
のロール軸１１ｃの末端を軸受１６ａ，１７ａに
よつて支持枠１６，１７に軸支する構造である。
ただこの構造では25°を越える交叉角を採ると中
実ビレツト１のパスラインが第４図に二点鎖線で
示す如くになり、ロール軸の末端が中実ビレツト
１のパスライン中に入り込むこととなり、実質的
に圧延を行うことが出来なくなる。
そこでこのような場合には第５図に示す如くロ
ール自身の内部に装着した軸受によつて入口側の
ロール軸端を支持する構造とし、入口側の軸受と
進入するビレツトとの機械的干渉を回避する。
ール自身の内部に装着した軸受によつて入口側の
ロール軸端を支持する構造とし、入口側の軸受と
進入するビレツトとの機械的干渉を回避する。
第５図は交叉角γが25°を越える高交叉角時に
用いられる主ロール軸端の支持構造を示す部分断
面図であり、主ロール１１のロール軸１１ｃの両
端は夫々軸受１６ａ，１７ａを介して支持枠１
６，１７に軸支されているが、入口側の軸受１６
ａはロール軸１１ｃを通す軸孔を一部拡径して形
成した環状凹所１１ｄ内に位置させ、支持枠１６
の支持部もその過半部を環状凹所１１ｄ内に位置
させる。これによつて入口側の軸受１６ａと進入
する中実ビレツト１との機械的干渉が避けられ、
25°を越える交叉角γを採り得ることとなる。
用いられる主ロール軸端の支持構造を示す部分断
面図であり、主ロール１１のロール軸１１ｃの両
端は夫々軸受１６ａ，１７ａを介して支持枠１
６，１７に軸支されているが、入口側の軸受１６
ａはロール軸１１ｃを通す軸孔を一部拡径して形
成した環状凹所１１ｄ内に位置させ、支持枠１６
の支持部もその過半部を環状凹所１１ｄ内に位置
させる。これによつて入口側の軸受１６ａと進入
する中実ビレツト１との機械的干渉が避けられ、
25°を越える交叉角γを採り得ることとなる。
なお、片持ち支持構造とすることも考えられる
が、穿孔圧延中に主ロールが振動して偏肉の原因
となる上、ホローピースの内外面性状にも悪影響
を及ぼし、特に本発明が対象としているような薄
肉のホローピースを圧延する場合は管壁の破れさ
え引き起こすことがあり、望ましくない。
が、穿孔圧延中に主ロールが振動して偏肉の原因
となる上、ホローピースの内外面性状にも悪影響
を及ぼし、特に本発明が対象としているような薄
肉のホローピースを圧延する場合は管壁の破れさ
え引き起こすことがあり、望ましくない。
圧延時には主ロール１１〜１３は同一方向に同
一回転数で回転せしめられ、所定温度に加熱され
た中実ビレツト１が矢印方向に装入されて主ロー
ル１１〜１３に噛み込まれると傾斜角βと交叉角
γの作用で矢印とは反対方向に回転しながら入口
側ロール面１１ａ，１２ａ，１３ａによつて縮径
しつつ、プラグ１４の方へ前進する。プラグ１４
の先端に達した中実ビレツト１は穿孔され、さら
に出口側ロール面１１ｂ，１２ｂ，１３ｂとプラ
グ１４によつて減肉されると同時に拡径され、中
空棒状のホローピース２となる。
一回転数で回転せしめられ、所定温度に加熱され
た中実ビレツト１が矢印方向に装入されて主ロー
ル１１〜１３に噛み込まれると傾斜角βと交叉角
γの作用で矢印とは反対方向に回転しながら入口
側ロール面１１ａ，１２ａ，１３ａによつて縮径
しつつ、プラグ１４の方へ前進する。プラグ１４
の先端に達した中実ビレツト１は穿孔され、さら
に出口側ロール面１１ｂ，１２ｂ，１３ｂとプラ
グ１４によつて減肉されると同時に拡径され、中
空棒状のホローピース２となる。
実施例 １
連続鋳造したオーステナイト系ステンレス鋼製
の鋳片の熱間加工性は相当に劣悪であるが、その
中でも特に熱間変形能が劣悪なNb添加のオース
テナイト系ステンレス鋼（18Cr−8Ni−1Nb）を
選び、直径187mmの水平連続鋳造鋳片の中心部か
ら直径d0＝60mmをビレツトを削り出し、高穿孔比
の薄肉穿孔実験を行つた。
の鋳片の熱間加工性は相当に劣悪であるが、その
中でも特に熱間変形能が劣悪なNb添加のオース
テナイト系ステンレス鋼（18Cr−8Ni−1Nb）を
選び、直径187mmの水平連続鋳造鋳片の中心部か
ら直径d0＝60mmをビレツトを削り出し、高穿孔比
の薄肉穿孔実験を行つた。
＜３ロールピアサの諸元＞
主ロール交叉角γ：25°
主ロール傾斜角β：10°
主ロールゴージ部径：200mm
プラグ直径：58mm
＜加工条件＞
中実ビレツト直径d0：60mm
ホローピース外径ｄ：65.2mm
ホローピース肉厚ｔ：3.2mm
穿孔比：4.5（従来の最大穿孔比2.5〜3.0程度）
拡管比：1.09
肉厚／外径比：4.9％（従来の最小肉厚／外径
比８〜10％） 半径方向対数歪 ψr＝ln2t／d0＝−2.24 円周方向対数歪 ψ〓＝ln2t（ｄ−ｔ）／d0＝0.73 −ψr／ψ〓＝3.07 円周方向と長手方向への圧下配分比は適切で20
本穿孔してフレアリングも尻詰まりも発生するこ
となくスムーズな穿孔が可能であつた。
比８〜10％） 半径方向対数歪 ψr＝ln2t／d0＝−2.24 円周方向対数歪 ψ〓＝ln2t（ｄ−ｔ）／d0＝0.73 −ψr／ψ〓＝3.07 円周方向と長手方向への圧下配分比は適切で20
本穿孔してフレアリングも尻詰まりも発生するこ
となくスムーズな穿孔が可能であつた。
また、回転鍛造効果（マンネスマン破壊）が抑
制され、付加剪断応力場が解放される結果、驚異
的な高穿孔比穿孔圧延でありながら、しかも材料
の熱間加工性が極めて劣悪でありながら内面疵の
発生は全く認められなかつた。
制され、付加剪断応力場が解放される結果、驚異
的な高穿孔比穿孔圧延でありながら、しかも材料
の熱間加工性が極めて劣悪でありながら内面疵の
発生は全く認められなかつた。
なお、特に中径継目無鋼管の製造方法としてマ
ンネスマン・プラグミル法が世界的に広く採用さ
れており、この工程は穿孔圧延機で中実ビレツト
に孔をあけ、ロータリ・エロンゲータで肉厚を減
じ、プラグミルで更に延伸圧延して肉厚を減じ、
リーラで管の内面を磨き、サイザまたはストレツ
チレデユーサで外径を絞つて所定の寸法に仕上げ
るものであるが、本発明の高穿孔蓖薄肉穿孔法は
上記圧延機、ロータリ・エロンゲータ、プラグミ
ル、リーラまでの４台の圧延機による加工を３ロ
ールピアサ１台のみで実行しようとするものであ
る。
ンネスマン・プラグミル法が世界的に広く採用さ
れており、この工程は穿孔圧延機で中実ビレツト
に孔をあけ、ロータリ・エロンゲータで肉厚を減
じ、プラグミルで更に延伸圧延して肉厚を減じ、
リーラで管の内面を磨き、サイザまたはストレツ
チレデユーサで外径を絞つて所定の寸法に仕上げ
るものであるが、本発明の高穿孔蓖薄肉穿孔法は
上記圧延機、ロータリ・エロンゲータ、プラグミ
ル、リーラまでの４台の圧延機による加工を３ロ
ールピアサ１台のみで実行しようとするものであ
る。
実施例 ２
熱間加工性が更に劣悪な高合金鋼（25Cr−
20Ni）を選び、実施例１と同様に直径187mmの水
平連続鋳造鋳片の中心部から直径d0＝45mmの中実
ビレツトを削り出し、高拡管比で且つ薄肉穿孔実
験を行つた。
20Ni）を選び、実施例１と同様に直径187mmの水
平連続鋳造鋳片の中心部から直径d0＝45mmの中実
ビレツトを削り出し、高拡管比で且つ薄肉穿孔実
験を行つた。
＜３ロールピアサの諸元＞
主ロール交叉角γ：25°
主ロール傾斜角β：15°
主ロールゴージ部径：200mm
プラグ直径：85mm
＜加工条件＞
中実ビレツト直径d0：45mm
ホローピース外径ｄ：90.6mm
ホローピース肉厚ｔ：1.9mm
穿孔比：3.0（従来の最大穿孔比2.5〜3.0程度）
拡管比：2.01（従来の最大拡管比1.05〜1.10）
肉厚／外径比：2.1％（従来の最小肉厚／外径
比８〜10％） 半径方向対数歪 ψr＝ln2t／d0＝−2.47 円周方向対数歪 ψ〓＝ln2t（ｄ−ｔ）／d0＝1.73 −ψr／ψ〓＝1.80 円周方向と長手方向の圧下配分比は適切であ
り、20本穿孔してフレアリングも尻詰りも発生す
ることなくスムーズな穿孔が可能であつた。この
穿孔実験においても高交叉角、高傾斜角穿孔法を
採用しているので驚異的な高拡管比穿孔圧延であ
りながら、また熱加工性が極めて劣悪な材料を供
試しながら、穿孔後のホローピースには内面疵あ
るいは肉厚の真中で割れるラミネーシヨンの発生
は全く見られなかつた。
比８〜10％） 半径方向対数歪 ψr＝ln2t／d0＝−2.47 円周方向対数歪 ψ〓＝ln2t（ｄ−ｔ）／d0＝1.73 −ψr／ψ〓＝1.80 円周方向と長手方向の圧下配分比は適切であ
り、20本穿孔してフレアリングも尻詰りも発生す
ることなくスムーズな穿孔が可能であつた。この
穿孔実験においても高交叉角、高傾斜角穿孔法を
採用しているので驚異的な高拡管比穿孔圧延であ
りながら、また熱加工性が極めて劣悪な材料を供
試しながら、穿孔後のホローピースには内面疵あ
るいは肉厚の真中で割れるラミネーシヨンの発生
は全く見られなかつた。
なお、穿孔したホローピースを拡管する圧延機
としてロータリ・エキスパンダなる拡管圧延機が
大径継目無鋼管の製造法として存在するが、その
拡管比はたかだか1.3〜1.5程度であり、拡管後の
ホローピースの肉厚／外径比もたかだか５〜７％
であることを考えれば、穿孔と拡管を同一工程で
実施して肉厚／外径比2.1％が実現できる本発明
の技術思想は特に画期的であると言える。
としてロータリ・エキスパンダなる拡管圧延機が
大径継目無鋼管の製造法として存在するが、その
拡管比はたかだか1.3〜1.5程度であり、拡管後の
ホローピースの肉厚／外径比もたかだか５〜７％
であることを考えれば、穿孔と拡管を同一工程で
実施して肉厚／外径比2.1％が実現できる本発明
の技術思想は特に画期的であると言える。
実施例 ３
ここでは高拡管比、高穿孔比穿孔実験を行つ
た。供試材は高合金鋼（30Cr−40Ni−3Mo）の
鍛伸材であり、中実ビレツトの直径は55mmであ
る。
た。供試材は高合金鋼（30Cr−40Ni−3Mo）の
鍛伸材であり、中実ビレツトの直径は55mmであ
る。
＜３ロールピアサの諸元＞
主ロール交叉角γ：30°
主ロール傾斜角β：15°
主ロールゴージ部径：200mm
プラグ直径：90mm
＜加工条件＞
中実ビレツト直径d0：55mm
ホローピース外径ｄ：95.2mm
ホローピース肉厚ｔ：1.9mm
穿孔比：4.2（従来の最大穿孔比2.5〜3.0程度）
拡管比：1.73（従来の最大拡管比1.05〜1.10）
肉厚／外径比：2.0％（従来の最小肉厚／外径
比８〜10％） 半径方向対数歪 ψr＝ln2t／d0＝−2.67 円周方向対数歪 ψ〓＝ln2t（ｄ−ｔ）／d0＝1.22 −ψr／ψ〓＝2.19 円周方向と長手方向への圧下配分は適切で20本
を供試した結果、フレアリング、尻詰まりが発生
することは全くなく、スムーズな穿孔ができた。
この場合も、驚異的な高穿孔比で、かつ高拡管比
穿孔圧延でありながら、また熱間加工性の極めて
劣悪な材料でありながら、穿孔後のホローピース
には内面疵及びラミネーシヨンの発生は全く見ら
れなかつた。
比８〜10％） 半径方向対数歪 ψr＝ln2t／d0＝−2.67 円周方向対数歪 ψ〓＝ln2t（ｄ−ｔ）／d0＝1.22 −ψr／ψ〓＝2.19 円周方向と長手方向への圧下配分は適切で20本
を供試した結果、フレアリング、尻詰まりが発生
することは全くなく、スムーズな穿孔ができた。
この場合も、驚異的な高穿孔比で、かつ高拡管比
穿孔圧延でありながら、また熱間加工性の極めて
劣悪な材料でありながら、穿孔後のホローピース
には内面疵及びラミネーシヨンの発生は全く見ら
れなかつた。
以上の如く本発明方法にあつては、高加工度の
薄肉穿孔圧延を内面疵、ラミネーシヨン、フレア
リング、尻詰まり等のトラブル無しに円滑に行う
ことができ、従来用いられている穿孔圧延機、エ
ロンゲータ、プラグミル及びリーラーを一基の３
ロールピアサにて実施し得ることが可能となり、
製管プロセスの大幅な簡略化が図れ、これに伴つ
て省力化、設備スペースの節減、製管コストの低
減を実現できるなど、本発明は優れた効果を奏す
るものである。
薄肉穿孔圧延を内面疵、ラミネーシヨン、フレア
リング、尻詰まり等のトラブル無しに円滑に行う
ことができ、従来用いられている穿孔圧延機、エ
ロンゲータ、プラグミル及びリーラーを一基の３
ロールピアサにて実施し得ることが可能となり、
製管プロセスの大幅な簡略化が図れ、これに伴つ
て省力化、設備スペースの節減、製管コストの低
減を実現できるなど、本発明は優れた効果を奏す
るものである。
第１図は本発明方法の実施状態をピアサの入口
側からみた模式的正面図、第２図は第１図の−
線方向からみた断面図、第３図は第２図の−
線による断面図、第４図は本発明方法における
低交叉角時のロール軸端の支持構造を示す部分断
面図、第５図は高交叉角時のロール軸端の支持構
造を示す部分断面図である。 １……中実ビレツト、２……ホローピース、１
１，１２，１３……主ロール、１１ａ，１２ａ，
１３ａ……入口面、１１ｂ，１２ｂ，１３ｂ……
出口面、１４……プラグ、１５……マンドレル、
１６，１７……支持枠、１６ａ，１７ａ……軸
受。
側からみた模式的正面図、第２図は第１図の−
線方向からみた断面図、第３図は第２図の−
線による断面図、第４図は本発明方法における
低交叉角時のロール軸端の支持構造を示す部分断
面図、第５図は高交叉角時のロール軸端の支持構
造を示す部分断面図である。 １……中実ビレツト、２……ホローピース、１
１，１２，１３……主ロール、１１ａ，１２ａ，
１３ａ……入口面、１１ｂ，１２ｂ，１３ｂ……
出口面、１４……プラグ、１５……マンドレル、
１６，１７……支持枠、１６ａ，１７ａ……軸
受。
Claims (1)
- 【特許請求の範囲】 １ 中実ビレツト及びホローピースが通過するパ
スラインの周りに両端支持された３個のロールが
配設されてなる交叉型の傾斜穿孔圧延機により中
実ビレツトを穿孔してホローピースとする穿孔過
程において、前記傾斜角β及び交叉角γは 6゜≦β≦20° 3°≦γ≦35° 12゜≦β＋γ≦50゜ の範囲に保持し、また中実ビレツトの直径d0と穿
孔後のホローピースの外径ｄ、肉厚ｔとの間に 1.2≦−ψr／ψ〓≦4.0 但し ψr＝ln2t／d0 ψ〓＝ln２（ｄ−ｔ）／d0 なる関係を同時に満足させ、更に穿孔比 ｛d0 2／4t（ｄ−ｔ）｝が3.5以上、または拡管比 （ｄ／d0）が1.15以上、または肉厚／外径比 （ｔ／ｄ）が7.0％以下で穿孔することを特徴とする 継目無管の穿孔方法。
Priority Applications (1)
| Application Number | Priority Date | Filing Date | Title |
|---|---|---|---|
| JP18607787A JPS6431505A (en) | 1987-07-24 | 1987-07-24 | Piercing method for seamless pipe |
Applications Claiming Priority (1)
| Application Number | Priority Date | Filing Date | Title |
|---|---|---|---|
| JP18607787A JPS6431505A (en) | 1987-07-24 | 1987-07-24 | Piercing method for seamless pipe |
Publications (2)
| Publication Number | Publication Date |
|---|---|
| JPS6431505A JPS6431505A (en) | 1989-02-01 |
| JPH0475082B2 true JPH0475082B2 (ja) | 1992-11-27 |
Family
ID=16181979
Family Applications (1)
| Application Number | Title | Priority Date | Filing Date |
|---|---|---|---|
| JP18607787A Granted JPS6431505A (en) | 1987-07-24 | 1987-07-24 | Piercing method for seamless pipe |
Country Status (1)
| Country | Link |
|---|---|
| JP (1) | JPS6431505A (ja) |
Families Citing this family (8)
| Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
|---|---|---|---|---|
| CN100509192C (zh) * | 2003-06-06 | 2009-07-08 | 住友金属工业株式会社 | 制造无缝管时的穿孔轧制方法 |
| DE102005028667A1 (de) * | 2005-06-16 | 2006-12-21 | V&M Deutschland Gmbh | Vorrichtung zum Herstellen eines nahtlosen Hohlkörpers aus Stahl |
| JP5003151B2 (ja) * | 2006-12-28 | 2012-08-15 | 住友金属工業株式会社 | 高Ｃｒ−高Ｎｉ基合金鋼からなる継目無鋼管の製造方法 |
| JP5273230B2 (ja) * | 2011-11-01 | 2013-08-28 | 新日鐵住金株式会社 | 継目無金属管の製造方法 |
| JP5273231B2 (ja) * | 2011-11-01 | 2013-08-28 | 新日鐵住金株式会社 | 継目無金属管の製造方法 |
| RU2656901C2 (ru) * | 2014-03-19 | 2018-06-07 | Ниппон Стил Энд Сумитомо Метал Корпорейшн | Способ изготовления бесшовной металлической трубы |
| CN106180194B (zh) * | 2016-07-08 | 2018-08-03 | 江苏隆达超合金航材股份有限公司 | 高温合金棒材穿孔制备管材的工艺 |
| EP4091730B1 (en) | 2020-01-14 | 2024-01-31 | Nippon Steel Corporation | Method for producing seamless metal tube |
-
1987
- 1987-07-24 JP JP18607787A patent/JPS6431505A/ja active Granted
Also Published As
| Publication number | Publication date |
|---|---|
| JPS6431505A (en) | 1989-02-01 |
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Legal Events
| Date | Code | Title | Description |
|---|---|---|---|
| EXPY | Cancellation because of completion of term | ||
| FPAY | Renewal fee payment (prs date is renewal date of database) |
Year of fee payment: 15 Free format text: PAYMENT UNTIL: 20071127 |