JPS597407A - 継目無鋼管の偏肉除去方法 - 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】 本発明は、継目無鋼管の偏肉除去方法、特に、マンネス
マン穿孔圧延方式による継目無鋼管の製造において熱間
オンラインで素管の偏肉の有無およびその発生要因を検
出し、直ちにこの要因に対応した適切な処置をとるよう
にした圧延方法に関する。

マンネスマン・プラグミル方式による継目無鋼管の製造
方法を例にして説明すると、加熱炉から出た丸ビレット
がピアサで穿孔されて中空素管となり、その後エロンゲ
ータ、プラグミルで延伸、減肉され、さらにリーラ、サ
イプで内外面の仕上げがなされ、精整工程を経て最終製
品となる。この一連の圧延工程のうちピアサの圧延機構
を第１図（ａ）　、　（ｂ）に模型的に示して説明する
。一対のバレル形ロールｉ　、　ｔ’が左右（あるいは
上下）に配置され、マンドレルバ−６の先端に取り付け
た穿孔用プラグ２がバレル形ロールｌ　、　ｌ’の中間
位置にセットされる。３はガイドシュー、４は穿孔され
た素管、５は穿孔前の丸ビレットである。ここでマンド
レルバー６は、その一端がスラストブロック７側に連結
され他端でプラグ２を保持する状態にあり、一種の片持
ち梁となっている。そのため穿孔用プラグ２は穿孔中に
ロール間の中心位置から偏倚しやすく、その結果として
圧延素管４の肉厚に不均等（偏肉）が生じやすい。これ
はマンネスマｙ式製管法の不可避的現象であって、偏肉
が所定の基準値以上に大きくなると素管は格落ちとなり
、製品歩止りを著しく損ねる。

従来、上記の偏肉発生量を軽減するために種々の努力が
払われているが、従来の素管の寸法検査は、主に、熱間
圧延後の除材に対して、その管端部をマイクロメータや
ゲージにより、また管全長を超音波法などによって肉厚
測定しており、偏肉除去の充分な対策がたてられなかっ
た。即ち、圧延終了後の除材に対する肉厚測定結果が得
られるまでには、熱間圧延後数時間にもおよぶ遅れ時間
が生じるのであって、この時間内に圧延を終了する被圧
延材は数百本〜千本となる。したがって、冷間寸法測定
結果を解析して偏肉要因を推定し、その対策をオンライ
ンにフィートノくツクして操業条件を改善することの効
果は極端に少ないのである。冷管材の肉厚データは、実
際上次回の圧延チャンスに活用されるしかないのである
が、偏肉の発生は圧延チャンスごとに微妙に異シ、前回
の実績がそのまま次回の操業に適用できるとは限らない
。

これに対して熱間で管肉厚を測定して目下の圧延に反映
させる方法も二、三提案されているが、それらはいずれ
も測定機器に関するものであり、それによって得られる
情報は測定個所の肉厚あるいはそれらの肉厚差である。

オンラインで偏肉改善のだめの手段をとる点から考える
と、目下の操業で生じている偏肉が管理基準内にあるの
か否か、あるいは偏肉発生要因がどこに起因しているの
かを遅れ時間なく判断できることが重要である。

本発明は、上述の背景に鑑みてなされたものであって、
熱間圧延管材について肉厚測定しその肉厚変動パターン
を解析することにより、偏肉の有無およびその発生要因
を直ちに判断し、この偏肉発生要因を取り除くように熱
間オンラインで次材の圧延条件へフィードバックするこ
とのできる継目無鋼管の偏肉除去圧延方法を提供するこ
とを目的とする。

本発明の要旨は、マンネスマン式穿孔圧延方式によって
圧延される管材横断面の偏肉は主としてプラグの偏芯運
動によって惹起されその管材長手方向への偏肉分布は、
プラグと材料との相対的な回転速度差ＫＸ　＋）、発生
要因に応じた周期でねじれて現われるという事実に着目
し、熱間肉厚データの解析から軸方向のねじれ角を求め
、このねじれ角に基いて偏肉発生要因を推定し、これを
除去するところにある。

まず−例として、ピアサによって穿孔圧延した後の中空
素管の肉厚分布を第２図（ａ）　、　（ｂ）　、　（ｃ
）に示して説明する２、第２図（ａ）は素管の長手方向
の各点Ｅ、Ｆ、Ｇ、Ｈ点における横断面の肉厚変化を模
式的に示し、さらに長手方向各点における同じ肉厚の部
分例えば最大肉厚部分をなぞった長手方向軌跡を示した
ものである。図中の実線は素管の垂直直径Ａ（またはＡ
’）Ｃから紙面手前側の半分、点線は同じ直径ＡＣ裏側
の半分についての変化曲線である。任意横断面における
肉厚分布は、最大肉厚および最小肉厚がそれぞれ１個所
づつ、互いに１８０°離れた位置に存在し、かつ最大肉
厚点から最小肉厚点の間は漸減あるいは漸増のほぼ連続
的な肉厚変化を呈する。このような断面偏肉パターンは
管長手方向に少しづつねじれておシ、シたかってそれら
の等肉厚部分を結んだ長手方向軌跡は第２図（ａ）の実
線および点線の如く比較的規則正しい正弦波状のパター
ンを呈する。第２図（ｂ）は管を長手方向に沿う基準線
Ａ　（Ａ’）　−Ａ”で切断し周方向に展開した場合の
偏肉パターンを示したものである。第２図（ｂｌのＥ−
Ｈ点は同図（ａｌのＥ−Ｈ点に対応するが、例えば第２
図（ａ）Ｋ、Ｇ点断面では平均肉厚は水平直径線ＢＤ上
にあり、これを第２図（ｂ）でＯとし、平均肉厚以下の
部分をマイナス側、以上の部分をプラス側としてＥ−Ｈ
断面の周方向肉厚分布を模式的に示した。各断面の最大
肉厚部分を結ぶ線はねじれ角βを勾配とする直線となる
。

第２図（ｃｌは管の長手方向Ａ　（Ａ’）　−Ａ”線上
における肉厚分布である。このような正弦波状の偏肉パ
ターンの周期、いいかえれば正弦波曲線のねじれ角βは
各偏肉誘起要因に対して特有の値を示すことが確かめら
れる。ここで本発明は、あらかじめ実験によって偏肉要
因とこれに対応するねじれ角とを求めておき、実際の熱
間圧延中に管長手方向の肉厚変動を検出し、この肉厚変
動を解析して前記ねじれ角βを算出し、あらかじめ求め
ておいて偏肉要因−ねじれ角の関係を使って目下圧延に
おける偏肉発生要因を推定し、これに対する改善策をオ
ンラインで実施する。例えばピアサにおける穿孔工程後
に注目すると、偏肉誘起要因としては、ビレットの不均
一加熱、プラグの傾斜性偏芯、管撮れなどが主要因子と
して挙げられるいこれらの影響によるねじれ角全詳細に
検討することにより、圧延条件の変動分も含めて、下記
の如き判定基準を得た。即ち、ビレットの偏熱による偏
肉パターンのねじれ角は１０〜３０’、プラグの傾斜偏
芯による偏肉ねじれ角は３０〜６０°、管振れによるも
のは６０〜８５′となることが判明した。したがって熱
間圧延中に偏肉パターンの波形を分析し、そのねじれ角
（または周期）と偏肉度合いに対する寄与率とを評価し
、目下の造管操業中における偏肉発生の主要因と発生量
の度合い即ち偏肉率とを常時把握し、これに応じた適切
な改豊策をオンラインで実施する。なお、現実の肉厚変
動パターンはいくつかの影響因子が重なシ合っている場
合が多い。したがって本発明では肉厚変動波形を解析し
、いくつかの基本波形をとり出し、それぞれのねじれ角
から個々の偏肉発生要因とそれぞれの寄与率とに基いて
熱間オンラインで偏肉改善を実施しつつ圧延する。この
ために熱間肉厚計および波形分析器を熱間圧延工程ライ
ン上に併設して熱間肉厚測定と波形分析を行う。なお、 （最大肉厚−最小肉厚）Ｘ１００／平均肉厚で表わされ
る断面偏肉率については、上記偏肉要因の寄与率の加算
から推定することも可能であるが、管の先後端部が非定
常王延部であることがら３点以上のマルチビーム式管肉
厚計で直接測定することも有効である。

以上はピアサ穿孔圧延直後で管の肉厚測定および波形分
析を行う場合であるが、エロンゲータ以下後続の圧延工
程においても前段の圧延結果をふまえてそれぞれ偏肉要
因特有の偏肉パターンを生ずる、プラグミルとサイプを
除く他の圧延機では圧延中に圧延ロールとともに素管も
回転するが、プラグミルで・は圧延中素管を９回転させ
ずに軸方向に移動させ、パス間で通常９０″周方向に回
転させる。したがってプラグミル、サイプを除く他の圧
延機で生ずる偏肉とプラグミルが原因で発生する偏肉と
に形態が異る。ピアサ、エロンゲータ、リーラなとでは
いずれも前述のような螺旋状偏肉パターンとなる。この
ことは前工程での偏肉ねじれ角が当該工程でのねじれ作
用および管寸法の変化（外径、管長さの変化）により変
化することを示している。これに対してプラグミルやサ
イプでは外径縮小と延伸比による前工程の螺旋状偏肉を
補正することになる。なお、プラグミル自体で生じる対
称注千行偏肉は該ミルでのｌバスでの減肉量および２パ
スでの減肉量を管理することにより比較的容易に防止で
きる。

以上の点を考察して偏肉ねじれ角の圧延スケジュールに
よる変′化を以下に示す。圧延前の外径をｄ、管長さを
ｔ、ねじれ角をβとし、延伸後の外径をり、管長さをＬ
とすると、延伸加工時にねじれ作用がない場合には、ね
じれ角Ｂは次式で与えられる。

ｔａｎｌＩ□＝　（Ｄ／ｄ）　（４／１．、）　ｔａｎ
Ｂ　・・・・・・（１）延伸加工時に材料ねじれが生じ
る場合、当該用延機単体で生じるねじれ角をＢ′とする
と、（１）式はつぎのように書き換えられる。即ち、延
伸後のねじれ角Ｂは、 ｔａｎＢ　＝　（Ｄ／ｄ）　（４／Ｉ、）　ｔａｎβ＋
ｔａｎＢ’　−−（２）上述の取り扱いを展開して注目
した偏肉要因のねじれ角は、各圧延機単体で生じるねじ
れ角をβｉ。

材料ねじれのない延伸加工の場合のそれをβ１１両者を
合成して得られるねじれ角をβｒとして、ピアサ（ｉ＝
１）、エロンゲータ（ｉ＝２）、プラグミル（ｉ＝３）
、リーラ（ｉ＝４）、サイプ（ｉ＝５）の各工程間での
ねじれ角は下記のように変化していく。

（１）ピアサ後；　βｌ＝βｌ・・・・・・（３）（１
１）エロンゲータ後； ｔａｎＢ２　＝　ｔａｎＢ２　＋（Ｄ２／Ｄｔ　）　（
”／Ｌ２）　ｔａｎＢ１−・・−（４）（ｉｉｉｌプラ
グミル後： ｔａｎＢ３　＝　（Ｄ３／Ｄ２　）　（Ｌ２／Ｌ３　）
　ｔａｎＢｚ　＝−（５）−■）リーラ後； ｔａｎＢ４　＝　ｔａｎＢ４　＋　（Ｄ４／Ｄ３）　（
Ｌ３／ｉ、４　）　ｔａｎＢ；　、、、、、、（６）Ｍ
ザイザ後； ｔａｎＢ５　＝　（Ｄ５／Ｄ４　）　（Ｌ４．／Ｌｓ　
）　ｔａｎＢ４　・−・−（７）ここでＤｉ、Ｌｉ（ｉ
＝１〜５）は各圧延機出側での管外径および長さである
。

一例としてリーラ後に熱間肉厚計と偏肉波形解析装置を
付設した場合には、注目する要因ごとに前記の（３）〜
（６）式によりｔａｎＢ４　を算出する。例えばビレッ
ト偏熱に対応するβｌを入力すると、リーラ後では ｔａｎＢ４　＝　ｔａｎＢ４　＋　（Ｄ４／Ｄ２　）　
（Ｌ２／Ｌ４　）　ｔａｎβ２＋　（Ｄ４／Ｄｌ）　（
Ｌ’／Ｌ４　）　ｔａｎＢｌ−・・（８）となる。ピア
サのプラグ芯振れの場合も同様に求められる。エロンゲ
ータ（ｉ≧２）以後では、前出の式で前工程のピアサ等
の関係項（ｉ≧１）を省略すればよい。

このようにして各圧延機単体で生ずる固有偏肉ねじれ角
βｉをミル特性としてあらかじめ評価しておき、あとは
圧延スケジュールによる変化分で予測することができる
。この固有ねじれ角を基準として実圧延におけるねじれ
角の解析結果を比較することにより、偏肉発生要因の推
定が可能となり、これに応じた熱間オンラインでのアク
ション、例えば在炉時間の延長、軽圧下などの処置を直
ちにとることにより偏肉改善が図られる、なお、偏肉発
生をもたらすいくつかの圧延工程と当該工程での各偏肉
要因およびそれに対応する固有ねじれ角を示すと概略第
１表のとおりである。

第１表 上表において、ビレット偏熱とは、加熱時間時の不足や
炉床面に接する部分の昇温不足によってビレット内部に
温度差が生じることをさす。これが変形抵抗の差となる
だめ、プラグ位置がビレット中心位置から偏倚して穿孔
することとなり、これによって偏肉が生じる。プラグ芯
ぶれにょる偏肉とは、プラグの中心線がパスラインに対
して傾斜している場合に素管とプラグとの回転差にょシ
偏肉が生じることをいう。また、管ぶれにょる偏肉とは
、素管の回転前進においてロール見かけの面角とプラグ
後端す−リング部テーパ角とが平行でない状態で圧延が
終了するときに生ずる偏肉をいう。これらの要因により
発生するねじれ角は、圧延スケジュールや管材の先端か
ら後端までの変動分を考慮して、概略第１表のようであ
る。

次に熱間肉厚計によって偏肉パターンのねじれ角あるい
は周期を検出する方法を説明する。この方法としては、
第２図のように管断面数個所について長手方向の肉厚分
布を求め、その等肉厚線（第２図の例では最大肉厚部を
トレースした軌跡）を描くことによる方法、あるいは長
手方向の肉厚変動曲線についての変動の周期ｐを求め、
これを管外径りと円周率πとから １ｔａｎβｌ＝　ｗＤ／ｐ　　−−−−（９）によって
ねじれ角βを求める方法がある。いずれの方法を採用し
ても管長手方向への細かな測定間隔（測定ピッチ）を必
要とする。

上述の如く偏肉パターンのねじれ角を検出し、これから
偏肉発生要因を見定めるには肉厚測定の長手方向測定ピ
ッチが重要となる。しかし従来の肉厚測定機器での測定
個所の個数あるいは測定ピッチは機器の容量と前書送速
度などから決定されるのが常である。測定ピッチを上げ
ようとしてむやみに管材の搬送速度を遅くすれば生産性
の低下を招くので、測定機器における演算処理容量の仕
様決定は重要な項目となるが、従来これに対する適切な
基準が得られず、鋼管の生産性を阻害せずに必要十分な
測定ピッチで肉厚測定する方法が要望されている。これ
に対処するため、本発明では、注目した偏肉発生要因の
ねじれ角を予め計測しておき、これを基に測定ピッチを
設定することにより、当該要因の探索においてねじれ角
および偏肉に対する影響度合（寄与率）を実用的精度レ
ベルで検出できるようにした。即ち本発明においては、
鋼管の肉厚測定に際し、その長手方向の測定ピッチＭを
、予定した肉厚変動要因に対する固有の螺旋状偏肉パタ
ーンのねじれ角βにより算出される肉厚変動ピッチｐの
０４倍以下、即ち Ｍ≦０．４　Ｐ　＝　ｒｅ　Ｄ／　Ｉｔａｎβ１．（た
だしＤは管外径）として測定する。

以下に、真の肉厚変動パターンとこれが測定ピッチによ
って変化する様子を例示しながら本発明による方法を具
体的に説明する。

第５図（ａ）〜（ｈ）は、単一の偏肉発生要因によって
管長手方向に生じた正弦波状の肉厚変化が管長手方向測
定ピッチのとり方により変形して現れる状態を示した図
である。この固有肉厚変動の１周期の長さくピッチ）を
ｐとすると、同図（ａ）は測定ピッチＭがｐ／ｌｏｏの
場合であって、図示されたように正弦波曲線は極めてな
めらかであシ測嚢ピッチが真の肉厚変動を検出するのに
十分細かいことがわかる。同図（ｂｌ以下は測定ピンチ
Ｍを少しづつ広くした場合であって、Ｍ≦０．５ｐであ
れば、はぼ真の肉厚変動の波形をとどめるといえる。し
かしながらＭ′＝、０．５ｐでは、極端な例として真の
肉厚変動曲線と実測曲線との間の位相差が零となる場合
が考えられ、この場合には実測される肉厚変化はほとん
どない結果をまねく懸念がある。さらには、肉厚曲線の
変動ピッチだけでなく、その変動の振れ幅を検出するこ
ともまた偏肉発生要因の改善のために必要である。この
観点からすれば、肉厚測定ピッチは、予め予想されたあ
るいは注目した偏肉要因特有のピッチの０．４倍以下（
第５図（ａｌ　ｔで）の間隔で長手方向に測定するのが
有効である。

なお、この例ではピッチあるいはねじれ角を、造管時に
発生した固有の肉厚変動にもとづいて述べたが、前搬送
時の形態、即ち管を軸芯まわシにスキュウ（回転）させ
ながら長手方向に搬送するいわゆる螺旋送りの場合には
、当該ピッチあるいはねじれ角を補正する必要がある。

この場合は、固有ねじれ角βをスキュウ角θで補正した
みがけのねじれ角ｒ′を、 ｔａｎβ“＝ｌｔａｎβ−ｔａｎ帽 で求め、このみかけのねじれ角βを用いて肉厚変動の測
定ピッチＭを て操業した場合の偏肉改善例を第３図（ｂｌおよび第４
図（ｂ）に示す。なお、第３図値）、第４図（ａｌに偏
肉改善対策実行前の偏肉量指数を示した。

まず、外径フインチ管の圧延材について偏肉ねじれ角と
その寄与率（偏肉強度）とを整理すると、対策実行前の
圧延本数２９本についての分布は第３図（ａｌＯようで
ある。同図中、イはプラグミルかみ出し部残存、口はビ
レット偏熱、）・はピアサプラク芯ぶれ、二はエロンゲ
ータプラグ芯ぶれ、ホはリーラでの管ぶれである。ビレ
ットの偏熱、ピアサのプラグ芯ぶれ、エロンゲータの芯
ぶれが特に悪影響を及ぼしているのがわかる。勿論この
情報は管１本ごとにも知られる。これに対する改善策と
して芯ぶれの小さいプラグの使用、バーステプイヤーの
解放タイミングの変更、プラグミルでの強圧下の如く圧
延条件を変えることによシ、偏肉発生は第３図（ｂｌの
ように軽減された。

第４図（ａ）、　（ｂ）は１３’ＪＢインチ管の圧延の
場合である。偏肉要因は第３図と同じ符号で示しである
。アクション前後で偏肉の変化が顕著である。

この場合における主要な偏肉要因はねじれ角がらみてエ
ロンゲータプラグの芯ぶれに）であるから、前述したよ
うな対策に加えて、エロンゲータ圧延の設定条件（ロー
ル間隔、ガイドシュウ間隔、プラグリード、プラグ径等
の選定条件）を変更することにより、大幅な偏肉改善が
達成された。

上述した如く本発明によれば、現操業下での偏肉発生要
因を正しくつきとめて、これに適応した有効な対策を実
施することによシ、熱間オンラインで寸法精度の向上が
図られるとともに１後続する精整ラインでのクロップ切
シ捨て量を軽減でき、これによって歩走シ向上も達成さ
れる。

【図面の簡単な説明】

第１図（ａ）はピアサにおける穿孔圧延機構を模型的に
示した側面図、第１図（ｂ）は第１図（ａ）の１−１線
に沿った垂直断面図、第２図（ａｌは穿孔圧延後の素管
の偏肉パターンを示した図、第２図（ｂｌは素管を周方
向に展開した場合の偏肉パターンを示した図、第２図（
ｃｌは素管の長手方向にとった肉厚変化を示した図、第
３図（ａｌ　、　（ｂ）はそれぞれ偏肉改善対策前およ
び対策後の実際の偏肉発生結果の一例を示した図、第４
図（ａ）、　（ｂ）は同じく偏肉改善前および改善後の
他の実例を示した図、第５図（ａｌ〜（ｈｌは種々の肉
厚測定ピンチにより検出された肉厚変動パターンと真の
肉厚変動パターンとを比較して示した図である。 １　、　ｌ’・・・〕５レル形ロール。 ２・・・穿孔用プラグ、　　３・・・ガイドシュー、４
・・・穿孔素管、　　　　５・・・丸ビレット、６・・
・マンドレルバ−１７−・スラストブロック。 代理人　弁理士染　川　利　吉

Claims (1)

1. 【特許請求の範囲】 （１）継目無鋼管圧延工程における熱間圧延中に素管の
   肉厚変動を検出し、この肉厚変動から該素管の偏肉の軸
   方向ねじれ角を求め、このねじれ角に基いて熱間圧延中
   に偏肉発生要因を推定し取り除くことを特徴とする継目
   無鋼管の偏肉除去方法。 （２）継目無鋼管圧延工程における熱間圧延中に素管の
   肉厚変動を、予定した偏肉発生要因に対する固有の螺旋
   状偏肉パターンのピッチの（Ｌ４倍以下の測定ピッチで
   管長手方向に検出し、この肉厚変動から該素管の偏肉の
   軸方向ねじれ角を求め、このねじれ角に基いて熱間圧延
   中に偏肉発生要因を推定し取り除くことを特徴とする継
   目無鋼管の偏肉除去方法。 （３）継目無鋼管圧延工程に熱間管肉厚計と肉厚変動波
   形解析装置とを組み込み、これらを用いて熱間圧延中に
   素管の肉厚変動を検出するとともに管長手方向の肉厚変
   動パターンを波形解析し、この肉厚変動パターンの構成
   基本波形の周波数から導出した偏肉軸方向ねじれ角と偏
   肉度合いに対する寄与率とに基いて熱間圧延中に主要偏
   肉発生要因を推定１−取り除くことを特徴とする特許請
   求の範囲第２項に記載した継目無鋼管の偏肉除去方法。 に）、予め評価しであるいくつかの基準偏肉要因の固有
   ねじれ角Ｂの圧延スケジュールによる変化を、 ｔａｎＢ　＝　ｔａｎβ’　＋　（Ｄ／ｄ　）　（１／
   Ｌ　）　ｔａｎＢに準じて予測し、この固有ねじれ角と
   熱間圧延中の肉厚変動から求めた前記ねじれ角とを比較
   して実偏肉発生要因を推定し取り除くことを特徴とする
   特許請求の範囲第１項番嬌棲卦寺肴に記載した継目無鋼
   管の偏肉除去方法。 ただしｄ、／、、βはそれぞれ前工程での管外径、長さ
   、偏肉軸方向ねじれ角、β′は延伸加工の圧延機単体で
   生ずるねじれ角、Ｄ、Ｌは草れぞれ延伸圧延後の管外径
   および長さである。 （５）、予め評価しであるいくつかの基準偏肉要因の固
   有ねじれ角Ｂの圧延スケジュールによる変化を、 ｔａｎＢ　＝　ｔａｎβ’＋　（Ｄ／ａ　）　（／−／
   Ｌ）　ｔａｎＢに準じて予測し、この固有ねじれ角と熱
   間圧延中の肉厚変動から求めた前記ねじれ角とを比較し
   て実偏肉発生要因を推定し取り除くことを特徴とする特
   許請求の範囲第２項または第３項に記載した継目無鋼管
   の偏肉除去方法。 ただしｄ、ｔ、βはそれぞれ前工程での管外径、長さ、
   偏肉軸方向ねじれ角、β′は延伸加工の圧延機単体で生
   ずるねじれ角、Ｄ、Ｌはそれぞれ延伸圧延後の管外径お
   よび長さである。