JPS607564B2 - 継目無鋼管の偏肉除去方法 - Google Patents

継目無鋼管の偏肉除去方法

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JPS607564B2
JPS607564B2 JP55171298A JP17129880A JPS607564B2 JP S607564 B2 JPS607564 B2 JP S607564B2 JP 55171298 A JP55171298 A JP 55171298A JP 17129880 A JP17129880 A JP 17129880A JP S607564 B2 JPS607564 B2 JP S607564B2
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JP
Japan
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pass
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plug mill
plug
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JP55171298A
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和之 桜田
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JFE Steel Corp
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Kawasaki Steel Corp
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    • BPERFORMING OPERATIONS; TRANSPORTING
    • B21MECHANICAL METAL-WORKING WITHOUT ESSENTIALLY REMOVING MATERIAL; PUNCHING METAL
    • B21BROLLING OF METAL
    • B21B17/00Tube-rolling by rollers of which the axes are arranged essentially perpendicular to the axis of the work, e.g. "axial" tube-rolling
    • B21B17/08Tube-rolling by rollers of which the axes are arranged essentially perpendicular to the axis of the work, e.g. "axial" tube-rolling with mandrel having one or more protrusions, i.e. only the mandrel plugs contact the rolled tube; Press-piercing mills
    • B21B17/12Tube-rolling by rollers of which the axes are arranged essentially perpendicular to the axis of the work, e.g. "axial" tube-rolling with mandrel having one or more protrusions, i.e. only the mandrel plugs contact the rolled tube; Press-piercing mills in a discontinuous process, e.g. plug-rolling mills

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  • Engineering & Computer Science (AREA)
  • Mechanical Engineering (AREA)
  • Control Of Metal Rolling (AREA)

Description

【発明の詳細な説明】 本発明はマンネスマンプラグミル製管法におけるプラグ
ミルでのパススケジュールを適切に設定し、これによっ
て継目無鋼管の偏肉を除去する方法に関する。
マンネスマンプラグミル製管法では、加熱炉で加熱され
たビレットをピアサで中空素管とし、その後ェロンゲー
タ、プラグミル、リーサ、サイザを経て所定の外径およ
び肉厚の継目無鋼管を製造する。
この工程中プラグミルは所定のカリバー形状を有するカ
リバーロールでほぼ製品の肉厚と長さの素菅(シェル)
形状に通常2パスで圧延する。リーラは偏肉矯正機能を
有する圧延機であるが、プラグミルで発生する偏肉が大
きい場合にはリーラで偏肉が矯正しきれずに製品偏肉と
して残る。したがってプラグミルの圧延で偏肉を無視で
きるほど小さくできれば、後続のリーラでそのような徴
少偏肉は完全に矯正し得るので製品の偏肉は著しく改善
できることになる。ここで偏肉とは、肉厚の最大値の差
を平均肉厚で除した値を指すものとする。プラグミルは
、第1図、第2図に示すように、上下のカリーバロール
(穴型ロール)1,2とプラグ(芯金)3とを有する圧
延機であって、カリバーロール1,2とプラグ3との間
でシェル4の圧延が行なわれ、管厚も決定される。
DPはプラグ径、G。は基準ロールギャップである。カ
リバーロール1,2のカリバー形状は、第3図に示すよ
うに、一般に曲率半径y,のロール溝底部分(8,の円
弧範囲)と曲率半径y2 のフランジ近傍部分(ひ2
の範囲)との3つの円弧で設計されており、完全に真円
でないため、1パス圧延後のシェル4の管周方向断面を
みると、ロール溝底部とロールフランジでの管の厚みが
異なっている。そこで一般のプラグミルでは、1パス後
シェル4の偏肉を矯正すること、さらには管厚を減肉し
て管厚をほぼ製品肉厚にすることのために「1パス圧延
完了後シェル4を管軸のまわり‘こ90o回転せしめ、
2パス目の圧延を行なう。しかるにこのような2パス圧
延を行っても、管周方向の管厚分布は必ずしも一定では
ないので、次工程のリーラでその偏肉を矯正しているが
、この方法ではプラグミルでの偏肉が大きい場合にはリ
ーラで偏肉を矯正しきれない場合が往々にしてあり、製
品の品質に著しい悪影響があった。
その様な場合でも、リーラでの管厚減肉量を大きくとれ
ばプラグ偏肉はかなり矯正されるがリーラの管厚減肉量
が増大すると、リーラ圧延後シェルの内外面にリーラマ
ークと称する表面傷が発生するなどの理由によって、む
やみにリーラでの滅肉量を大きくすることはできない。
それよりもプラグミルで発生する偏肉そのものを常に最
小となるようにプラグミルでの各パスの平均減肉量を定
量化して、そのパススケジユールにしたがってプラグミ
ルで圧延すれば、プラグミル後のシェルの偏肉が低減さ
れ、リーラで偏肉が矯正しされなくなるようなことはな
くなって、製品の偏肉が著しく改善できる。本発明の目
的は、この考えに基づき、プラグミルで2パス圧延後の
シェルの管周方向の管厚形状がほぼ均一となるようにプ
ラグミル各パスでの管厚減肉量の配分を決めることによ
り、全体として継目無鋼管製品の偏肉を除去するところ
にある。
以下、本発明を、実施例について具体的に説明する。1
パスのフランジ部肉厚圧下率とロール溝底部肉厚圧下率
との比をc,,2パスでのフランジ部肉厚圧下率とロー
ル溝底部肉厚圧下率との比をc2とする。
c,,c2は次のように表わされる。ここで各式の記号
は以下のとおりである。tE:ェロンゲータ圧延後シェ
ル肉厚、 t,F;プラグミル1パス圧延後フランジ部肉厚、t,
B;プラグミル1パス圧延後ロール溝底部肉厚、t幻;
プラグミル2パス圧延後フランジ部肉厚、t斑;プラグ
ミル2パス圧延後ロール溝底部肉厚。
ロール形状から通常c,ミ1であるから、t,B二t,
Fとなり、1パス後のシェルの管周方向偏肉の発生は避
けられない。
2パス圧延後のシェルで1パスで発生した偏肉が矯正さ
れるためには、t班ニt2pニtp2
…(31tP2;プラグミル2パス圧延後平均肉厚、
であればよい。
{1},‘2},{3ー式からそのときのt,Bを求め
ると、tIB=tP2十裏ナ(tP2,tE,CI,C
2)‐‐‐‘4}の形にまとめることができる。
ここで △G=2(tm−tP2) …{5}と定
義すると、△G=ナ(tP2,tE,C,,C2)…■
△Gの物理的意味は、プラグミルの1パスと2パスにお
いて、プラグの径が全く等しく、圧延荷重も全く等しい
状態のときに、2パス後のシェルの管周方向肉厚がほぼ
均一になるような1パス、2パスのロールギャップの差
(G,一G2)を意味する。
従来はこの△Gで圧延スケジュールを管理している。し
かい6}式で求めた△Gをそのまま実圧延に適用して1
パス設定ロールギャップを、2パス設定ロールギャップ
に△Gを加えた値にして、圧延してみても、製品の偏肉
はいっこうに改善されない。それは、現実の圧延では、
プラグミルの使用条件、特にプラグ径が熱膨張と摩耗に
よって変動するので、ロールギャップ差を△Gに保って
も、実際には{4}式が成立していないからである。こ
れを解決するために本発明では、1パス後の目標平均肉
厚を設定してプラグミルの圧延工程を管理する。最近の
プラグミルでは、各圧延パス毎にシェルの長手方向長さ
を自動側長できる長さ計が設置されているのが常である
から、後述する方法によってシェル実測長さから該シェ
ルの平均実肉厚が求まるので、1パスの目標平均肉厚さ
え決定できれば、本発明の実圧延への適用は可能である
。以下、1パス後の最適な目標平均肉厚の求め方につい
て説明する。
1パスロールギヤップC,とt,Bの関係は、例えば次
式‘7}式で与えられる。
GI−G。
=218十DPI−DK ‐‐イ7)こ
こでDP,;プラグミル1パスプラグ径、DK ;カリ
バー径、またG,とt,Fの関係は、例えば次式■式で
与えられる。
S・=SK。
十B。(G・−G。)−牛DP・2−季(8−DF′仇
F)2側(学+82)・・.・・・‐.棚 S,は1パス後のシェル断面積であって、プラグミルシ
ェル外径をdP、プラグミル1パス圧延後目標平均肉厚
をtP,とすれば、SIニ打(dP−tPI)tPI
…【9}また棚式において、以上‘1}式〜
(11方式までの関係式をもとに1パス目標平均肉厚t
P,を求めると、(12)式の形にまとめることができ
る。
tP,=g(DK,y,,y2,a,,62,DPdP
,tP2,t8,c,,c2,R) ...(12)
R;第3図のシェル斜線部の面積の修正係数(12式中
のDK,y,,y2,8,,a2は第3図に示すように
カリバー設計時に決定される。
DP,は1パス使用プラグの外径であるが、(12万式
の計算には、熱膨夕張、プラグ摩耗等を考慮しないで初
期プラグ径を用いても精度的にはあまり問題ないことが
分っている。しかし熱堀鞍張若しくはプラグ摩耗による
プラグ径の変化が無視できない場合には、摩耗予測式、
熱膨張予測式等を用いてプラグ径の予測を逐次行なった
ものをDP,として用いる。シェル外径dPはカリバー
形状から例えば(13方式のように決定される。dP=
2y181手4y282‐‐‐(・3)tP2は2パス
目標平均肉厚であり、これはあらかじめ決められている
ェロンゲータ圧延後シェル肉厚tEはあらかじめローリ
ングスケジュール化されている値を用いてもよいが、ェ
ロンゲータ後のシェルの実測長さから後述する計算式に
よって該シェルの肉厚を推定した値を用いてもよい。ま
たm式、‘2}式で定義されるc,,c2は塑性理論等
から計算で求めてもよいが、本実施例では実験で求めて
いる。即ち、プラグミルにて1パスのみ圧延した材料お
よび1パス、2パス共に圧延した材料をリーラ以後の工
程を通さないで取出し、そのロール溝底部に相当する管
厚、およびそれに対して管周方向に90oの位置にある
フランジ部近傍の管厚を実測し、圧延時の温度、圧延荷
重、管厚の平均減肉量などで対応のあるc,,c2の関
係式を求めた。その結果、c,,c2はほぼtP2のみ
の関数として使用しても充分実用可能であることが確め
られた。(1心式、(15)式はこのようにして実験で
c,,c2を決定するのに用いる関係式である。c,=
A,(tP2)B, …(1心c2=A2
(tP2)82 …(15)ここでA
,,B,,ん,B2は所定の定数である。
勿論、c,,c2を決定するのに、(1■式、(15)
式以外の関係式を用いてもよい。第3図において、フラ
ンジ部近くの斜線部面積をSRとすれば、Rは(16万
式で定義される。
実圧延にて各圧延パスにおいてシェルを取出してSR,
DP,,t,Fを測定し、(1筋式からRを求めると、
R≦1.0の値をとるが、カリバー形状とtP2の影響
があるので、実際の使用に際してはそれらの関数として
数式化するとよい。以上のようにして決定されたDK,
y・’y**2 ,a,,82 ,DP,,dP,tP
2,tE,C,,c2,Rを用いて(12)式によって
プラグミル1パス圧延後目標平均肉厚tP,を決定する
実施にあたっては上司y12方式は次のように具体化し
て用いられる。
即ち、ここで、 C,L ここで、J=(1−c,),L=(1一c2)なおDE
はェロンゲータ出側シェル外径である。
次にプラグミル1パス圧延後のシェルの実平均肉厚tP
,′を求める方法について述べる。
前述のように決定した1パス後目標平均肉厚を※※プラ
グミルの圧延パススケジュールに組入れ、1パス圧延後
の実平均肉厚tP,′を目標平均肉厚tP,になるよう
に制御する。しかし実際問題として1パス圧延後の実平
均肉厚を直接実測することはできないので、それを現実
に管理可能な形に変換する必要がある。1パス後の実平
均肉厚tP,′と1パス後の材料長さIP,との間には
(17)式の関係があるのでこれを利用する。
WB:加熱前ビレツト重量(kg)、 SL,;加熱炉内酸化スケールの発生割合(%)、 SL2;加熱炉抽出から当該ミルに至るまでに発生する
2次スケールロス(%)、pP,;プラグミル1パス後
の圧延温度での材料の密度(夕/地)、(17)式でt
P,′をtP,とすればプラグミル1パス後の目標平均
肉厚に対応した1パス後の目標となるシェル伸し長さが
得られ、結局本発明では1パス後の目標伸し長さを2パ
ス後偏肉零の条件のもとで与えて、それによってプラグ
ミルの1パス実伸し長さを管理する。
2パス圧延後の実平均肉厚tP2′、いいかえれば2パ
ス目の実伸し長さが所定の長さになるように管理するこ
とは当然従来通り行なう必要がある。
なお、ェロンゲータなどで圧延後の管厚を予測する場合
にも(17)式と同様の関係式を用いて、圧延後材料の
外径、長さを実測して推定することが可能である。次に
具体的な例を示して説明する。
(12)式をプロセス制御用のコンビュー外こ組込んで
プラグミルのパススケジュール計算を行なわしめ、1パ
ス、2パスでバススケジュール通りになるように各パス
のシェルの平均肉厚制御を行った。その結果を製品偏肉
で評価したところ著しく偏肉が改善された。結果の1例
を第1表に示す。この例では、プラグミル2パス圧延後
の目標平均肉厚は9.32肋最終製品目標肉厚は9.0
2肋である。第 1 表またプラグミル圧延完了後シェ
ルを取出して断面形状を検査した結果について、従来方
法による場合を第4図に、本発明方法の場合を第5図に
それぞれ肉厚の展開状態で示す。
これらの図で周方向角度ooは2バス圧延ロール溝底部
に相当し、士900は2パス圧延フランジ部に相当する
。これらの図からも本発明の偏肉低減の効果は顕著であ
るのが分る。以上説明してきた如く、本発明は2パス後
の偏肉を低減させるための1バス後目標平均肉厚を決め
、1パス後実平均肉厚をこの目標肉厚になるように制御
するものであり、1パス後の目標均肉厚は、上述した計
算式によって決定するほかに、例えば1パスプラグの熱
膨張、摩耗などによるプラグ径の変化を推定して該目標
平均肉厚を逐次修正を行なったり、あるいはェロンゲー
タ圧延後のシェル1本毎に肉厚の変化を検出して目標平
均肉厚を逐次修正していってもよい。
これによって偏肉低減をより完全に達成できる。従来方
法では、圧下スクリュー位置から上下ロールのクリアラ
ンスを計算して求めた1パスロ−ルギヤツプG,と2パ
スロールギヤツプG2の差(G,一02を製品サイズ毎
に決めて圧延することも試みられている。
しかし、現実には、プラグ蓬の摩耗、熱膨張、各パスの
圧延荷重が変化するために、ロールギャップの差で管理
しても、偏肉改善上の効果はほとんどあらわれなかった
。また、他の方法として、従来、プラグミル圧延後のシ
ェルの管周方向の肉厚形状を直接検出して、次圧延材の
圧延でロールギャップ設定値を修正していく方法なども
考えられるが、適当な形状検出器がないために現状では
実現が難しい。本発明はこれらの方法に比べて、プラグ
ミルでの各パスシェル長さをある長さに管理できれば、
実現可能であるので、実現性の点で優れており、また実
施結果をみても明らかなように品質面に及ぼす効果が大
きい。
またパススケジュール計算に必要な計算式も、プロセス
制御用のオンライン計算機などを用いればオンライン計
算が可能である。
【図面の簡単な説明】
第1図はプラグミルによる圧延状態を示した概略的な正
面図、第2図は第1図の側面断面図、第3図はプラグミ
ルのカリバーロールとプラグおよびその間に圧延された
シェルの相互の位置関係を説明するための図、第4図は
従来の方法で圧延したシェルの管厚を展開して示した図
、第5図は本発明による方法で圧延したシェルの管厚展
開図である。 1,2…カリバー。 ール、3…プラグ、4…シコこ′レ。第1図 第2図 第3図 第4図 第5図

Claims (1)

  1. 【特許請求の範囲】 1 プラグミルの2パス目でシエル管周方向の偏肉をほ
    ぼ零とする条件の下でプラグミル1パス目のシエル管周
    方向の目標平均肉厚t_p_1を、t_p_1=g(D
    _k,γ_1,γ_2,θ_1,θ_2,D_p_1,
    d_p,t_p_2,t_E,c_1,c_2,R)か
    ら求め、プラグミル1パス圧延後のシエルの実平均肉厚
    t′_p_1を1パス圧延後のシエル実測長さから求め
    、前記目標平均肉厚t_p′_1が前記目標平均肉厚t
    _p_1に等しくなるようにプラグミル1パス目の圧下
    量を決定することを特徴とする継目無鋼管の偏肉除去方
    法。 ただし D_k;カリバー径、 γ_1;ロール溝底部分の曲率半径、 γ_2;ロールフランジ部近傍の曲率半径、θ_1;曲
    率半径γ_1の円弧部分をはさむ中心角、θ_2;曲率
    半径γ_2の円弧部分をはさむ中心角、D_p_1;プ
    ラグミル1パス目のプラグ径、d_p;カリバー形状か
    ら求めたプラグミルシエル外径、t_p_2;予め定め
    られたプラグミル2パス後目標平均肉厚、t_E;エロ
    ンゲータ圧延後シエル肉厚、c_1;プラグミル1パス
    目のロールフランジ部肉厚圧下率とロール溝底部肉厚圧
    下率との比、 c_2;プラグミル2パス目のロールフランジ部肉厚圧
    下率とロール溝底部肉厚圧下率との比、 R,プラグミルとシエルの間の間隙部横断面積の修正係
    数。
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