JPWO2004052569A1 - 継目無金属管の製造方法 - Google Patents

Abstract

本発明は、傾斜ロール式の穿孔圧延機による継目無金属管の穿孔圧延方法に関し、ビレットの噛み込み不良を生じさせることなく、マンネスマン破壊と円周方向剪断歪を大幅に抑制することができる。これにより、内面疵の少ない内面品質が良好な製品を高い生産性で製造することが可能になる。さらに、プラグの先端圧延部を強化することによって、プラグの尖頭化が図れ、噛み込み限界を拡大できるとともに、一層、内面品質に優れる製品を効率的に生産することができる。このため、本発明方法は、継目無金属管の穿孔圧延において広い分野で適用することができる。

Description

本発明は、継目無金属管の製造方法に関し、より詳しくは傾斜ロール式の穿孔圧延機による継目無金属管の穿孔圧延方法に関するものである。

継目無金属管の製造方法として広く採用されているマンネスマン製管法では、所定の温度に加熱された中実の丸ビレット（以下、「ビレット」ともいう）を素材とし、一対の主ロールとプラグを有する傾斜ロール式の穿孔圧延機（以下、「ピアサ」という）に送給してその軸心部に孔を明けて中空素管を得る。
次いで、得られた中空素管をそのまま、または必要に応じて前記ピアサと同一構成のエロンゲータミル、若しくはシェルサイザに通して拡径、縮径して定径後、プラグミル、マンドレルミル等の後続する延伸圧延機で延伸圧延する。その後、ストレッチレデューサ、リーラ、サイザ等の仕上げ圧延機で磨管、形状修正およびサイジングを行う精整工程を経て製品管が製造される。
図１は、マンネスマン製管法に用いられるピアサの構成例を示す斜視図である。ピアサは、被穿孔材であるビレット４の送り線となるパスラインＸ−Ｘを挟んで互いに逆方向に傾斜させて対向配置された一対のバレル型の主ロール１、１を備え、この主ロール１、１と位相を９０°異ならせて前記パスラインＸ−Ｘを挟んで対向配置された一対のディスクロール２、２を備えるとともに、パスラインＸ−Ｘ上にプラグ３を芯金５で支持して構成されている。
通常、プラグ３の先端は、主ロール１、１間が最短距離となるゴージ６よりも圧延上流側に位置するように設置され、ゴージ６からの突き出した距離（例えば、後述する図４に示すＰＬ）はプラグリードと呼ばれる。
上記のように構成されたピアサにおいて、主ロール１、１がパスラインＸ−Ｘに対して傾斜角βを付与されて同一方向に回転している。このため、パスラインＸ−Ｘに沿って白抜き矢符方向に送給されたビレット４は、主ロール１、１間に噛み込れた後は螺進行移動し、プラグ３によりその軸心部に孔を明けられ中空素管となる。
この間、ディスクロール２、２は、圧延中のビレット４の案内部材の役目をすると同時に、プラグ３により穿孔された中空素管の主ロール１、１の対向方向と９０°位相した方向への膨らみを抑制して外径形状を整える役目をしている。また、このディスクロール２、２は、穿孔された中空素管との摺動を軽減して焼付きが発生しないようにビレット４の送り出し方向と同方向に回転駆動されている。
さらに、ピアサには、主ロール１、１の形状がコーン型で、そのロール軸心をパスラインＸ−Ｘに対して入側で近く、出側で遠くなるように配置することで上記の傾斜角βとは異なる交叉角γを付与した交叉型と称されるピアサもある（後述する図１１（ｂ）参照）。
近年、高合金鋼やステンレス鋼等の難加工性材料であっても、マンネスマン製管法を用いて金属管の圧延加工が行われるようになっている。このため、上記のプラグ３には、使用寿命が長いという性能に加え、中空素管に内面疵を発生させないという性能が強く求められている。
中空素管に発生する内面疵を抑制するには、例えば、特開昭５７−１６８７１１号公報で記載されるように、（ａ）マンネスマン破壊の発生、および（ｂ）円周方向剪断歪の発生を抑制することが不可欠である。この（ａ）および（ｂ）の現象は、ピアサ特有の現象であり、これらを抑制しない限り、高合金鋼やステンレス鋼等の難加工性材料を高能率でマンネスマン製管をすることができない。また、使用するプラグの寿命延長も困難である。
上記特開昭５７−１６８７１１号公報には、主ロールの傾斜角βおよび交叉角γを調整することによって、上記（ａ）および（ｂ）を抑制する方法が示されているが、プラグの長寿命化は勿論のこと、プラグ自体に上記（ａ）および（ｂ）を抑制する機能を持たせることは全く考慮されていない。
また、特開平１０−１３７８１８号公報では、高合金鋼やステンレス鋼等の難加工性材料の穿孔圧延に用いても、寿命延長が図れるプラグ形状が提案されている。図２は、特開平１０−１３７８１８号公報で提案されたプラグ形状を示す図である。
図２に示すように、提案されたプラグは、全体の形状が単純な砲弾形状のいわゆる２ゾーン型と称されるプラグ（以下、単に「２ゾーン型プラグ」という）であり、図中に示す各部寸法のうちのｒ、ＲおよびＤのみの関係を、下記の（５）乃至（７）式に示す条件を満たす形状に規定したものである。このため、プラグ自体に上記の（ａ）および（ｂ）を抑制する機能を持たせることは全く考慮されていない。
Ｒ≧−１６０ｒ＋１２Ｄ ・・・ （５）
Ｒ≧１８ｒ＋３．６Ｄ ・・・ （６）
−２０ｒ＋２２Ｄ≧Ｒ≧９０ｒ−１５Ｄ ・・・ （７）
図３は、長寿命のプラグとして提案された他のプラグ形状を示す図である。このプラグは、ドイツ文献（Ｎｅｕｍａｎｎ著「Ｓｔａｈｌｒｏｈｒｎｅｒｓｔｅｌｌｕｎｇ（鋼管の製造；ドイツ語文献）」、１９７０年）によって提案されたものであり、曲率半径ｒ、軸方向長さＬ１の先端部と曲率半径Ｒの円弧回転面である軸方向長さＬ３のワーク部との間に、外径ｄ、軸方向長さＬ２の円柱状の平行部を形成し、この平行部と前記の先端部とからなる先端圧延部を形成した構造である。
図３に示す形状のプラグは、先端圧延部のワーク部近傍部分に被穿孔材が接触しない隙間が形成され、この隙間によりプラグの内部に蓄積された熱が放出される構造であるため、プラグの先端部が溶損しにくく、プラグ寿命が延長されることになる。
そこで、本発明者らは、前記図２に示す２ゾーン型プラグと図３に示す形状のプラグとの使用比較試験をおこなった。その結果、図３に示す形状のプラグの方が、若干長寿命であり内面疵が発生しにくいことが確認されたが、噛み込み不良が発生し易く、生産性が低下するという問題がある。

本発明は、上記の実状に鑑みてなされたものであり、前記図３に示す形状のプラグを用いる際に、噛み込み不良が発生するのを防止するため、プラグリードを小さくした場合、言い換えると、プラグ先端ドラフト率を大きくした場合であっても、内面疵の発生が少ない製品を得ることができる継目無金属管の製造方法を提供する。これと同時に、プラグ先端ドラフト率を小さくした場合であっても、プラグの溶損を発生することなく、プラグ噛み込み限界の拡大が可能な継目無金属管の製造方法を提供することを目的にしている。
図４は、中空素管の穿孔圧延におけるプラグリードおよびプラグ先端ドラフト率を説明する図である。本発明の説明において、プラグリードＰＬは、図４に示すように、コーン型の主ロール８のゴージ６の位置からプラグ３の先端までの距離をいう。
また、プラグ先端ドラフト率ＰＤＲ（％）は、ビレット４の外径ＢＤとし、プラグ３の先端位置における主ロール８、８間の最短距離ＲＯＰとした場合に、下記（８）式で定義される値である。なお、図４中のＲＯは、ゴージ６の位置における主ロール８、８間の最短距離である。
ＰＤＲ＝｛（ＢＤ−ＲＯＰ）／ＢＤ｝×１００（％）・・・ （８）
したがって、図４において、プラグをプラグリードＰＬが小さくなるように設定すると、それにともなって上記（８）式で定義される値は大きくなることから、上述の通り、プラグリードを小さく設定した場合をプラグ先端ドラフト率を大きく設定した場合と言い換えることができる。
本発明は、上記の目的を達成するために開発されたものであり、次の（１）および（２）の継目無金属管の製造方法を要旨としている。
（１）外径ｄ（ｍｍ）が軸方向にわたり等径または外径ｄが軸方向後端に向かうに従って増大するテーパ角度の半角が２°以下の軸方向長さＬ２（ｍｍ）の円柱状で、その先端面が曲率半径ｒ（ｍｍ）、軸方向長さＬ１（ｍｍ）の球面状に形成された先端圧延部と、
この先端圧延部に連続して外径が軸方向後端に向かうに従って増大するように曲率半径Ｒ（ｍｍ）の円弧回転面で形成された軸方向長さＬ３（ｍｍ）のワーク部と、
このワーク部に連続して外径が軸方向後端の最大外径Ｄ（ｍｍ）に向かうに従って増大するようにテーパ角度２θ（°）で形成されたテーパ円柱状の軸方向長さＬ４（ｍｍ）のリーリング部とを有するプラグを用い、外径ＢＤ（ｍｍ）の中実丸ビレットを傾斜ロール式の穿孔圧延機で穿孔圧延する継目無鋼金属管の製造方法であって、
前記プラグの外径ｄ、曲率半径Ｒ、軸方向長さＬ１、Ｌ２およびＬ３と中実丸ビレットの外径ＢＤとの関係が下記の（１）乃至（３）式のいずれも満足することを特徴とする継目無金属管の製造方法である（以下、「第１の発明方法」という）。
０．１２≦ｄ／ＢＤ≦０．３５ ・・・ （１）
０．０２０≦（ｄ／２ＢＤ）／（Ｒ／Ｌ３）≦０．０４６
・・・ （２）
０．５ｄ≦Ｌ１＋Ｌ２≦３ｄ ・・・ （３）
（２）外径ｄ（ｍｍ）が軸方向にわたり等径または外径ｄが軸方向後端に向かうに従って増大するテーパ角度の半角が２°以下の軸方向長さＬ２（ｍｍ）の円柱状で、その先端面が曲率半径ｒ（ｍｍ）、軸方向長さＬ１（ｍｍ）の球面状に形成された先端圧延部と、
この先端圧延部に連続して外径が軸方向後端に向かうに従って増大するように曲率半径Ｒ（ｍｍ）の円弧回転面で形成された軸方向長さＬ３（ｍｍ）のワーク部と、
このワーク部に連続して外径が軸方向後端の最大外径Ｄ（ｍｍ）に向かうに従って増大するようにテーパ角度２θ（°）で形成されたテーパ円柱状の軸方向長さＬ４（ｍｍ）のリーリング部とを有し、
少なくとも前記先端圧延部の１１００℃における引張強度が５０ＭＰａ以上であるプラグを用い、外径ＢＤ（ｍｍ）の中実丸ビレットを傾斜ロール式の穿孔圧延機で穿孔圧延する継目無鋼金属管の製造方法であって、
前記プラグの外径ｄ、曲率半径Ｒ、軸方向長さＬ１、Ｌ２およびＬ３と中実丸ビレットの外径ＢＤとの関係が下記の（２）乃至（４）式のいずれも満足することを特徴とする継目無金属管の製造方法である（以下、「第２の発明方法」という）。
０．０６≦ｄ／ＢＤ≦０．１２ ・・・ （４）
０．０２０≦（ｄ／２ＢＤ）／（Ｒ／Ｌ３）≦０．０４６
・・・ （２）
０．５ｄ≦Ｌ１＋Ｌ２≦３ｄ ・・・ （３）
上記の第２の発明方法では、プラグの先端圧延部を取り替え可能にするのが望ましい。また、上記プラグの先端圧延部をワーク部およびリーリング部を構成する母材にスケールを形成させた部材とし、該スケール厚を前記ワーク部およびリーリング部のスケール厚の１．５倍から３倍の範囲とするのが望ましい。
上記の第１および第２の発明方法において、通常、プラグ寿命を確保する観点から、ワーク部およびリーリング部を構成する母材のスケール厚さは２００μｍ〜１０００μｍの範囲とするのが望ましい。
さらに、上記の第１および第２の発明方法においては、傾斜ロール式の穿孔圧延機として、主ロールの形状がコーン型で、そのロール軸心とパスラインとの離間距離が入側で小さく、出側で大きい交叉型の傾斜ロール式穿孔圧延機を用いるのが望ましく、この場合には生産性を一段と向上させることができる。

図１は、マンネスマン製管法に用いられるピアサの構成例を示す斜視図である。
図２は、全体の形状が単純な砲弾形状からなる２ゾーン型プラグの一例を示す図である。
図３は、本発明で用いるプラグ形状を示す図である。
図４は、中空素管の穿孔圧延におけるプラグリードおよびプラグ先端ドラフト率を説明する図である。
図５は、モデルミルによるマンネスマン破壊の発生状況を調査する方法を説明する図である。
図６は、モデルミルによる円周方向剪断歪の発生状況を調査する方法を説明する図である。
図７は、前記図３に示すプラグの形状を特定するためのパラメータ「（ｄ／２ＢＤ）／（Ｒ／Ｌ３）」と、円周方向剪断歪量（ｒθ／ｔ）およびマンネスマン破壊の大きさＭＣとの関係を示す図である。
図８は、プラグのプラグ先端ドラフト率ＰＤＲ（％）を種々変化させた場合における、プラグ先端ドラフト率ＰＤＲと、円周方向剪断歪量（ｒθ／ｔ）およびマンネスマン破壊ＭＣとの関係を示す図である。
図９は、穿孔圧延過程でのプラグの軸方向各部における回転周速度および主ロールの軸方向各部の回転周速度を示す図である。
図１０は、プラグを組立法により製造した場合の分割プラグの構成例を示す図である。
図１１は、モデルミルの主ロールの構成とプラグとの設定状況を示す図である。

以下、本発明を上記のように規定した理由を添付図面に基づき、第１の発明方法および第２の発明方法に区分して説明する。
１．第１の発明方法
前述の通り、ピアサによる穿孔圧延における内面疵の発生は、（ａ）マンネスマン破壊の発生、および（ｂ）円周方向剪断歪の発生に起因する。具体的には、プラグの先端よりも上流側のビレット軸心部にマンネスマン破壊が発生し、このマンネスマン破壊が主ロールとプラグによる肉厚加工時に生じる円周方向の剪断歪を受け、発生した変形の成長にともなって内面疵の発生に至る。
そこで、本発明者らは、前記図３に示す形状のプラグを用いた場合における（ａ）マンネスマン破壊の発生、および（ｂ）円周方向剪断歪の発生状況を把握するため、モデルミルを用いて種々の条件で穿孔圧延の実験を実施した。
ここで、前記図３に示す形状のプラグは、外径ｄの軸方向長さＬ２の円柱状で、その先端面が曲率半径ｒ、軸方向長さＬ１の球面状に形成された先端圧延部と、この先端圧延部に連続して外径が軸方向後端に向かうに従って増大するように曲率半径Ｒの円弧回転面で形成された軸方向長さＬ３のワーク部と、このワーク部に連続して外径が軸方向後端の最大外径Ｄに向かうに従って増大するようにテーパ角度２θで形成されたテーパ円柱状の軸方向長さＬ４のリーリング部とを有する。
図５は、モデルミルによるマンネスマン破壊の発生状況を調査する方法を説明する図である。モデルミルでの実験には、鉛快削鋼のビレットを用いた。図５に示すように、マンネスマン破壊の発生状況は、穿孔圧延を途中止めし、得られた材料を縦割りして、プラグ先端直前のマンネスマン破壊の発生状況を調査した。得られた材料は、ビレット４の部分と中空素管７の部分に区分される。
図６は、モデルミルによる円周方向剪断歪の発生状況を調査する方法を説明する図であり、（ａ）はビレットの斜視図であり、（ｂ）は中空素管の端面を示す図である。円周方向剪断歪の発生は、放電加工によってビレット４の半径線上３箇所にピン４ａを埋め込み、穿孔圧延して得られた中空素管７の横断面を酸洗後観察して３箇のピン４ａの位置を確認することにより、円周方向の剪断歪量（ｒθ／ｔ）として調査した。
図７および図８は、モデルミルによる調査結果を概念的に説明する図である。
まず、図７は前記図３に示すプラグの形状を特定するために、本発明者らが創出した無次元量のパラメータである「（ｄ／２ＢＤ）／（Ｒ／Ｌ３）」と、円周方向剪断歪量（ｒθ／ｔ）およびマンネスマン破壊の大きさＭＣとの関係を示す図である。図７において、プラグの形状は、上記のパラメータ「（ｄ／２ＢＤ）／（Ｒ／Ｌ３）」が小さくなると尖頭化し、大きくなると鈍頭化する。
次に、図８は、プラグのプラグ先端ドラフト率ＰＤＲ（％）を変化させた場合における、プラグ先端ドラフト率ＰＤＲと、円周方向剪断歪量（ｒθ／ｔ）およびマンネスマン破壊の大きさＭＣとの関係を示す図である。
図８に示すように、プラグのプラグ先端ドラフト率ＰＤＲ（％）を増加させると、それにともなって円周方向剪断歪量（ｒθ／ｔ）およびマンネスマン破壊の大きさＭＣも増加する関係がある。
前記図７に示す関係において、マンネスマン破壊は、パラメータ「（ｄ／２ＢＤ）／（Ｒ／Ｌ３）」が小さいほど抑制される。その理由は、プラグの形状が尖頭化するのにともなって、ビレットに対するプラグからの軸方向反力が低下し、ビレットの前進速度が増すため、ビレットが主ロールに噛み込れてからプラグの先端に達するまでの時間が短縮することによる。その結果、回転鍛造回数が減少して、マンネスマン破壊が生じにくくなる。
これに対し、円周方向剪断歪量（ｒθ／ｔ）は、上記のパラメータ「（ｄ／２ＢＤ）／（Ｒ／Ｌ３）」が大きいほど抑制される。その理由を、次の図９を用いて説明する。
図９は、穿孔圧延過程でのプラグの軸方向各部における回転周速度および主ロールの軸方向各部の回転周速度を示す図である。同図に点線で示すように、パラメータ「（ｄ／２ＢＤ）／（Ｒ／Ｌ３）」を小さくする場合には、肉厚圧下がおこなわれるゴージまでの間のプラグのワーク部における主ロールとプラグとの回転周速度差が大きくなり、これに伴って円周方向剪断歪量（ｒθ／ｔ）も大きくなる。
これに対し、同図に実線で示すように、パラメータ「（ｄ／２ＢＤ）／（Ｒ／Ｌ３）」を大きくする場合には、両者の回転周速度差が小さくなり、これに伴って円周方向剪断歪量（ｒθ／ｔ）も小さくなる。
また、図９ではバレル型ロール（実線で示す）およびコーン型ロール（点線で示す）に区分して示しているが、バレル型の主ロールの回転周速度は、ゴージの位置で最大となり、入側と出側に向かう従って減少する。
これに対し、コーン型の主ロールの回転周速度は、入側から出側に向かって増大する。このため、主ロールとプラグとの回転周速度差は、主ロールがコーン型の場合の方が小さくなる。
したがって、上記のパラメータ「（ｄ／２ＢＤ）／（Ｒ／Ｌ３）」が同じであるプラグの場合、コーン型の主ロールを備えたピアサを用いれば、円周方向剪断歪の発生を顕著に抑制することができる。
さらに、主ロールとプラグとの回転周速度差を小さくするには、図９中に二点鎖線で示すように、ゴージ位置からのプラグリードＰＬを大きくする、すなわち、プラグ先端ドラフト率ＰＤＲを小さくする方法がある。
プラグリードＰＬを大きくすることにより、ビレットが主ロールに噛み込まれてからプラグの先端に到達するまでの距離が短縮されるので、マンネスマン破壊の発生が抑制される。しかし、この場合には、ビレットが噛み込み不良を起こし易くなる。
ところで、前記図３に示す形状のプラグの各部寸法のうち、先端圧延部の外径ｄがビレット外径ＢＤの０．３５倍以下、軸方向長さＬ１＋Ｌ２がｄの０．５倍以上で、かつ、曲率半径ＲとＬ３が上記のパラメータ「（ｄ／２ＢＤ）／（Ｒ／Ｌ３）」で０．０４６以下を満たす形状にすると、プラグ先端ドラフト率ＰＤＲを、２ゾーン型プラグの限界値以上に小さくしても噛み込み不良が発生せず、マンネスマン破壊と円周方向剪断歪が抑制されて、内面疵のない中空素管を効率的に製造可能なことが判明した。
しかしながら、ｄをＢＤの０．１２倍未満にすると、先端圧延部が溶損し易くなってプラグ寿命が低下する。さらに、Ｌ１＋Ｌ２をｄの３倍超にすると、先端圧延部が変形し易くなるのに加え、プラグの全長が長くなりすぎ正常なプラグ設定ができない。
また、ＲとＬ３が上記のパラメータ「（ｄ／２ＢＤ）／（Ｒ／Ｌ３）」で０．０２０未満となる形状にすると、２ゾーン型プラグ以上の円周方向剪断歪の発生を抑制する効果が得られないことも判明した。
したがって、第１の発明方法では、ビレットの外径をＢＤとしたとき、前記図３に示す形状のプラグの各部寸法のうち、少なくとも前記の外径ｄ、曲率半径Ｒ、軸方向長さＬ１、Ｌ２およびＬ３とが、下記（１）乃至（３）式のいずれも満足する形状のプラグを用いることにした。
０．１２≦ｄ／ＢＤ≦０．３５ ・・・ （１）
０．０２０≦（ｄ／２ＢＤ）／（Ｒ／Ｌ３）≦０．０４６
・・・ （２）
０．５ｄ≦Ｌ１＋Ｌ２≦３ｄ ・・・ （３）
なお、軸方向長さがＬ１＋Ｌ２の先端圧延部を構成する先端球面の曲率半径ｒは、０．５ｄ（Ｌ１＝ｒ）とするのが最も好ましいが、必ずしもｒ＝０．５ｄとする必要はなく、ｒ＞０．５ｄであってもよい。しかし、ｒが過大になると、その先端面が平滑面に近くなり、ビレットに対するプラグからの軸方向反力が増してビレットの前進速度が遅くなって回転鍛造回数が増加し、マンネスマン破壊を発生し易くなるので、ｒの上限は大きくともｒ＝ｄ程度に留めるのが望ましい。
また、先端圧延部の外径ｄ、軸方向長さＬ２の円柱状部分は、必ずしも軸方向にわたり等径である必要はなく、改削と熱処理を繰り返して再使用することを考慮し、外径ｄの軸方向の先端から後端に向かうに従って増大するテーパ角度の半角が２°以下のテーパ円柱状としてもよい。
さらに、リーリング部は材料の肉厚を一定にするために設けられた部位であり、ここでは積極的に肉厚加工を行わない。このため、リーリング部の角度は、ロール出側の面角とほぼ同じにするのが望ましい。
２．第２の発明方法
前記図８に示すように、ビレットの穿孔圧延過程でマンネスマン破壊の発生を抑制して、内面疵のない中空素管を製造するには、設定時のプラグ先端ドラフト率ＰＤＲ（％）を小さくするとともに、穿孔効率を高めることが有効である。先端ドラフト率ＰＤＲ（％）の低減によって、ビレットが主ロールに噛み込れてからプラグの先端に到達するまでの距離が短縮され、回転鍛造回数の低減が図れ、マンネスマン破壊の発生が抑制されることによる。
上記の穿孔効率ＦＥは、圧延ロール出側におけるビレット速度の軸方向成分をＶｓ、ロール周速の軸方向成分をＶｒとし、主ロールの傾斜角をβとした場合に、下記（９）式によって規定される。
ＦＥ＝Ｖｓ／Ｖｒ×ｓｉｎβ×１００（％） ・・・ （９）
穿孔効率ＦＥを向上させることによって、同様に、回転鍛造回数を低減でき、マンネスマン破壊の発生を低減することが可能になる。
しかしながら、プラグ先端ドラフト率ＰＤＲ（％）を小さくすると、ビレットが噛み込み不良を起こし易くなり、プラグ先端ドラフト率ＰＤＲ（％）の低減には噛み込み限界が存在する。噛み込み不良が発生すると、そのビレットを除去するために穿孔圧延機の停止を余儀なくされ、生産性が著しく低下することになる。
これに対し、本発明者らの検討によれば、前記図３に示す形状のプラグにおいて、プラグ形状の改善として先端圧延部を尖頭化すれば、噛み込み限界を拡大できるとともに、プラグ先端ドラフト率ＰＤＲ（％）を低減させた状態で、高い穿孔効率ＦＥを維持できることが明らかになった。
ところが、プラグの先端圧延部を尖頭化すると、熱容量の低下をともない先端圧延部が溶損し易くなる。そこで、さらに検討を加えた結果、先端圧延部に所定の高温強度が確保できれば、さらに尖頭化しても先端圧延部が溶損することなく、噛み込み限界を拡大できることが明確になる。
具体的には、少なくともプラグ先端圧延部の１１００℃における引張強度が５０ＭＰａ以上にすることである。ここで、目標とする温度を１１００℃としているのは、スケールを表面に形成した状態で先端圧延部を構成する部材を上昇し得る最高温度である。
このとき必要とされる強度を５０ＭＰａ以上としたのは、一般的にプラグ材料として使用される３％Ｃｒ−１％Ｎｉ鋼の１１００℃における引張強度と比較して、１．２〜２倍以上の強度を有することが必要としたためである。これは、前記した強度以上の特性が確保できなければ、後述するモデルミルテストにおいてプラグ寿命に優位性が見いだせなかったことによる。
第２の発明方法において、上記の高温強度は、少なくともプラグ先端圧延部で確保する必要がある。したがって、ここで使用するプラグは、これを満足する限りにおいて、先端圧延部以外の部分、すなわち、ワーク部およびリーリング部を構成する母材部の強度は、通常のプラグ強度を満足するものであればよい。
上記の知見に基づいて、プラグ先端圧延部の高温強度を確保して、前記図３に示す形状のプラグの各部寸法のうち、先端圧延部の外径ｄがビレット外径ＢＤの０．１２倍以下、軸方向長さＬ１＋Ｌ２がｄの０．５倍以上で、かつ、曲率半径ＲとＬ３が上記のパラメータ「（ｄ／２ＢＤ）／（Ｒ／Ｌ３）」で０．０４６以下を満たす形状にすると、プラグ先端ドラフト率ＰＤＲを、前記第１の発明方法で用いるプラグの限界値以上に小さくしても噛み込み不良が発生せず、先端圧延部の溶損は見られず、しかも内面疵のない中空素管を効率的に製造できた。
一方、前述した第１の発明方法と同様に、ｄをＢＤの０．０６倍未満にすると、如何に先端圧延部の強化を図っても、熱容量が小さいため溶損し易くなる。さらに、Ｌ１＋Ｌ２をｄの３倍超にする先端圧延部が変形し易くなるのに加え、プラグ全体の長さが長くなりすぎて正常なプラグ設定ができない。
また、ＲとＬ３が上記のパラメータ「（ｄ／２ＢＤ）／（Ｒ／Ｌ３）」で０．０２０未満となる形状にすると、２ゾーン型プラグ以上の円周方向剪断歪の抑制効果が得られない。
したがって、第２の発明方法では、ビレットの外径をＢＤとしたとき、前記図３に示す形状のプラグの各部寸法のうち、少なくとも前記の外径ｄ、曲率半径Ｒ、軸方向長さＬ１、Ｌ２およびＬ３とが、下記（２）乃至（４）式のいずれも満足する形状のプラグを用いることとした。
０．０６≦ｄ／ＢＤ≦０．１２ ・・・ （４）
０．０２０≦（ｄ／２ＢＤ）／（Ｒ／Ｌ３）≦０．０４６
・・・ （２）
０．５ｄ≦Ｌ１＋Ｌ２≦３ｄ ・・・ （３）
第２の発明方法で使用するプラグにおいて、所定の高温強度を必要とするのは当該プラグの先端圧延部である。このため、当該プラグを先端圧延部に用いる部材と、ワーク部およびリーリング部を構成する母材とに分割するのが有効である。
そのため、プラグの製造に際しては、鋳ぐるみ法および組立法のいずれも適用できる。しかし、プラグの先端圧延部を溶接肉盛で構成するのは、母材部に熱影響が及ぶため、プラグの製造方法として採用することができない。
図１０は、プラグを組立法により製造した分割プラグの構成例を示す図である。同図（ａ）では先端圧延部は円筒状に構成されて組み立てられているのに対し、同図（ｂ）では先端圧延部は円筒部に加え肩部を構成して組み立てられている。
同図（ａ）に示す円筒状の先端圧延部であると、リーリング部での損傷が大きくなるため、穿孔圧延の条件に応じて、（ａ）および（ｂ）に示される先端圧延部を適宜選択するのが望ましい。さらに、プラグの保守性の観点からは、プラグの先端圧延部を取り替え可能とするのが望ましい。
通常、プラグの母材としては０．５％Ｃｒ−１．５％Ｎｉ−３．０％Ｗ系鋼を用いるのが望ましい。この場合に、母材のスケール厚さは、スケールの密着性やプラグ寿命の観点から、２００μｍ〜１０００μｍの範囲とするのが望ましい。また、先端圧延部に用いる部材としてはＷ、Ｍｏを含有した高強度鋼、Ｎｂ−１０％Ｗ−２．５％ＺｒのＮｂ合金、または、Ｍｏ−０．５％Ｔｉ−０．０８％ＺｒのＭｏ合金を用いるのが望ましい。これらは、充分に要求される高温強度を満足することができるからである。
さらに、先端圧延部に用いる部材として、母材に厚スケールを形成させた部材を使用することもできる。厚スケールを形成し部材表面を被覆することによって、耐熱性が確保でき溶損の抑制に有効であるとともに、厚スケールは穿孔圧延時での潤滑性にも優れた作用を及ぼす。
厚スケールを形成する場合には、その部材のスケール厚さを母材のスケール厚さの１．５倍から３倍の範囲とするのが望ましい。１．５倍未満では耐熱性を確保することができず、３倍を超えると部材の径細りが発生し取付が困難になる。
本発明におけるスケール処理は、特に使用する炉の種類を限定する必要がなく、通常の加熱処理炉を用いて実施すればよい。スケール処理は、例えば、１０００℃〜１１００℃の温度範囲で行うことができ、スケール厚さは処理時間によって調整できる。
以下に、本発明の第１、第２の発明方法の具体的な内容を、実施例に基づいて説明する。

実施例１では、モデルミルを用いた穿孔圧延によって、第１の発明方法の効果を確認した。使用するプラグとして２ゾーン型プラグと、前記図３に示す形状のプラグを準備し、それらのプラグ各部の寸法を表１に示した。２ゾーン型プラグは１種類（表１中の代符Ｆ）とした。いずれのプラグも、材質は０．５％Ｃｒ−１．５％Ｍｏ−３．０％Ｗ系のステンレス鋼とした。
モデルミルの主ロールは、いずれもゴージ部の外径が４１０ｍｍ、傾斜角βを０°、交叉角γを後述する各角度に設定した状態で、主ロールの入側面とパスラインＸ−Ｘに平行な直線とがなす角度である入側面角と、主ロールの出側面とパスラインＸ−Ｘに平行な直線とがなす角度である出側面角が、ともに３．５°の４種類（バレル型１種類、コーン型３種類）を準備した。
図１１は、モデルミルの主ロールの構成とプラグとの設定状況を示す図であり、同図（ａ）はバレル型ロールの場合、同図（ｂ）はコーン型ロールの場合を示している。なお、具体的な寸法の記載は省略したが、図１１（ｂ）に示すコーン型の主ロールの入側径ＤＦと出側径ＤＲは、後述する交叉角γ（５°、１０°および１５°）毎に異なる径にした。
準備したプラグと主ロールは、モデルミルに設定し、外径７０ｍｍ、長さ３００ｍｍの１８％Ｃｒ−８％Ｎｉ−１％Ｎｂのオーステナイト系ステンレス鋼からなるビレットを１２５０℃に加熱し、外径７４ｍｍ、肉厚５．８ｍｍ、長さ９３０ｍｍの中空素管を得る穿孔圧延試験をおこなった。この１８％Ｃｒ−８％Ｎｉ−１％Ｎｂ鋼は、熱間加工性が劣るオーステナイト系ステンレス鋼のなかでも特に熱間加工性の劣悪な材料として選択した。
穿孔圧延試験の際、主ロールの傾斜角βは全て１０°とし、コーン型の主ロールの交叉角γはそれぞれ５°、１０°、１５°とした。また、プラグ先端ドラフト率ＰＤＲは、３％、４％、５％、６％、７％の５段階に変化させた。その時の主ロール間の最短距離ＲＯとＲＯＰ、およびプラグリードＰＬ（いずれも図８参照）の設定寸法を表２に示す。
試験の結果を表３に示す。本発明で規定する条件を満たすプラグ（代符Ｂ〜Ｄ）を用いた場合には、プラグ先端ドラフト率ＰＤＲを３％と低くしても、噛み込み不良は起こらず、しかも内面疵のない中空素管が得られている。
これに対して、本発明で規定する条件を満たさないプラグ（代符Ａ、Ｅ、Ｇ）および２ゾーン型のプラグ（代符Ｆ）を用いた場合には、プラグ先端ドラフト率ＰＤＲが３％ではいずれも噛み込み不良が起こっており、プラグによってはプラグ先端ドラフト率ＰＤＲを４％以上に大きくしても噛み込み不良が起こっている。また、（１）式と（２）式を満たさないプラグ（代符Ｈ）は、いずれの条件においても先端が溶損している。
さらに、本発明で規定する条件を満たすプラグ（代符Ｂ〜Ｄ）を用いた場合、主ロールがバレル型で交叉角γが０°のピアサでは、内面疵が発生しないプラグ先端ドラフト率ＰＤＲの最大値は６％であるが、本発明で規定する条件を満たさないプラグを用いた場合の最大値は４％と低い。
また、主ロールがコーン型で交叉角γが５°のピアサでは、内面疵が発生しないプラグ先端ドラフト率ＰＤＲの最大値は７％であるが、本発明で規定する条件を満たさないプラグを用いた場合の最大値は５％と低く、この傾向は交叉角γが大きいピアサほど顕著である。これに対して、２ゾーン型プラグを用いた場合の内面疵が発生しないプラグ先端ドラフト率ＰＤＲは、交叉角γが１０°と１５°のピアサにおける５％のみである。

実施例２では、同じモデルミルを用いて第２の発明方法の効果を確認した。使用するプラグとして、前記図３に示す形状のプラグの３種類を準備し、そのプラグ各部の寸法を次頁の表４に示した。
いずれのプラグも母材は３．０％Ｃｒ−１．０％Ｎｉ系鋼として、その強度は１１００℃の引張強度で３０ＭＰａであった。また、先頭圧延部にはＮｂ−１０％Ｗ−２．５％ＺｒのＮｂ合金、Ｍｏ−０．５％Ｔｉ−０．０８％ＺｒのＭｏ合金および鉄系の高強度鋼４種の母材にスケールを施した部材を使用した。
使用したプラグの物性として、先端圧延部の１１００℃における引張強度および母材のスケール厚さを測定し、表５（１）〜（３）に示す。このときのスケール処理は１０００℃〜１１００℃の温度範囲で行い、スケール厚さは処理時間を調整することにより、変化させている。スケール処理炉は、通常の加熱処理炉を用いた。
プラグの構造は、先端圧延部を取り替え可能として、プラグの分割方式は前記図１０（ａ）または（ｂ）に示す方式から選択して、分割構成例を（ａ）または（ｂ）に区分して表５（１）〜（３）に示す。
モデルミルの主ロールは、実施例１で用いたコーン型ロールと同じ条件で設定し、穿孔圧延試験の際、主ロールの傾斜角βは１０°とし、コーン型の主ロールの交叉角γは５°とした。また、プラグ先端ドラフト率ＰＤＲは、２．０％〜７．０％の範囲で７段階に変化させた。
穿孔圧延試験に用いたビレットも、実施例１と同じとし、外径７０ｍｍ、長さ３００ｍｍの１８％Ｃｒ−８％Ｎｉ−１％Ｎｂのオーステナイト系ステンレス鋼からなるビレットを１２５０℃に加熱し、外径７４ｍｍ、肉厚５．８ｍｍ、長さ９３０ｍｍの中空素管を穿孔圧延し、その試験結果を表５（１）〜（３）に示す。

前記表５（１）、（２）の結果から、本発明で規定する関係を満たすプラグ（代符Ｉ、Ｊ）であって、先端圧延部の１１００℃における引張強度も満足する場合には、プラグ先端ドラフト率ＰＤＲを２．５％と低くしても、噛み込み不良を発生することなく、中空素管が得られた。しかし、スケール厚さが薄すぎたり、または厚スケールを形成した部材では、プラグ先端ドラフト率ＰＤＲが２．０％〜２．５％で溶損の発生が見られた。
一方、前記表５（３）の結果から、本発明で規定する条件を満たさないプラグ（代符Ｋ）を用いた場合には、いずれの条件においても先端が溶損しており、Ｎｂ合金、Ｍｏ合金による部材であっても、広い範囲で溶損の発生があった。

産業上の利用の可能性

本発明の継目無金属管の製造方法によれば、ビレットの噛み込み不良を生じさせることなく、マンネスマン破壊と円周方向剪断歪を大幅に抑制することができる。これにより、内面疵の少ない内面品質が良好な製品を高い生産性で製造することが可能になる。さらに、プラグの先端圧延部を強化することによって、プラグの尖頭化が図れ、噛み込み限界を拡大できるとともに、一層、内面品質に優れる製品を効率的に生産することができる。これに基づき、継目無金属管の穿孔圧延において広い分野で適用することができる。

Claims (6)

1. 外径ｄ（ｍｍ）が軸方向にわたり等径または外径ｄが軸方向後端に向かうに従って増大するテーパ角度の半角が２°以下の軸方向長さＬ２（ｍｍ）の円柱状で、その先端面が曲率半径ｒ（ｍｍ）、軸方向長さＬ１（ｍｍ）の球面状に形成された先端圧延部と、
   この先端圧延部に連続して外径が軸方向後端に向かうに従って増大するように曲率半径Ｒ（ｍｍ）の円弧回転面で形成された軸方向長さＬ３（ｍｍ）のワーク部と、
   このワーク部に連続して外径が軸方向後端の最大外径Ｄ（ｍｍ）に向かうに従って増大するようにテーパ角度２θ（°）で形成されたテーパ円柱状の軸方向長さＬ４（ｍｍ）のリーリング部とを有するプラグを用い、外径ＢＤ（ｍｍ）の中実丸ビレットを傾斜ロール式の穿孔圧延機で穿孔圧延する継目無鋼金属管の製造方法であって、
   前記プラグの外径ｄ、曲率半径Ｒ、軸方向長さＬ１、Ｌ２およびＬ３と中実丸ビレットの外径ＢＤとの関係が下記の（１）乃至（３）式のいずれも満足することを特徴とする継目無金属管の製造方法。
   ０．１２≦ｄ／ＢＤ≦０．３５ ・・・ （１）
   ０．０２０≦（ｄ／２ＢＤ）／（Ｒ／Ｌ３）≦０．０４６
   ・・・ （２）
   ０．５ｄ≦Ｌ１＋Ｌ２≦３ｄ ・・・ （３）
2. 外径ｄ（ｍｍ）が軸方向にわたり等径または外径ｄが軸方向後端に向かうに従って増大するテーパ角度の半角が２°以下の軸方向長さＬ２（ｍｍ）の円柱状で、その先端面が曲率半径ｒ（ｍｍ）、軸方向長さＬ１（ｍｍ）の球面状に形成された先端圧延部と、
   この先端圧延部に連続して外径が軸方向後端に向かうに従って増大するように曲率半径Ｒ（ｍｍ）の円弧回転面で形成された軸方向長さＬ３（ｍｍ）のワーク部と、
   このワーク部に連続して外径が軸方向後端の最大外径Ｄ（ｍｍ）に向かうに従って増大するようにテーパ角度２θ（°）で形成されたテーパ円柱状の軸方向長さＬ４（ｍｍ）のリーリング部とを有し、
   少なくとも前記先端圧延部の１１００℃における引張強度が５０ＭＰａ以上であるプラグを用い、外径ＢＤ（ｍｍ）の中実丸ビレットを傾斜ロール式の穿孔圧延機で穿孔圧延する継目無鋼金属管の製造方法であって、前記プラグの外径ｄ、曲率半径Ｒ、軸方向長さＬ１、Ｌ２およびＬ３と中実丸ビレットの外径ＢＤとの関係が下記の（２）乃至（４）式のいずれも満足することを特徴とする継目無金属管の製造方法。
   ０．０６≦ｄ／ＢＤ≦０．１２ ・・・ （４）
   ０．０２０≦（ｄ／２ＢＤ）／（Ｒ／Ｌ３）≦０．０４６
   ・・・ （２）
   ０．５ｄ≦Ｌ１＋Ｌ２≦３ｄ ・・・ （３）
3. 上記プラグの先端圧延部が取り替え可能であ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. 上記ワーク部およびリーリング部を構成する母材のスケール厚さが２００μｍ〜１０００μｍであることを特徴とする請求項１乃至３のいずれかに記載の継目無金属管の製造方法。
5. 上記プラグの先端圧延部がワーク部およびリーリング部を構成する母材にスケールを形成させた部材であり、該スケール厚を前記ワーク部およびリーリング部のスケール厚の１．５倍から３倍の範囲とすることを特徴とする請求項２乃至４にいずれかに記載の継目無金属管の製造方法。
6. 上記傾斜ロール式の穿孔圧延機は主ロールの形状がコーン型であり、そのロール軸心とパスラインとの離間距離が入側で小さく、出側で大きい交叉型の傾斜ロール式穿孔圧延機を用いることを特徴とする請求項１乃至５のいずれかに記載の継目無金属管の製造方法。

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