WO2004052569A1

WO2004052569A1 - 継目無金属管の製造方法

Info

Publication number: WO2004052569A1
Application number: PCT/JP2003/015684
Authority: WO
Inventors: Hirotsugu Nakaike; Kazumune Shimoda; Tomio Yamakawa; Toshiro Anraku
Original assignee: Sumitomo Metal Industries, Ltd.
Priority date: 2002-12-12
Filing date: 2003-12-08
Publication date: 2004-06-24
Also published as: EP1593441A4; DE60326086D1; US20050210944A1; MXPA05006286A; EP1593441B2; CA2508446A1; BR0317277A; BR0317277B1; JP4155267B2; AU2003289244A1; AR042434A1; CN100404151C; US6988387B2; CA2508446C; EP1593441A1; EP1593441B1; JPWO2004052569A1; ZA200505056B; CN1726100A

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

明細書

継目無金属管の製造方法技術分野

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。背景技術

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ェロンゲ一タミル、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、ストレツチレデューサ、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ィン 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 9 0 ° 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 P L ) 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ツト 4は、主ロール 1、 1間に嚙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 9 0 ° 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 Τ/を付与した交叉型と称されるピアサもある（後述する図 1 1 ( 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 5 7— 1 6 8 7 1 1号公報で記載されるように、（a ) マンネスマン破壌の発生，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 5 7— 1 68 7 1 1号公報には、主ロールの傾斜角およぴ交叉角 y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盧されていない。

また、特開平 1 0— 1 3 78 1 8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 1 0— 1 378 1 8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≥- 160 r + 1 2D · · · (5)

R≥ 1 8 r + 3. 6D · ■ ■ (6) - 20 r + 22D≥R≥ 90 r - l 5D ■ ■ · (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「 Stahlrohmerstelkmg (鋼管の製造；ドイツ語文献）」、 1 9 70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 L 1の先端部と曲率半径 Rの円弧回転面で 'ある軸方向長さ L 3のワーク部との間に、外径 d、軸方向長さ L 2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、ブ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、嚙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。発明の開示

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、嚙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、プラグ嚙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 P L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 P D R (%) は、ビレット 4の外径 B D 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 R O P 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 R O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} X 100 (%) · · · (8) したがって、図 4において、プラグをプラグリード P L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ブ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 L 2 (mm) の円柱状で、その先端面が曲率半径 r (mm), 軸方向長さ L I (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 L 3 (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 2 0 (° ) で形成されたテーパ円柱状の軸方向長さ L 4 (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 L l、 L 2および L 3 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. 1 2≤ d/BD≤ 0. 35 · · - (1) 0. 020≤ (d/2 BD) / (R/L 3) ≤ 0. 046

• · · (2)

0. 5 d≤L l + L 2≤3 d ■ ■ · (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增大するテーパ角度の半角が 2° 以下の軸方向長さ L 2 (mm) の円柱状で、その先端面が曲率半径 r (mm), 軸方向長さ L I (mm) の球面状に形成された先端圧延部と、

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 26 (° ) で形成されたテーパ円柱状の軸方向長さ L 4 (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 1 1 00°Cにおける引張強度が 5 OMP a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つて、

前記プラグの外径 d、曲率半径 R、軸方向長さ L l、 L 2および L 3 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. 1 2 ■ · ■ (4) 0. 020≤ (d/2 BD) / (R/L 3 ) ≤ 0. 046

• · ■ (2)

0. 5 d≤L l + L 2≤ 3 d ■ ■ ■ (3) 上記の第 2の発明方法では、ブ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、ワーク部おょぴリーリング部を構成する母材のスケール厚さは 200 μ II！〜 1000 μιη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じて、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口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。図面の簡単な説明

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查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に示すブラグの形状を特定するためのパラメータ「（d/2 BD) / (R/L 3)j と、円周方向剪断歪量（r θ/t) おょぴ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 (r θ/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、穿孔圧延過程でのブ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 1 0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 1 1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。発明を実施するための最良の形態

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 ) マンネスマン破壌の発生、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壌が発生し、このマンネスマン破壌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つ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 ) マンネスマ破壌の発生、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 L 2の円柱状で、その先端面が曲率半径 r、軸方向長さ L 1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 3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 2 Θで形成されたテーパ円柱状の軸方向長さ L 4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壌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、マンネスマン破壌の発生状況は、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壌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囪である。円周方向剪断歪の発生は、放電加工によってビレツト 4の半径線上 3箇所にピン 4 a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 4 aの位置を確認することにより、円周方向の剪断歪量（r 0/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「（dZ2 BD) / (R/ L 3)」と、円周方向剪断歪量（r 0/ t) およびマンネスマン破壌の大きさ 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/2 BD) / (R/L 3) j 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 ( r θ/t) およびマンネスマン破壌の大きさ 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 (%) を增加させると、それにともなって円周方向剪断歪量（r Θ/ t) およぴマンネスマン破壌の大きさ MCも増加する関係がある。

前記図 7に示す関係において、マンネスマン破壌は、パラメータ「（d/2BD) Z (R/L 3)J 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、ビレツ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嚙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、マンネスマン破壌が生じにくくなる。

これに対し、円周方向剪断歪量（r θ/t) は、上記のパラメータ「（dZ2BD) / (R/L 3)J 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口一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 r(d/2 BD) / (R/L 3)J 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、これに伴つて円周方向剪断歪量（r θ/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「（dZ2 BD) / (R/L 3) j 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（r SZt) 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「（dZ2 BD) / (R/L 3)J 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 P Lを大きくすることにより、ビレツトが主ロールに嚙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、ビレツトが嚙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. 3 5倍以下、軸方向長さ L 1 + し 2が（1の0. 5倍以上で、かつ、曲率半径 Rと L 3が上記のパラメ一タ「（d/2 BD) / (R/L 3)」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嚙み込み不良が発生せず、マンネスマン破壌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. 1 2倍未満にすると、先端圧延部が溶損し易くなつてプラグ寿命が低下する。さらに、し 1 + 2を<1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ブラグ設定ができない。

また、 Rと L 3が上記のパラメータ ridZS BD) / (R/L 3) j 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、ビレツトの外径を 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 L l、 L 2および L 3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. 1 2≤ d/BD≤ 0. 3 5 · · ■ (1) 0. 020≤ (d/2 BD) / (R/L 3) ≤ 0. 046

• · · (2)

0. 5 d≤L l + L 2≤ 3 d · ■ ■ (3) なお、軸方向長さが L 1 + L 2の先端圧延部を構成する先端球面の曲率半径 rは、 0. 5 d (L 1 = r ) とするのが最も好ましいが、必ずしも r =0. 5 dとする必要はなく、 r > 0. 5 d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ツトの前進速度が遅くなって回転鍛造回数が増加し、マンネスマン破壌を発生し易くなるので、 rの上限は大きくとも r二 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 L 2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つ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、ビレツトの穿孔圧延過程でマンネスマン破壌の発生を抑制して、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嚙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、マンネスマン破壌の発生が抑制されることによる。

上記の穿孔効率 F Eは、圧延ロール出側におけるビレツト速度の軸方向成分を V s、ロール周速の軸方向成分を V rとし、主ロールの傾斜角をとした場合に、下記（9 ) 式によって規定される。

F E = V s /V r X s i n j3 X 1 0 0 (%) · · · ( 9 ) 穿孔効率 F E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、マンネスマン破壌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 P D R (%) を小さくすると、ビレットが嚙み込み不良を起こし易くなり、プラグ先端ドラフト率 P D

R (%) の低減には嚙み込み限界が存在する。嚙み込み不良が発生すると、そのビレツ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、嚙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 P D R (%) を低減させた状態で、高い穿孔効率 F Eを維持できることが明らかになつた。

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、嚙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 1 1 0 0 °Cにおける引張強度が 5 O M P a以上にすることである。ここで、目標とする温度を 1

1 0 0 °C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 5 OMP a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%C r - 1 %N i鋼の 1 100°C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つたことによる。

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、' ヮ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に示す形状のブ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. 1 2倍以下、軸方向長さ L 1 + L 2が dの 0. 5 倍以上で、かつ、曲率半径 Rと L 3が上記のパラメータ「（d/2 BD)

/ (R/L 3) J 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嚙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、 L 1 +L 2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ブラグ設定ができない。

また、 Rと L 3が上記のパラメータ「（dZ2 BD) / (R/L 3)j 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 L l、 L 2および L 3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. 1 2 · · · (4)

0. 020≤ (d/2 BD) / (R/L 3) ≤ 0. 046

• · · (2)

0. 5 d≤L l + L 2≤ 3 d · · ■ (3) 第 2の発明方法で使用するブラグにおいて、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、ワーク部おょぴ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、鐯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 1 0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糸且み立てられている。

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、ブラグの先端圧延部を取り替え可能とするのが望ましヽ。

通常、プラグの母材としては 0 · 5 % C r— 1. 5 %N i - 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、 2 0 0 μ m〜 1 0 0 0 m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、 N b— 1 0 %W— 2. 5 %Z rのN b合金、または、 Mo— 0. 5 % T i - 0. 0 8 %Z r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、 1 0 0 0°C~ 1 1 0 0°C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つて調整できる。

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 )

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. 5⁰/₀C r — 1. 5 %M o - 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 4 1 Omm、傾斜角を 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 Χ— Χ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 1 1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 1 1 (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 1 5° ) 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 300 mmの 18 % C r _ 8 % N i _ 1 % N bのオーステナイト系ステンレス鋼からなるビレットを 1 250°Cに加熱し、外径 74mm、肉厚 5. 8 mm、長さ 9 3 Ommの中空素管を得る穿孔圧延試験をおこなった。この 1 8 % C r— 8 %N i _ 1 %N b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 ]3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° 、 1 5° 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 P L (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8〜0) 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、嚙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、 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 %ではいずれも嚙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嚙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8〜0) 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ブ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 1 0° と 1 5° のピアサにおける 5 %のみである。

代ブ - グ各部の寸法 d (翻） ii,l+L2) 符 BD (R/L3) d

D d LI L2 L3 L4 θτ θ Γ Ε

A 17.0 8.5 4.0 60.0 47.5 5.0 8.5 152.6 0.24 *0.048 *0.74

B 62.5 45.0 168.3 0.040

15.0 7.5 5.0 6.0 7.5 0.21 0.83

C 245.8 0.033

75.0 32.5

D 8.0 264.4 0.022

60.0 11.0 5.5 7.0 4.0 5.5 0.16 1.14

E 80.0 27.5 9.5 381.2 *0.016

F »― 4.2 *― 70.8 45.0 6.0 7.5 214.9 *― *― *―

G 25.0 5.5 80.0 17.0 1552.0 *0.36 *0.009 0.50

7.0 27.5 9,5

H 7.0 3.5· 82.0 3.5 342.2 *0.10 *0.012 1.50 注 1 ) D、 d、 L1〜L4、 r、 Rの単位は ¾u、 0 rと 0の単位はである。

注 2 ) *印は、本明で規定する範囲を外れることを示す。表 2

注） R0、 ROPおよび PLの単位は Γ醒 jである,

表 3

o

注 1 ) *印は、本発明する範囲を外れていることを示す C 注 2 ) 〇印は、中かぶ «が発生しなかったこと、

X印は、中かぶれ疵が発生したこと、

M印は、嚙み込み不良が発生したこと、

P印は、プラグの先端が溶損したこと、を示す。

(実施例 2)

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、そのブ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 % C r - 1. 0%N i系鋼として、その強度は 1 100°Cの引張強度で 3 OMP aであった。また、先頭圧延部には N b— 1 0 %W- 2. 5 % Z rの N b合金、 M o _ 0. 5 % T i 一 0. 08 % Z r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 1 100°Cにおける引張強度おょぴ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 1 000°C〜 1 1 00°C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 1 0 (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 /3は 1 0° 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 70tn m、長さ 300 mmの 1 8 % C r— 8 % N i _ 1 % N bのオーステナイト系ステンレス鋼からなるビレツトを 1 250°Cに加熱し、外径 74m m、肉厚 5. 8mm、長さ 930 mm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。表 4

注 1) D、 d、 L1〜L4、 r、 Rの単位は Γ腿」、 0rと 0の単位はである《注 2) *印は、本発明で織する範囲を外れることを示す。

表 5 (1)

注 1) *は、本発明で規定する範囲を外れていることを示す。

注 2) 〇印は、中かぶれ疵が発生しなかったこと、

X印は、中かぶれ疵が発生したこと、

P印は、プラグの先端が溶損したこと、を示す。

注 3) 先端圧延部における厚スケールは難に厚スグールを形成させた部材を示す。

表 5 ( 2)

注 2) 〇印は、中かぶれ疵が発生しなかったこと、

X印は、中かぶれ疵が発生したこと、

P印は、プラグの先端が溶損したこと、を示す。

注 3 ) 先端圧延部における厚スケールはに厚スケールを形成させた部材を示す。

表 5 (3)

注 1 ) *は、本努明で規定する範囲を外れていることを示す。

注 2 ) 〇印は、中かぶれ疵が発生しなかったこと、

X印は、中;^ぶれ疵が発生したこと、

P印は、プラグの先端が溶損したこと、を示す。

注 3 ) 先端圧延部における厚スケールは^ に厚スケールを形成させた部材を示す。

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 1 100°C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、嚙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、ビレツトの嚙み込み不良を生じさせることなく、マンネスマン破壌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、嚙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

請求の範囲

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 L 2

(mm) の円柱状で、その先端面が曲率半径 r (mm), 軸方向長さ L 1 (mm) の球面状に形成された先端圧延部と、

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 2 θ Γ ) で形成されたテーパ円柱状の軸方向長さ L 4 (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 L l、 L 2および L 3 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. 1 2≤ d/BD≤ 0. 35 ■ · · (1)

0. 020≤ (d/2 BD) / (R/L 3) ≤ 0. 046

• · · (2) 0. 5 d≤L l + L 2≤ 3 d ■ ■ ■ (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 L 2

(mm) の円柱状で、その先端面が曲率半径 r (mm)、軸方向長さ L 1 (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 L 3

(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 2 0 (° ) で形成されたテーパ円柱状の軸方向長さ L 4 (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 1 100°Cにおける引張強度が 5 OMP a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つて、前記プラグの外径 d、曲率半径 R、軸方向長さ L l、 L 2および L 3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. 1 2 ■ · · (4)

0. 020≤ ( d 2 BD) / (R/L 3) ≤ 0. 046

• · .· (2)

0. 5 d≤L l +L 2≤ 3 d ■ · · (3)

3. 上記ブ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 200 μ m〜 1 000 μ m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、その口一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。