WO2005075121A1 - 冷間仕上げ継目無鋼管 - Google Patents

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steel pipe
cold
residual stress
mpa
seamless steel
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PCT/JP2005/001328
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Takashi Nakashima
Kouichi Kuroda
Kenichi Beppu
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Sumitomo Metal Industries, Ltd.
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    • C—CHEMISTRY; METALLURGY
    • C21—METALLURGY OF IRON
    • C21D—MODIFYING THE PHYSICAL STRUCTURE OF FERROUS METALS; GENERAL DEVICES FOR HEAT TREATMENT OF FERROUS OR NON-FERROUS METALS OR ALLOYS; MAKING METAL MALLEABLE, e.g. BY DECARBURISATION OR TEMPERING
    • C21D9/00—Heat treatment, e.g. annealing, hardening, quenching or tempering, adapted for particular articles; Furnaces therefor
    • C21D9/08—Heat treatment, e.g. annealing, hardening, quenching or tempering, adapted for particular articles; Furnaces therefor for tubular bodies or pipes
    • B—PERFORMING OPERATIONS; TRANSPORTING
    • B21—MECHANICAL METAL-WORKING WITHOUT ESSENTIALLY REMOVING MATERIAL; PUNCHING METAL
    • B21D—WORKING OR PROCESSING OF SHEET METAL OR METAL TUBES, RODS OR PROFILES WITHOUT ESSENTIALLY REMOVING MATERIAL; PUNCHING METAL
    • B21D3/00—Straightening or restoring form of metal rods, metal tubes, metal profiles, or specific articles made therefrom, whether or not in combination with sheet metal parts
    • B21D3/02—Straightening or restoring form of metal rods, metal tubes, metal profiles, or specific articles made therefrom, whether or not in combination with sheet metal parts by rollers
    • B21D3/04—Straightening or restoring form of metal rods, metal tubes, metal profiles, or specific articles made therefrom, whether or not in combination with sheet metal parts by rollers arranged on axes skew to the path of the work
    • F—MECHANICAL ENGINEERING; LIGHTING; HEATING; WEAPONS; BLASTING
    • F16—ENGINEERING ELEMENTS AND UNITS; GENERAL MEASURES FOR PRODUCING AND MAINTAINING EFFECTIVE FUNCTIONING OF MACHINES OR INSTALLATIONS; THERMAL INSULATION IN GENERAL
    • F16L—PIPES; JOINTS OR FITTINGS FOR PIPES; SUPPORTS FOR PIPES, CABLES OR PROTECTIVE TUBING; MEANS FOR THERMAL INSULATION IN GENERAL
    • F16L9/00—Rigid pipes
    • F16L9/02—Rigid pipes of metal
    • Y—GENERAL TAGGING OF NEW TECHNOLOGICAL DEVELOPMENTS; GENERAL TAGGING OF CROSS-SECTIONAL TECHNOLOGIES SPANNING OVER SEVERAL SECTIONS OF THE IPC; TECHNICAL SUBJECTS COVERED BY FORMER USPC CROSS-REFERENCE ART COLLECTIONS [XRACs] AND DIGESTS
    • Y10—TECHNICAL SUBJECTS COVERED BY FORMER USPC
    • Y10T—TECHNICAL SUBJECTS COVERED BY FORMER US CLASSIFICATION
    • Y10T428/00—Stock material or miscellaneous articles
    • Y10T428/12—All metal or with adjacent metals
    • Y10T428/12458—All metal or with adjacent metals having composition, density, or hardness gradient

Definitions

  • the present invention relates to a cold-finished seamless steel pipe used for bearing parts such as bearing rings of bearings, and more specifically, reduces dimensional deformation due to residual strain generated during turning of the inner and outer surfaces of a steel pipe.
  • the present invention relates to a cold-finished seamless steel pipe having excellent roundness and machinability in the final processing of bearing parts.
  • seamless steel pipes that require high dimensional accuracy are formed by hot working such as the Mannesmann method or extrusion method, and then subjected to softening treatment such as spheroidizing annealing, and further, die drawing or drawing. Cold working of pilger rolling is performed, and the target outer diameter and wall thickness are accurately finished.
  • the cold-finished seamless steel pipe is subjected to a softening treatment such as annealing and the like, and is subjected to a straightening treatment as a refining treatment in order to correct the bending of the steel pipe and to secure a perfect circular shape of the steel pipe cross section. It is inspected as a final steel tube product and then shipped. Straightening performed after cold working is performed to straighten the bow of the steel pipe that occurs after annealing and to correct the elliptical cross section. Generally, a multi-roll straightening machine or a two-roll straightening machine is used. Is used.
  • the cold-finished seamless steel pipes that have been shipped are cut into rings, finished to predetermined dimensions by turning or polishing, and are often used as bearing parts for various machines.
  • Application examples include bearing rings.
  • a seamless steel pipe is annealed at 520-630 ° C in order to remove residual stress generated by straightening after hot pipe forming, and then is subjected to a two-roll air bend.
  • a method for manufacturing a hot-finished seamless steel pipe that uses a type straightening machine, performs offset correction of 5 mm or less, and has a crash of 1.5 to 5 mm and has small dimensional deformation during turning. .
  • the present invention has been made in view of the above-described conventional problems, and has been made in consideration of the cost of a bearing component.
  • the present inventors have studied in detail the deformation that occurs when turning a seamless steel pipe as a bearing part and the deformation that occurs during quenching in order to solve the above problems! As a result, in order to effectively suppress these deformations, we focused on the residual stress generated by straightening after cold working and the particle size of spheroidized carbon that affects the deformation during quenching.
  • the machinability of steel pipe can be improved by incorporating some residual stress.
  • the cutting process can be advanced by the action of the strain remaining in the steel pipe, and at the same time, the discharge of the formed chips can be promoted. Thereby, the tool life can be extended and the machinability can be improved.
  • the present invention has been completed based on the above findings, and includes the following cold-finished seamless steel pipes (1) and (2).
  • the average particle size of the spherical carbide in the structure is 0.35 to 0.70 m. Further, it is desirable that the cold-finished seamless steel pipe be subjected to cold working by drawing in order to suppress variation in residual stress in the steel pipe.
  • the residual stress generated by the straightening after the cold working is controlled, and if necessary, the spheroidized carbide is formed.
  • bearing parts such as bearing rings with little deformation in final processing such as processing and heat treatment.
  • FIG. 1 is a diagram showing a configuration of a 2-2-2-1 type opposed roll as a configuration example of a two-roll straightening machine.
  • Fig. 2 is a diagram illustrating the procedure for collecting a test piece by the Crampton method, where (a) shows the location where a ring-shaped test piece is sampled from the axial direction of the steel pipe, and (b) and (c) The shape of the test piece before and after slit processing is shown.
  • FIG. 3 is a diagram showing a heat pattern of the spherical annealing process employed in Example 2.
  • the material steel of the bearing component is not particularly limited in component composition, but it is preferable to use a high carbon chromium bearing steel such as SUJ2 steel specified in JIS G4805. .
  • the seamless steel pipe to which the present invention is applied is manufactured into a steel pipe having a predetermined size by a hot pipe manufacturing method such as the Mannesmann rolling method or the Eugene Sejournet extrusion method, and then subjected to spheroidizing annealing for the purpose of softening. Then, cold working such as cold drawing or cold rolling is performed. Further, after finishing to a target size by cold working, softening treatment is performed by annealing or the like, and bending correction is performed by a multi-roll straightener or a two-roll straightener.
  • a hot pipe manufacturing method such as the Mannesmann rolling method or the Eugene Sejournet extrusion method
  • FIG. 1 is a diagram showing a 2-2-2-1 type opposed roll as a configuration example of a two-roll straightening machine.
  • the two-roll straightener shown in FIG. 1 has a structure in which the rolls 2 having mutually inclined axes are rotated in the same direction, and the steel pipe 1 is straightened while being rotated between the two rolls 2.
  • the amount of crush (mm) and the amount of offset (mm) are appropriately selected as the straightening conditions.
  • the multi-roll straightening machine is not shown in the figure, but has a configuration in which three or more straightening rolls are arranged in a staggered manner, and the straightening of the bent pipe is performed by adjusting only the offset amount (mm). Normally, when straightening is performed by a multi-roll or two-roll straightener, the bending of the product steel pipe is controlled to ImmZ 1000 mm or less.
  • the method for measuring the residual stress of the steel pipe specified in the present invention is based on the Crampton method. According to this method, the circumferential residual stress of a thin-walled steel pipe can be accurately measured.
  • Fig. 2 is a diagram for explaining a procedure for collecting a test piece by the Crampton method, in which (a) shows a place where a ring-shaped test piece is collected from the axial direction of a steel pipe, and (b) and ( c) shows the shape of the test piece before and after slit processing. Since the end of the straightened steel pipe 1 is easily deformed due to the influence of penetration into the straightening roll, avoid the end and, as shown in Fig. The ring-shaped test piece 1a is continuously cut into 4 to 10 pieces and collected. A slit 3 is formed by aligning the obtained test piece la in the circumferential direction and aligning the same in the axial direction of the steel pipe.
  • the outer diameter D and the average thickness t of the test piece la before slitting are measured.
  • the outer diameter D 'of the steel pipe of the test piece la at the position crossing the slit processing position by 90 ° was measured, and the residual stress F was calculated by the following equation (1). Is calculated.
  • the symbols in the equation are Young's modulus E (MPa) and Poisson's ratio V.
  • the measured residual stress F is 30 MPa or more and the variation thereof is 30 MPa or less.
  • the reason why the residual stress F inherent in the steel pipe is set to 30 MPa or more is to ensure stable residual strain and ensure machinability as a bearing steel pipe.
  • the residual stress F is set to 30 MPa or more, and the machinability is improved by the action of internal strain, and the tool life is extended.
  • the average particle size of the spherical carbide in the structure is 0.35 to 0.70 m.
  • the average particle size of the spherical carbide is determined as necessary.
  • any of drawing and cold rolling can be applied as a cold working method in cold finishing.
  • the opening angle of the hole die used is preferably set to 20 to 25 °. This is because when a hole die that also deviates from this opening angle force is used, large variations in residual stress may occur.
  • a raw pipe for cold working having an outer diameter of 38 to 110 mm and a wall thickness of 3.1 to 6 mm was formed. Cooled in the air. After performing spheroidizing annealing on each obtained tube, descaling treatment and surface treatment by pickling are performed by a usual method, and then cold drawing is performed according to a processing schedule shown in Table 2 to obtain an outer diameter of 30 mm.
  • a cold-finished steel pipe with a thickness of 100 mm and a wall thickness of 2.5-5 mm was manufactured. The processing rate at this time was 25-36%.
  • Example 1 After the cold working, soft bending annealing was performed to correct the bending, and then the steel pipe properties were inspected.
  • the conditions of the soft annealing were soaking temperature of 680 ° C. and holding time of 20 minutes.
  • a 2-2-2-1 opposed-type roll straightening machine was used, and the amount of crush and the amount of offset were adjusted for each test tube. Table 3 shows the straightening setup.
  • Table 3 shows the maximum value, the minimum value of the residual stress F, the variation that is the difference between the maximum value and the minimum value, and the average particle size of the spherical carbide.
  • the steel pipe cut into a ring shape was subjected to 0.2-0.3mm internal and external cutting, and the roundness was measured. After that, it was heated at 830 ° C for 30 minutes to perform oil quenching, and the roundness was measured. The roundness was measured by the maximum outer diameter minus the minimum outer diameter (mm).
  • FIG. 3 is a diagram showing a heat pattern of the spherical annealing process employed in Example 2.
  • the spheroidizing annealing pattern is as follows: After heating and holding at 780-820 ° C, the first spheroidizing process of cooling at a rate of 50-200 ° C Zhr to a temperature lower than Ar is performed, and then the temperature exceeds Ac and Ac + 40 ° C After heating to the following temperature, it is repeated at least 50 times at a temperature of 50-200 ° C Zhr to a temperature of not more than Ar.
  • a raw tube for cold working having an outer diameter of 95mm and a wall thickness of 6mm was made using a Mannes mandrel mill, and after the hot pipe making, it was allowed to cool in the atmosphere. After subjecting each of the obtained tubes to spherical annealing with a controlled pattern, descaling treatment and surface treatment by pickling are performed in the usual manner, and then cold drawing is performed with a kanemper degree of 25%. A cold-finished steel pipe with an outer diameter of 85 mm and a wall thickness of 5 mm was finished. As in the case of Example 1, a taper die and a cylindrical plug were used, and the die opening angle was 25 °.
  • the conditions of the soft annealing were soaking temperature of 680 ° C and holding time of 20 minutes.
  • the residual stress F and the spheroidized carbide were obtained under the same conditions as in Example 1.
  • the average particle size was measured.
  • the steel pipe cut into a ring was machined 0.2-0.3 mm inside and outside, and the roundness was measured. Then, heat at 830 ° C for 30 minutes to perform oil quenching, and measure roundness. Specified.
  • Table 4 shows the drawing processing schedule, straightening setup, and the measurement results of the residual stress F, the average particle diameter of the spheroidized carbide, and the roundness.
  • the residual stress generated by the straightening after the cold working is controlled, and the residual stress F measured by the Crampton method is 30 MPa or more, and Variation should be 30MPa or less.
  • the average particle size of the spheroidized carbide precise roundness and precision can be improved in the final machining of bearing parts, where dimensional deformation due to residual strain generated during turning of the inner and outer surfaces of the steel pipe is small. Excellent machinability can be ensured. This not only contributes to cost reduction of bearing parts, but also provides bearing parts with high dimensional accuracy and little deformation in final machining such as turning and heat treatment. Widely applicable as steel pipe.

Abstract

本発明の冷間仕上げ継目無鋼管によれば、冷間加工後の矯正加工によって発生する残留応力を制御し、クランプトン（Ｃｒａｍｐｔｏｎ）法で測定した残留応力Ｆを３０ＭＰａ以上であり、かつそのばらつきが３０ＭＰａ以下とする。さらに必要に応じて、球状化炭化物の平均粒径を規定することによって、鋼管内外面の旋削加工時に発生する残留歪による寸法変形が少なく、軸受用部品の最終加工において精密な真円度および優れた被削性を確保することができる。これにより、軸受用部品のコスト削減に寄与すると同時に、高い寸法精度で、旋削加工や熱処理等の最終加工における変形の少ない軸受用部品を提供できる。

Description

明 細 書
冷間仕上げ継目無鋼管
技術分野
[0001] 本発明は、軸受の軌道輪などの軸受用部品に使用される冷間仕上げ継目無鋼管 に関し、さらに詳しくは、鋼管内外面の旋削加工時に発生する残留歪による寸法変 形が少なぐ軸受用部品の最終加工において真円度および被削性に優れる冷間仕 上げ継目無鋼管に関するものである。
背景技術
[0002] 通常、高い寸法精度が要求される継目無鋼管は、マンネスマン法や押出法等の熱 間加工で製管された後、球状化焼鈍等の軟化処理が施され、さらにダイス抽伸また はピルガー圧延の冷間加工が施され、目標の外径および肉厚寸法に精度よく仕上 げられる。
[0003] 冷間仕上げされた継目無鋼管は、焼鈍等の軟化処理に次!、で、精整処理として鋼 管の曲がり修正と鋼管断面の真円形状を確保するため矯正加工が施され、最終的な 鋼管製品として検査され、その後出荷される。冷間加工後に施される矯正加工は、焼 鈍後に発生する鋼管の弓曲がりを真直にするため、および楕円断面を修正するため に行われ、一般的に、多ロール矯正機または 2ロール矯正機が用いられる。
[0004] 出荷された冷間仕上げ継目無鋼管は、リング状に切断され、旋削加工や研磨加工 にて所定の寸法に仕上げられ、各種機械の軸受用部品として多用されており、その 代表的な用途例として軸受の軌道輪などがある。
[0005] 上記の冷間仕上げ継目無鋼管を用いて軸受用部品を加工する場合に、素材鋼管 力 軸受製品に至る一般的な加工工程として「熱間加工→球状ィ匕焼鈍→冷間加工 →軟化焼鈍→矯正加工→出荷検査→鋼管切断→旋削加工→焼入れ焼戻し (熱処 理)→研磨仕上げ→組立」が例示される。
[0006] ところが、上記工程で加工される鋼管は、冷間加工後の矯正加工によって残留応 力が発生し、その内部に歪みを存在させることになる。このため、特に外径が 70mm 以上、かつ外径に対する肉厚の比率が 10%以下の薄肉鋼管において、軸受用部品 としてリング状に切り出す旋削加工時や最終熱処理としての焼入れ時に、上記の残 留応力の影響で真円度が確保できず、寸法不良が発生する場合がある。
[0007] 残留応力が顕著になると、残留歪みによる加工後の変形が著しくなり、最終仕上げ 工程で修正作業のために研削回数が増カロしたり、さらに過大な変形のために研磨仕 上げしても所望の製品形状が得られな 、と 、う問題がある。
[0008] これらの問題に対処するため、従来から種々の提案がなされている。例えば、特開 平 10— 137850号公報では、ユージンセジュルネ押出し方式により製造された継目 無鋼管の矯正に際し、 2ロールラインコンタクトタイプ矯正機を使用し、上下ロール荷 重電流値を最適条件として矯正する低残留歪み矯正方法が提案されている。
[0009] また、特開 2001— 329316号公報では、継目無鋼管の熱間製管後の矯正により生 じた残留応力を除去するために 520— 630°Cで焼鈍し、次いで 2ロールエアベンドタ ィプ矯正機を用い、オフセット 5mm以下で、クラッシュが 1. 5— 5mmとする軽矯正を 行 、、旋削加工時に寸法変形の少な 、熱間仕上げ継目無鋼管の製造方法が開示 されている。
[0010] し力しながら、最近においては、軸受用部品における製造コストの低減要請が一層 高まり、これにともなって部品仕上げ工程での削り代の削減、さらにこれまで以上に 精密な真円度を確保することが要求されるようになる。このような要求に対し、従来か ら提案の製造方法では、対処できな 、と 、う問題がある。
発明の開示
[0011] 前述の通り、軸受用部品に使用される継目無鋼管に対して、部品削り代の削減に よる最終仕上げ工程での寸法精度や仕上がり精度がさらに要求されるようになると、 前記特開平 10— 137850号および特開 2001— 329316号の各公報が対象とする熱 間仕上げ継目無鋼管では要求される精度が確保できず、対応できなくなる。
[0012] さらに、軸受用部品として精密な真円度が必要になり、最終の加工工程で一層変 形が少ない鋼管の製造が要求されるようになると、軸受用鋼管の製造プロセスとして これらの要請に対応できる新たな処置が必要になる。また、軸受用部品の部品加工 工程での被削性を確保することも、さらに検討する必要がある。
[0013] 本発明は、上述した従来の問題点に鑑みてなされたものであり、軸受用部品のコス ト削減に寄与すると同時に、高い寸法精度で、旋削加工や熱処理等の最終加工に おける変形の少ない、軸受の軌道輪などの軸受用部品に使用することができる冷間 仕上げ継目無鋼管を提供することを目的として!/ヽる。
[0014] 本発明者らは、上記の課題を解決するため、継目無鋼管を軸受用部品として旋削 加工する場合に発生する変形、およびその後の焼入れ時に発生する変形につ!、て 詳細に検討した結果、これらの変形を効果的に抑制するため、冷間加工後の矯正加 ェによって発生する残留応力、さらには焼入れ時の変形に影響を及ぼす球状化炭 化物の粒径に着目した。
[0015] 鋼管の旋削加工における技術進歩は著しぐ例えば、 6爪チャックの適用等により 被削材の材質、寸法に拘わらず、高精度で加工することが可能になる。しかし、鋼管 の旋削加工に際し、被削材のそのものの真円度が確保できなければ、チャック解放 後の形状は被削材の真円度に依存し、被削材の状況によっては、加工後において 真円とはかけ離れた断面形状になる。
[0016] 鋼管の残留応力が" 0 (ゼロ） "の状態であれば、旋削加工時に歪みによる変形は発 生しない。し力しながら、継目無鋼管の製造に際し、曲がりの矯正および断面形状の 修正のために、曲がり矯正は必須の工程となる。このため、ある程度の残留応力の発 生を前提としなければならな 、。
[0017] し力も、鋼管の切削は一種の破壊であることから、ある程度の残留応力を内在させ ることによって、鋼管の被削性を向上させることができる。すなわち、鋼管の内部に残 留する歪みの作用によって切削加工を進展させると同時に、形成される切粉の排出 を促進できる。これにより、工具寿命の延長を図るとともに、被削性を改善することが できる。
[0018] したがって、冷間加工後の矯正加工によって、ある程度の残留応力の発生を前提と し、その前提での残留応力の発生状況を制御することが必要になる。具体的には、 鋼管に残留応力を内在させた条件で、その鋼管内での残留応力のばらつきを制御 することによって、旋削加工時に発生する変形を抑制できる。
[0019] 軸受用部品は、耐摩耗性を確保するために、旋削加工後に油焼入れ等の熱処理 を実施し高強度を確保する必要がある。しかし、焼入れにともなう変形が大きくなると 、熱処理後に行われる研磨ラインに部品を投入できないため、修正作業としての研 削加工を追加せざるを得ない。さらにその変形が過大になると、研磨仕上げを施して も所望の製品形状が得られず、寸法不良が発生することになる。
[0020] ところで、旋削加工後に焼入れを実施する場合に、鋼管の組織中の炭化物が均一 に基地内に固溶しなければ、鋼管の円周方向に焼きむらが発生し、焼入れにともな つて変形が発生する。したがって、焼入れにともなう変形を抑制するには、焼入れ時 に炭化物の固溶を均一にする必要があり、そのために炭化物の平均粒径を均一に するのが有効である。
[0021] 本発明は、上記の知見に基づいて完成されたものであり、下記（1)および（2)の冷 間仕上げ継目無鋼管を要旨として 、る。
(1)クランプトン (Crampton)法で測定した残留応力 F (下記（1)式で算出）が 30MP a以上であり、かつそのばらつきが 30MPa以下であることを特徴とする冷間仕上げ継 目無鋼管である。
F = E- (1/D-1/D' ) - t/ (l- V 2) · · · (1)
ただし、 E：ヤング率（MPa)、 V：ポアソン比
D:スリットカ卩ェ前の試験片外径 (mm)
D，：スリット加工後の試験片外径 (mm)
t:試験片の平均肉厚（mm)
(2)上記（1)の冷間仕上げ継目無鋼管では、組織中の球状ィ匕炭化物の平均粒径を 0. 35-0. 70 mにするのが望ましい。さらに、上記の冷間仕上げ継目無鋼管は、 鋼管内での残留応力のばらつきを抑制するために、抽伸加工によって冷間加工を実 施するのが望ましい。
[0022] 上記（1)、 (2)の冷間仕上げ継目無鋼管によれば、冷間加工後の矯正加工によつ て発生する残留応力を制御し、さらに必要に応じて、球状化炭化物の平均粒径を規 定することによって、鋼管内外面の旋削加工時に発生する残留歪による寸法変形が 少なぐ軸受用部品の最終加工において精密な真円度および優れた被削性を確保 することができる。
これにより、軸受用部品のコスト削減に寄与すると同時に、高い寸法精度で、旋削 加工や熱処理等の最終加工における変形の少な!/、、軸受軌道輪などの軸受用部品 を提供することができる。
図面の簡単な説明
[0023] 図 1は、 2ロール矯正機の構成例として 2— 2— 2— 1型対向型ロールの構成を示す図 である。
図 2は、クランプトン法による試験片の採取要領を説明する図であり、（a)はリング状 試験片を鋼管の軸方向から採取する箇所を示しており、（b)および (c)はスリット加工 前後の試験片の形状を示して 、る。
図 3は、実施例 2で採用した球状ィ匕焼鈍のヒートパターンを示す図である。 発明を実施するための最良の形態
[0024] 本発明では軸受用部品の素材鋼として、特に成分組成を限定するものではないが 、 JIS G4805で規格ィ匕された SUJ2鋼などの高炭素クロム軸受鋼を採用するのが望 ましい。
[0025] 本発明が対象とする継目無鋼管は、マンネスマン圧延法やユージンセジュルネ押 出法の熱間製管法により所定寸法の鋼管に製造した後、軟化を目的とした球状化焼 鈍を受け、次いで冷間抽伸、または冷間圧延などの冷間加工が施される。さらに、冷 間加工で目標寸法に仕上げ加工された後、焼鈍等で軟ィ匕処理して、多ロール矯正 機または 2ロール矯正機で曲がり矯正が行われる。
[0026] 図 1は、 2ロール矯正機の構成例として 2— 2— 2— 1型対向型ロールを示す図である 。図 1に示す 2ロール矯正機では、互いに軸の傾斜したロール 2を同一方向に回転さ せ、両ロール 2の間で鋼管 1に回転曲げを与えながら矯正を行う構造である。 2ロー ル矯正機では、矯正条件としてクラッシュ量 (mm)およびオフセット量 (mm)が適宜 選択されること〖こなる。
[0027] 例えば、 2— 2— 2— 1型対向型ロールで曲がり矯正を行う場合には、鋼管の外径 D ( mm)、鋼管の肉厚 t (mm)とした場合に、下記（2)および（3)式に示すクラッシュ量 L c (mm)およびオフセット量 Lo (mm)を目標とすることができる。 2ロール矯正機で矯 正条件を下記（2)および (3)式で管理することにより、断面形状を真円に維持しつつ 、曲がり矯正と残留応力を制御でき、鋼管の旋削加工時や軸受用部品の焼入れ時 に寸法変形の少な ヽ冷間仕上げ継目無鋼管を得ることができる。
Lc = 0. 005 X D+ 2. 3 + 0. Ol X t · · · (2)
Lo=-0. 06 X D+ 17. 4 · · · (3)
[0028] 一方、多ロール矯正機は、図示しな!、が、矯正ロールを 3個以上千鳥型に配置した 構成であり、曲がり管の矯正はオフセット量 (mm)のみの調整によって行われる。 通常、多ロールまたは 2ロール矯正機等で曲がり矯正を行う場合に、製品鋼管の曲 がりは ImmZ 1000mm以下で管理される。
[0029] 本発明で規定する鋼管の残留応力の測定方法は、クランプトン (Crampton)法に よる。同法によれば、薄肉鋼管の円周方向の残留応力を精度よく測定することができ るカゝらである。
[0030] 図 2は、クランプトン法による試験片の採取要領を説明する図であり、（a)はリング状 試験片を鋼管の軸方向から採取する箇所を示しており、（b)および (c)はスリット加工 前後の試験片の形状を示している。矯正後の鋼管 1端部は矯正ロールへの嚙み込 み等の影響を受けて変形が生じやすいので、端部を避け、図 2 (a)に示すように、鋼 管 1から幅 1 Ommのリング状の試験片 1 aを連続的に 4一 10枚輪切りにして採取する。 得られた試験片 laを円周方向位置を合わせた状態で、鋼管の軸方向に揃えてスリ ット加工し、スリット 3を形成する。
[0031] 図 2 (b)に示すように、スリットカ卩ェ前の試験片 laの外径 Dおよび平均肉厚 tを測定 する。次に、図 2 (c)に示すように、スリット加工後において、スリット加工位置と 90° 交叉する位置の試験片 laの鋼管外径 D'を測定し、下記（1)式により残留応力 Fを 算出する。ただし、式中の記号は、ヤング率 E (MPa)およびポアソン比 Vとする。
F = E- (1/D-1/D' ) - t/ (l- V 2) · · · (1)
[0032] 本発明では、測定した残留応力 Fが 30MPa以上であり、かつ、そのばらつきが 30 MPa以下であることが必要である。
鋼管に内在する残留応力 Fを 30MPa以上とするのは、安定した残留歪みを内在さ せ、軸受用鋼管としての被削性を確保するためである。前述の通り、切削は一種の破 壊であることから、残留応力 Fが 30MPa以上として、内部歪みの作用によって被削 性を改善し、併せて工具寿命の延長を図る。 [0033] 本発明では、さらに同一鋼管の残留応力 Fのばらつきを 30MPa以下にする必要が ある。すなわち、鋼管に残留応力が 30MPa以上存在していても、同一鋼管内のばら つきを 30MPa以下に制御することによって、軸受用部品への旋削加工時における 寸法変形を抑制することができる。これにより、軸受用部品の削り代削減や、研磨仕 上げ工程の簡素化が可能になる。
[0034] 本発明が対象とする継目無鋼管では、組織中の球状ィ匕炭化物の平均粒径を 0. 3 5-0. 70 mにするのが望ましい。前述の通り、鋼管を軸受用部品に旋削加工した 後に焼入れを実施する場合に、鋼管の組織中の炭化物が均一に基地内に固溶しな ければ、鋼管の円周方向に焼きむらが発生し、焼入れにともなって変形が発生する。
[0035] 理由は明確ではな 、が、球状ィ匕炭化物の平均粒径が大きすぎる、または小さすぎ ると真円度が劣ることになる。このため、本発明では、必要に応じて、球状化炭化物 の平均粒径を規定することとした。
[0036] 本発明では、冷間仕上げでの冷間加工方法として抽伸加工および冷間圧延のい ずれも適用することができる。しかし、同一鋼管内で良好な残留応力 Fのばらつきを 確保するには、冷間加工として孔ダイスを使用する抽伸加工を採用するのが望まし い。
[0037] 冷間加工に抽伸加工を適用する場合に、使用する孔ダイスの開き角を 20— 25° にするのがよい。この開き角度力も外れる孔ダイスを使用した場合に、残留応力に大 きなばらつきが生ずることがあるからである。
実施例
[0038] 以下に、本発明の冷間仕上げ継目無鋼管が発揮する効果を、具体的に実施例 1 一 2に基づいて説明する。
(実施例 1)
表 1に示す化学組成を有する鋼を溶製し、 JIS G4805に規定された SUJ2の軸受鋼 の供試材とした。この供試材を素材として熱間製管法により冷間加工用の素管を製 造し、球状化焼鈍を施した後、冷間加工を行った。冷間加工後、軟化焼鈍を施して 曲がり矯正を実施し、供試鋼管を製造した。
[0039] [表 1] 表 1
Figure imgf000010_0001
[0040] 熱間製管法としてマンネスマンマンドレルミルを用いて、外径が 38— 110mmで肉 厚が 3. 1— 6mmの冷間加工用の素管を製管し、熱間製管後は大気中で放冷した。 得られた各素管に球状化焼鈍を施した後、通常の方法で酸洗による脱スケール処理 および表面処理を行い、次いで表 2に示す加工スケジュールで冷間抽伸を行い、外 径が 30— 100mmで肉厚が 2. 5— 5mmである冷間仕上げ鋼管を製造した。このと きの加工率は、 25— 36%とした。
[0041] 抽伸加工に際しては、テーパ型ダイスと、テーパ型または円筒型プラグを使用した 。このときのダイス開き角度は、後述する表 3に示すように、 10— 25° の範囲で変動 させた。
[0042] [表 2] 表 2
Figure imgf000010_0002
[0043] 冷間加工後には軟ィ匕焼鈍を施して曲がり矯正を実施し、次いで鋼管特性の検査を 行った。実施例 1では、軟ィ匕焼鈍の条件は均熱温度が 680°Cで保持時間を 20分とし た。また、曲がり矯正は 2— 2— 2— 1対向型ロール矯正機を用い、各供試鋼管毎にクラ ッシュ量およびオフセット量を調整した。矯正段取りは、表 3に示す。
[0044] 曲がり矯正後における残留応力 Fをクランプトン法によって測定するため、鋼管から 幅 1 Ommのリング状の試験片を 4一 10枚連続的に輪切りした。得られた試験片を円 周方向位置を合わせた状態で輪切り前の鋼管の軸方向に揃え、スリット加工により周 方向の一部を切除した。スリット加工位置と 90° 交叉する位置の試験片外径 D'、ス リット加工前の試験片外径 Dおよび試験片の平均肉厚 tを用いて、下記（1)式から F 値を算出した。ただし、 E：ヤング率 (MPa)および V：ポアソン比とした。
F = E- (1/D-1/D' ) - t/ (l- V 2) · · · (1)
[0045] さらに、前記リング試験片を用いて、走査型電子顕微鏡で球状化炭化物の平均粒 径を測定した。表 3には、残留応力 Fの最大値、最小値および最大値と最小値との差 であるばらつき、並びに球状ィ匕炭化物の平均粒径を示した。
[0046] リング状に切断された鋼管を 0. 2-0. 3mm内外削加工し、真円度を測定した。そ の後、 830°C X 30分加熱し油焼入れを行い、さらに真円度を測定した。真円度の測 定は、外径の最大値 -外径の最小値 (mm)で測定した。
[0047] [表 3]
Figure imgf000012_0002
Figure imgf000012_0001
きが 30MPa以下となる本発明例 (No. 1— 5)では、旋削加工等において切削性に 優れるとともに、焼入れ後の真円度も 0. 12mm以下と良好な結果であった。
[0049] これに対し、残留応力 Fのばらつきが 38— 42MPaとなる比較例（No. 7、 8)では、 焼入れ後の真円度が 0. 24-0. 32mmとなり不良の結果であった。
なお、供試材 No. 6は、オフセット量が lmmと軽微であったため、矯正後も弓曲が りが残り、曲がりが 2mmZl000mm程度と不調なため、リング試験片を作製できず、 残留応力 Fおよび焼入れ後の真円度の測定はできなかった。
[0050] (実施例 2)
実施例 1と同様に、表 1に示す化学組成を有する鋼を溶製し、 JIS G4805に規定さ れた SUJ2の軸受鋼を素材として、熱間製管により冷間加工用の素管を製造した。 図 3は、実施例 2で採用した球状ィ匕焼鈍のヒートパターンを示す図である。その球 状化焼鈍パターンは、 780— 820°Cで加熱保持後、 Ar未満の温度まで 50— 200 °CZhrの速度で冷却する第 1次球状処理を行い、引き続き Acを超え Ac +40°C以 下の温度に加熱後、 Ar以下の温度まで 50— 200°CZhrの速度で冷却する第 2次 球状ィ匕処理を 3回以上繰り返すものである。
[0051] このとき、球状化焼鈍パターンを制御することにより、様々な炭化物粒径の鋼管を 製造した。その後、冷間加工を行い、軟ィ匕焼鈍を施して曲がり矯正を実施し、供試鋼 管を製造した。
[0052] 熱間製管ではマンネスマンマンドレルミルを用いて、外径が 95mmで肉厚が 6mm の冷間加工用の素管を製管し、熱間製管後は大気中で放冷した。得られた各素管 にパターンを制御した球状ィ匕焼鈍を施した後、通常の方法で酸洗による脱スケール 処理および表面処理を行い、次いでカ卩ェ度が 25%の冷間抽伸を行い、仕上げ寸法 で外径が 85mmで肉厚が 5mmの冷間仕上げ鋼管とした。実施例 1の場合と同様に 、テーパ型ダイスおよび円筒型プラグを使用し、ダイス開き角度は 25° とした。
[0053] また、軟ィ匕焼鈍の条件を均熱温度が 680°Cで保持時間を 20分とし、曲がり矯正後 の検査工程では、実施例 1と同じ条件で、残留応力 Fおよび球状化炭化物の平均粒 径を測定した。さらにリング状に切断された鋼管を 0. 2-0. 3mm内外削加工し、真 円度を測定した。その後、 830°C X 30分加熱し油焼入れを行い、さらに真円度を測 定した。
[0054] 表 4に、抽伸加工スケジュール、矯正段取り、並びに残留応力 F、球状化炭化物の 平均粒径および真円度の測定結果を示す。
[0055] [表 4]
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示す結果から、残留応力 Fが 30MPa以上で、旋削加工後の真円度が良好で あっても、球状化炭化物の平均粒径が 0. 35-0. 70 mを外れるようになると（No. 10、 11)、焼入れ後の真円度が 0. 21-0. 22mmと若干低下することが分かる。 産業上の利用の可能性
本発明の冷間仕上げ継目無鋼管によれば、冷間加工後の矯正加工によって発生す る残留応力を制御し、クランプトン (Crampton)法で測定した残留応力 Fを 30MPa 以上であり、かつそのばらつきが 30MPa以下とする。さらに必要に応じて、球状化炭 化物の平均粒径を規定することによって、鋼管内外面の旋削加工時に発生する残留 歪による寸法変形が少なぐ軸受用部品の最終加工において精密な真円度および 優れた被削性を確保することができる。これにより、軸受用部品のコスト削減に寄与 すると同時に、高い寸法精度で、旋削加工や熱処理等の最終加工における変形の 少ない軸受用部品を提供することができるので、各種の産業機械用の軸受用鋼管と して広く適用できる。

Claims

請求の範囲
[1] クランプトン (Crampton)法で測定した残留応力 F (下記（1)式で算出）が 30MPa以 上であり、かつそのばらつきが 30MPa以下であることを特徴とする冷間仕上げ継目 無鋼管。
F = E- (1/D-1/D' ) - t/ (l- V 2) · · · (1)
ただし、 E：ヤング率（MPa)、 V：ポアソン比
D:スリットカ卩ェ前の試験片外径 (mm)
D，：スリット加工後の試験片外径 (mm)
t:試験片の平均肉厚（mm)
[2] 組織中の球状ィ匕炭化物の平均粒径が 0. 35-0. 70 /z mであることを特徴とする請 求項 1に記載の冷間仕上げ継目無鋼管。
[3] 冷間加工が抽伸加工によって行われることを特徴とする請求項 1または請求項 2に記 載の冷間仕上げ継目無鋼管。
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