WO2006046702A1 - 継目無鋼管の製造方法 - Google Patents

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WO2006046702A1
WO2006046702A1 PCT/JP2005/019906 JP2005019906W WO2006046702A1 WO 2006046702 A1 WO2006046702 A1 WO 2006046702A1 JP 2005019906 W JP2005019906 W JP 2005019906W WO 2006046702 A1 WO2006046702 A1 WO 2006046702A1
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steel pipe
thickness
less
seamless steel
soaking time
Prior art date
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PCT/JP2005/019906
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Inventor
Kenichi Beppu
Original Assignee
Sumitomo Metal Industries, Ltd.
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    • B21—MECHANICAL METAL-WORKING WITHOUT ESSENTIALLY REMOVING MATERIAL; PUNCHING METAL
    • B21C—MANUFACTURE OF METAL SHEETS, WIRE, RODS, TUBES OR PROFILES, OTHERWISE THAN BY ROLLING; AUXILIARY OPERATIONS USED IN CONNECTION WITH METAL-WORKING WITHOUT ESSENTIALLY REMOVING MATERIAL
    • B21C37/00—Manufacture of metal sheets, bars, wire, tubes or like semi-manufactured products, not otherwise provided for; Manufacture of tubes of special shape
    • B21C37/06—Manufacture of metal sheets, bars, wire, tubes or like semi-manufactured products, not otherwise provided for; Manufacture of tubes of special shape of tubes or metal hoses; Combined procedures for making tubes, e.g. for making multi-wall tubes
    • B21C37/30—Finishing tubes, e.g. sizing, burnishing
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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
    • C21D8/00—Modifying the physical properties by deformation combined with, or followed by, heat treatment
    • C21D8/10—Modifying the physical properties by deformation combined with, or followed by, heat treatment during manufacturing of tubular bodies
    • B—PERFORMING OPERATIONS; TRANSPORTING
    • B21—MECHANICAL METAL-WORKING WITHOUT ESSENTIALLY REMOVING MATERIAL; PUNCHING METAL
    • B21B—ROLLING OF METAL
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    • B21B17/14—Tube-rolling by rollers of which the axes are arranged essentially perpendicular to the axis of the work, e.g. "axial" tube-rolling without mandrel, e.g. stretch-reducing mills
    • B—PERFORMING OPERATIONS; TRANSPORTING
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    • B21B—ROLLING OF METAL
    • B21B19/00—Tube-rolling by rollers arranged outside the work and having their axes not perpendicular to the axis of the work
    • B21B19/02—Tube-rolling by rollers arranged outside the work and having their axes not perpendicular to the axis of the work the axes of the rollers being arranged essentially diagonally to the axis of the work, e.g. "cross" tube-rolling ; Diescher mills, Stiefel disc piercers or Stiefel rotary piercers
    • B21B19/04—Rolling basic material of solid, i.e. non-hollow, structure; Piercing, e.g. rotary piercing mills
    • B—PERFORMING OPERATIONS; TRANSPORTING
    • B21—MECHANICAL METAL-WORKING WITHOUT ESSENTIALLY REMOVING MATERIAL; PUNCHING METAL
    • B21B—ROLLING OF METAL
    • B21B45/00—Devices for surface or other treatment of work, specially combined with or arranged in, or specially adapted for use in connection with, metal-rolling mills
    • B21B45/004—Heating the product

Definitions

  • the present invention relates to a method for manufacturing a seamless steel pipe. Specifically, the present invention relates to a method for manufacturing a seamless steel pipe capable of effectively suppressing the occurrence of uneven thickness, and more particularly to a method for manufacturing a steel pipe for an airbag inflator.
  • airbag systems have been actively installed in automobiles in order to increase the safety of passengers in the event of a collision.
  • the original airbag system used a method that uses explosive chemicals. This method is expensive and may cause environmental pollution and safety issues when the vehicle is scrapped.
  • a composite system that uses a steel pipe inflator filled with an inert gas such as argon gas (herein referred to as “airbag 'inflator”) in combination with explosive chemicals has been developed. It has been widely used for passenger seats with large capacity.
  • V a seamless steel pipe manufactured by the so-called Mannesmann pipe manufacturing system, is often used as the steel pipe for this airbag airbag.
  • the billet as a material is heated to 1150 to 1280 ° C by a rotary hearth type heating furnace.
  • a hollow shell is manufactured by piercing and rolling the billet with a plug of a piercing mill and a perforated rolling roll.
  • a mandrel bar is inserted into the hollow shell, and the hollow shell is stretch-rolled while constraining the outer surface of the hollow shell with a perforated rolling roll of a stretching mill that normally has 5 to 8 stand forces. Thereby, the thickness of the hollow shell is reduced to a predetermined value.
  • the mandrel bar is extracted from the hollow shell, and if necessary, the hollow shell is reheated to 850 ⁇ : L100 ° C by a reheating furnace, and then the hollow shell is reduced to a predetermined outer diameter by a drawing mill. Roll with constant diameter. In this way, the product seamless steel pipe is manufactured.
  • Patent Document 1 Japanese Patent Laid-Open No. 10-140249
  • Patent Document 2 Japanese Patent Laid-Open No. 10-140283
  • Patent Document 3 Japanese Patent Laid-Open No. 2001-49343
  • Patent Document 4 Japanese Patent Laid-Open No. 2002-294339
  • Patent Document 5 Japanese Unexamined Patent Publication No. 2003-171738
  • Patent Document 6 Japanese Unexamined Patent Publication No. 2003-201541
  • Patent Document 7 Japanese Unexamined Patent Application Publication No. 2004-27303
  • Unevenness due to distortion of the inner surface and outer surface of the inflator steel pipe can be corrected by cold drawing after constant diameter rolling.
  • the inner surface shape and the outer surface shape are not distorted but circular. Since the inner and outer surfaces are formed by eccentricity of the central axial force, it is difficult to correct even if cold drawing is performed. It is necessary to effectively suppress the occurrence.
  • Patent Documents 1 to 7 do not disclose or suggest any means for effectively suppressing the occurrence of uneven thickness at the end of constant diameter rolling. Cunning.
  • thin walled airbags with a wall thickness of 4 mm or less are effectively reduced in uneven thickness in seamless steel pipes for inflators. Means that can be reduced without departing from the method are neither disclosed nor suggested. Not in.
  • the present invention has been made in view of the above-described problems of the prior art, and is a thin-walled seamless steel pipe such as an air knives inflator steel pipe, such as a seamless steel pipe for pressure vessels. It is an object of the present invention to provide a method for producing a seamless steel pipe that can effectively suppress the occurrence of uneven thickness in the steel pipe.
  • the present inventors have intensively studied to solve the above-described problems.
  • the soaking time in the heating furnace and the soaking time in the reheating furnace to appropriate values, it is possible to simply suppress the occurrence of uneven thickness in seamless steel pipes manufactured by the Mannesmann pipe manufacturing method.
  • air bags' Inflator steel pipes and other seamless steel pipes for pressure vessels! / and the occurrence of uneven wall thickness in thin seamless steel pipes with a wall thickness of 4 mm or less should be within 0.4 mm.
  • the wall thickness target value of the air bag's inflator steel pipe can be greatly reduced to at least about 10%, and the present invention was completed.
  • the uneven thickness amount means the maximum value of the difference obtained by measuring the difference between the maximum value and the minimum value of the wall thickness in one section of the steel pipe over the entire length.
  • a billet that has been soaked at a predetermined temperature for a predetermined time in a heating furnace is subjected to piercing and stretching to form a raw pipe, and the raw pipe is soaked at a predetermined temperature for a predetermined time in a reheating furnace
  • the soaking time in the heating furnace should be at least ⁇ Billette diameter (mm) X O. 14 ⁇ min. ⁇ Billet diameter (mm) X O. 35 ⁇ min. Thickness (mm) X 3.0 ⁇ min. Or more ⁇ Base tube wall thickness (mm) X 10.0 ⁇ min or less.
  • the in-furnace time in the heating furnace, the soaking furnace, and the reheating furnace has been determined from the viewpoint of enabling smooth processing in the subsequent processing steps. Further, as will be described later, when the in-furnace time becomes long, it causes generation of scale loss and scale flaws. For this reason, it is possible to set the viewpoint power other than the above to make the in-furnace time longer. Even matters based on the common general knowledge of those skilled in the art.
  • the occurrence of uneven thickness in a seamless steel pipe can be effectively suppressed, and in particular, while ensuring the minimum wall thickness required for an air bag and an inflator steel pipe,
  • the wall thickness of the inflator steel pipe can be reduced.
  • the predetermined temperature in the heating furnace may be set to an appropriate value corresponding to the material of the billet within a range of 1150 ° C or more and 1280 ° C or less. Similarly, the predetermined temperature in the reheating furnace is 850
  • An appropriate value may be set in accordance with the material of the raw pipe, that is, the material of the billet within the range of ° C to 1100 ° C.
  • the thickness workability in cold drawing is 6%. More than 30
  • the seamless pipe manufactured by the manufacturing method according to the present invention can be suitably used for a pressure vessel such as an airbag inflator.
  • the soaking time at a predetermined temperature in the heating furnace and the soaking time at the predetermined temperature in the reheating furnace are both optimized. For this reason, it is possible to effectively suppress the occurrence of uneven thickness in thin-walled seamless steel pipes with a wall thickness of less than mm, such as airbags, steel pipes for pressure vessels such as inflator steel pipes. it can.
  • FIG. 1 is an explanatory diagram showing a manufacturing process to which a method for manufacturing a seamless steel pipe according to a first embodiment is applied.
  • FIG. 2 In the first embodiment, when the soaking time in the heating furnace and the soaking time in the reheating furnace are changed, the relationship between these soaking times and the amount of uneven thickness of the obtained product is shown. It is a graph which shows the result of having investigated.
  • FIG. 3 is an explanatory view showing a manufacturing process to which a method for manufacturing a seamless steel pipe according to a second embodiment is applied.
  • FIG. 4 In the case of changing the thickness processing degree in cold drawing in the second embodiment 2 is a graph showing the results of investigating the relationship between the thickness processing degree and the uneven thickness of the product.
  • FIG. 5 In the second embodiment, the soaking time in the heating furnace and the soaking time in the reheating furnace are changed, and the thickness processing degree in the cold drawing is changed. It is a dull that shows the result of investigating the relationship between the degree and the uneven thickness of the product.
  • the seamless steel pipe is an example of a thin-walled seamless steel pipe, and is an airbag as a pressure vessel seamless steel pipe.
  • FIG. 1 is an explanatory view showing a manufacturing process to which the method for manufacturing a seamless steel pipe according to the present embodiment is applied.
  • the billet as the raw material is charged into a rotary hearth-type calothermal furnace and heated.
  • the reason for limiting the composition of the billet used in this embodiment will be described.
  • “%” means “% by weight” unless otherwise specified.
  • the strength required for steel can be obtained at low cost.
  • the C content is desirably 0.05% or more and 0.20% or less.
  • the Si content is 0.50% or less.
  • Mn content is desirably 0.20% or more and 2.10% or less. P: 0.020. /. Less than
  • the P content is desirably 0.020% or less.
  • the S content is preferably 0.0010% or less.
  • A1 is a force that has an element effective for improving workability.
  • the toughness of the weld decreases due to alumina inclusions. Therefore, it is desirable that the A1 content is 0.0060% or less! /.
  • the billet used in the present embodiment further includes, as an optional additive element, Cr: 2.0% or less, Ni: 0.50% or less, Cu: 0.50% or less, Mo: 10% or less, Nb: 0. 10% or less, B: 0.005% or less, V: 0. 10% or less, Ti: 0. 10% or less may further be contained, so these optional additions Even the elements are explained.
  • Cr is an element effective for improving the strength and corrosion resistance of steel, but when the Cr content exceeds 2.0%, the strength is reduced and black is a hard scale that adheres firmly. It becomes easy to generate scar-like scale flaws on the outer surface by generating skin, and there is a possibility that it will be a big problem in the production of seamless steel pipes for thin-walled airbags, particularly those with a wall thickness of less than mm. Therefore, when Cr is added, its content is preferably 2.0% or less, and more preferably 1. 20% or less.
  • Ni increases the toughness and improves the hardenability.
  • Ni is an expensive element.
  • the Ni content exceeds 0.50%, the increase in cost becomes significant for the obtained effect, and it becomes easy to generate scale skin due to black skin.
  • a thin-walled airbag with a wall thickness of 4 mm or less may be a major problem in the production of seamless steel pipes for inflators. Therefore, when Ni is added, its content should be 0.50% or less. Good.
  • the lower limit of the Ni content is desirably 0.05% in order to ensure sufficient low temperature toughness.
  • Cu is an element effective for improving the corrosion resistance and strength of steel.
  • the Cu content exceeds 0.50%, hot workability is deteriorated and a black skin is formed to reduce the scale.
  • a thin-walled airbag with a wall thickness of 4 mm or less may become a serious problem in the production of seamless steel pipes for inflators. Therefore, when Cu is added, its content is desirably 0.50% or less.
  • the lower limit of the Cu content is desirably 0.05% in order to ensure sufficient low temperature toughness.
  • Mo increases the strength by solid solution strengthening and improves the hardenability. If the Mo content exceeds 1.0%, the toughness of the weld decreases during welding. Therefore, when Mo is added, its content is preferably 1.0% or less, and more preferably 0.50% or less.
  • Nb is effective in improving the toughness by refining the crystal structure in the same way as Ti, but if the Nb content exceeds 0.10%, the toughness is adversely affected. Therefore, when Nb is added, its content is preferably 0.10% or less.
  • B is an element effective for improving hardenability, but when the B content exceeds 0.005%, it precipitates at the grain boundaries and lowers toughness. Therefore, when B is added, its content is preferably 0.005% or less.
  • V has the effect of generating precipitates and improving the strength, but when the V content exceeds 0.10%, the toughness of the weld decreases. Therefore, when V is added, its content is desirably 0.10% or less.
  • Ti is effective in improving toughness by refining the crystal structure. If the content exceeds 0.10%, the toughness is adversely affected. Therefore, when Ti is added, its content should be 0.10% or less.
  • the balance other than the above is Fe and inevitable impurities.
  • a hollow shell is manufactured by subjecting a billet having the above-described composition to piercing and rolling with a plug of a piercing mill and a perforated rolling roll.
  • a mandrel bar is inserted into the hollow shell, and the hollow shell is stretch-rolled while constraining the outer surface of the hollow shell with a hole-type rolling tool of a stretching mill.
  • the thickness of the hollow shell is reduced to a predetermined value.
  • the mandrel bar is extracted from the hollow shell, reheated by a reheating furnace, and then subjected to constant diameter rolling to a predetermined outer diameter by a drawing mill such as a stretch reducer.
  • a drawing mill such as a stretch reducer.
  • the soaking time at a predetermined temperature in the heating furnace (1200 ° C in this embodiment) is equal to or more than ⁇ billet diameter (mm) X O. 14 ⁇ min. ⁇ Billet diameter (mm) X O 35 ⁇ minutes or less, and the soaking time at the predetermined temperature (980 ° C in this embodiment) in the reheating furnace is ⁇ element tube thickness (mm) X 3.0 ⁇ minutes or more ⁇ element tube thickness (mm) X 10. 0 ⁇ min or less. Briefly explain the reason for this.
  • the soaking time in the heating furnace for heating the billet is too short, the billet is heated non-uniformly and the uneven thickness generated during piercing and rolling increases. On the other hand, if the soaking time is too long, a large amount of scale is generated on the surface of the billet, which is uneconomical due to scale loss and a desired thickness cannot be obtained.
  • billet is an optional additive element C When r, Ni, or Cu is contained, a hard scale with strong adhesion is formed, and this scale flaw is likely to occur.
  • Fig. 2 is a graph showing the results of investigating the relationship between the soaking time and the amount of uneven thickness of the product obtained by changing the soaking time in the heating furnace and the soaking time in the reheating furnace.
  • the horizontal axis of the graph in Fig. 2 shows the soaking time (minute) in the heating furnace, and the vertical axis shows the soaking time (minute) in the reheating furnace.
  • Figure 2 (a) shows the results obtained when the billet diameter was 175 mm and the thickness of the tube before re-caloric heat was 3.2 mm.
  • Figure 2 (b) shows the billet The results obtained when the diameter of the tube is 190 mm and the thickness of the tube before reheating is 3.8 mm are shown.
  • the billet composition is as follows: C: 0.10%, Si: 0.27%, Mn: l. 31%, P: 0.011%, S
  • the soaking temperature in the heating furnace was set to 1200 ° C, and the soaking temperature in the reheating furnace was set to 980 ° C.
  • the data plotted with “ ⁇ ” indicates the case where the thickness deviation is 0.4 mm or less, and the data plotted with “ ⁇ ” indicates that the thickness deviation is greater than 0.4 mm.
  • the case where the thickness was smaller than Omm is shown, and the data plotted with “X” shows the case where the thickness deviation is 1. Omm or more.
  • the thickness deviation was measured over the entire length by measuring the difference between the maximum thickness and the minimum thickness in one section of the product, and the maximum value of the difference was evaluated as the thickness deviation.
  • the thickness deviation may be "O", but the scale on the billet surface is very large. This is not desirable because it is uneconomical due to scale loss.
  • the soaking time of the reheating furnace exceeds 33 minutes, there is a force that has an uneven thickness of “ ⁇ ”. A large amount of scale is generated on the surface of the hollow shell, and a scar-like scale is formed on the outer surface. Is not preferable. Therefore, in this embodiment
  • the soaking time of the heating furnace and the reheating furnace is set to a time in the above-described range.
  • the soaking time of the heating furnace may be set according to the diameter of the billet, while the soaking time of the reheating furnace may be set according to the thickness of the raw tube. Specifically, an appropriate soaking time for the heating furnace corresponds to a soaking time of 0.14 minutes or more and 0.35 minutes or less per unit diameter of the billet, and an appropriate soaking time for the reheating furnace is This corresponds to a soaking time of 3.0 to 10.0 minutes per unit thickness of the hollow shell.
  • an appropriate soaking time for the heating furnace corresponds to a soaking time of 0.14 minutes or more and 0.35 minutes or less per unit diameter of the billet
  • an appropriate soaking time for the reheating furnace is This corresponds to a soaking time of 3.0 to 10.0 minutes per unit thickness of the hollow shell.
  • Billet heat transfer in the heating furnace and raw heat transfer in the reheating furnace are mainly governed by heat radiation.
  • the furnace temperatures of the heating furnace and the reheating furnace are constant and are heated uniformly from all directions, and the surface state of the billet and the raw tube to be heated is constant.
  • Equation (1) A is a constant, ⁇ is the circumference, D is the outer diameter of the object to be heated, and L is the length of the object to be heated.
  • the surface area of the end face to be heated is sufficiently smaller than the outer surface area, so it is ignored in equation (1).
  • the heating target is a hollow shell, the flow of the heated atmospheric gas with a sufficiently long hollow shell is small, so it is ignored in Equation (1).
  • the heat capacity of the object to be heated (the amount of heat necessary to raise the temperature by 1 ° C) Q2 is obtained by the following equation (2) when the object to be heated is S billet. If it is, it is expressed by equation (3).
  • Equations (2) and (3) c is specific heat, W is the weight of the object to be heated, t is the thickness, and w is the specific gravity of the object to be heated.
  • Equation (1) the ease of temperature rise when the object to be heated is a hollow shell can be obtained from Equation (1) and Equation (3) as Equation (5).
  • this equation (5) is used to set the soaking time of the reheating furnace according to the wall thickness t of the hollow shell (normalized by the wall thickness t). I found it!
  • the soaking time of the heating furnace may be set according to the diameter of the billet.
  • the soaking time of the reheating furnace may be set according to the thickness of the raw tube.
  • the soaking time of the heating furnace is 27 minutes to 66 minutes and the soaking time of the reheating furnace is 12 minutes to 38 minutes, The amount is all “ ⁇ ”, and it is possible to effectively suppress the occurrence of uneven thickness.
  • the uneven thickness is "0".
  • the soaking time at the predetermined temperature in the heating furnace is equal to the soaking time at the predetermined temperature in the heating furnace (1200 ° C. in the present embodiment).
  • the soaking time at a predetermined temperature in the reheating furnace (980 ° C in the present embodiment) is equal to or more than ⁇ element tube thickness (mm) X 3.0 ⁇ minutes ⁇ element tube thickness (mm) X 10. 0 ⁇ minutes or less.
  • the uneven thickness in a seamless steel pipe for a thin-walled airbag inflator having a wall thickness of 4 mm or less can be extremely effectively suppressed to 0.4 mm.
  • the wall thickness target value of the airbag pipe for the inflator can be reduced by at least about 10%.
  • FIG. 3 is an explanatory view showing a manufacturing process to which the method for manufacturing a seamless steel pipe according to the second embodiment is applied.
  • a hollow raw tube manufactured by pre-rolling a billet is placed on a hollow rolling machine such as a stretch reducer. Perform constant diameter rolling to constant outer diameter. That is, the present embodiment is also intended for thin-walled seamless steel pipes with a wall thickness of S4 mm or less after constant-diameter rolling, and a predetermined temperature in the heating furnace (1200 in this embodiment).
  • the soaking time at (° C) is set to ⁇ billet diameter (mm) X 0.14 ⁇ minutes or more and ⁇ billet diameter (mm) X O.
  • the soaking time at 980 ° C is set to ⁇ element tube wall thickness (mm) X 3.0 ⁇ minutes or more and ⁇ element tube wall thickness (mm) X 10.0 ⁇ minutes or less.
  • cold drawing is performed on the steel pipe after constant diameter rolling in order to suppress uneven thickness more effectively.
  • the steel pipe after the constant diameter rolling is subjected to heat treatment such as quenching at 900 ° C. and tempering at 500 ° C., and then cold drawing. After that, for example, a seamless steel pipe as a product is manufactured by performing heat treatment for removing stress at 550 ° C.
  • Thickness processing ratio (%) in this cold drawing that is, the difference between the thickness of the steel pipe before cold drawing and the thickness of the product after cold drawing is the thickness of the steel pipe before cold drawing.
  • the value multiplied by 100 and divided by 100 is preferably set between 6% and 30%.
  • FIG. 4 is a graph showing the results of investigating the relationship between the wall thickness processing ratio and the uneven thickness of the product when the wall thickness processing ratio (%) in cold drawing is changed.
  • the horizontal axis in the graph in Fig. 4 shows the thickness processing degree in cold drawing, and the vertical axis shows the amount of uneven thickness of the product.
  • the data shown in the graph of Fig. 4 shows that the outer diameter is 60 mm and the wall thickness is 3.1 (thickness strength is 3%) by cold-drawing a steel pipe with an outer diameter of 70 mm and a wall thickness of 3.2 mm. This is obtained when a product of ⁇ 2.2 mm (thickness strength 30%) is made.
  • the thickness deviation was measured over the entire length by measuring the difference between the maximum and minimum wall thicknesses in one section of the product after cold drawing, and the maximum value was evaluated as the thickness deviation.
  • FIG. 5 shows a change in the soaking time in the heating furnace and the soaking time in the reheating furnace as in the first embodiment, and the thickness processing degree in cold drawing is 5, 8, 12 or 25. It is a graph showing the results of investigating the relationship between the soaking time and the thickness processing degree, and the amount of uneven thickness of the obtained product.
  • the horizontal axis indicates the soaking time in the heating furnace, and the vertical axis indicates the soaking time in the reheating furnace.
  • Fig. 5 (a) shows the billet diameter of 175 mm, the hollow tube thickness before reheating is 3.2 mm, the outer diameter of the product after cold drawing is 50 mm, and after cold drawing.
  • Fig. 5 (b) shows the result obtained when the thickness of the product in Fig. 5 is 2.5 mm.
  • Fig. 5 (b) shows that the billet diameter is 190 mm, the thickness of the hollow shell before reheating is 3.8 mm, The results obtained when the outer diameter of the product after cold drawing is 50 mm and the thickness of the product after cold drawing is 2.5 mm are shown.
  • a billet containing 0.03%, Cr: 0.10%, Ni: 0.3%, Cu: 0.2%, A1: 0.04% and the balance Fe and unavoidable impurities was used.
  • the soaking temperature in the heating furnace was set to 1 200 ° C, and the soaking temperature in the reheating furnace was set to 980 ° C.
  • the The data plotted with “ ⁇ ” in the rough indicates that the uneven thickness is 0.20 mm or less, and the data plotted with “ ⁇ ” indicates that the uneven thickness is 0.21 mm or more and 0.30 mm or less.
  • the data plotted with “X” indicates that the thickness deviation is 0.3 lmm or more.
  • the thickness deviation was measured over the entire length by measuring the difference between the maximum and minimum wall thicknesses in one section of the product, and the maximum value was evaluated as the thickness deviation. Furthermore, the numerical values shown in the vicinity of each data in Fig. 5 indicate the thickness processing degree (%). If this value is not listed, it means that the thickness calorie is 12%.
  • the soaking time of the heating furnace is 25 minutes or more and 61 minutes or less, and the reheating furnace By setting the soaking time to 10 minutes to 32 minutes, the amount of uneven thickness is all “ ⁇ ” or “ ⁇ ”, and the occurrence of uneven thickness can be effectively suppressed.
  • the amount of uneven thickness in a seamless steel pipe for a thin-walled airbag inflator having a wall thickness of 4 mm or less can be extremely effectively suppressed to 0.3 mm or less. . For this reason, it is possible to reduce the wall thickness target value of the air bag's inflator steel pipe by at least about 12%.

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Abstract

　薄肉の継目無鋼管に発生し得る偏肉を効果的に抑制することのできる継目無鋼管の製造方法を提供する。加熱炉において所定温度に所定時間均熱したビレットに穿孔圧延及び延伸圧延を行って素管とし、この素管を再加熱炉において所定温度に所定時間均熱した後にこの素管に定径圧延を行うことにより肉厚が４ｍｍ以下の継目無鋼管を製造する方法である。定径圧延後の鋼管の肉厚を４ｍｍ以下とし、加熱炉における所定温度での均熱時間をビレット直径（ｍｍ）×０．１４～０．３５分とし、再加熱炉における所定温度での均熱時間を素管肉厚（ｍｍ）×３．０～１０．０分とする。

Description

明 細 書
継目無鋼管の製造方法
技術分野
[0001] 本発明は、継目無鋼管の製造方法に関する。具体的には、本発明は、偏肉の発生 を効果的に抑制することができる継目無鋼管の製造方法に関し、特にエアバッグ'ィ ンフレータ用鋼管の製造方法に関する。
背景技術
[0002] 近年、自動車には、衝突時における乗員の安全性を高めるため、エアバッグシステ ムが積極的に搭載されるようになってきた。当初のエアバッグシステムには爆発'性薬 品を使用する方式が採用された。この方式は、高価であるとともに環境汚染や廃車 時の安全性の問題を生じるおそれがある。このため、新しいエアバッグシステムとして 、アルゴンガス等の不活性ガスを充填した鋼管製インフレータ (本明細書では「エア バッグ'インフレータ」という）を爆発製薬品と併用する複合方式が開発され、特に、容 量が大きい助手席用に多用されるようになってきた。この複合方式のエアバッグ 'イン フレータ用鋼管として、 V、わゆるマンネスマン製管方式によって製造される継目無鋼 管が多用される。
[0003] マンネスマン製管方式による継目無鋼管の製造では、まず、素材であるビレットを 回転炉床式加熱炉により 1150〜 1280°Cに加熱する。このビレットに穿孔圧延機の プラグ及び孔型圧延ロールにより穿孔圧延を行うことにより中空素管を製造する。こ の中空素管の内部にマンドレルバ一を挿入し、通常 5〜8スタンド力もなる延伸圧延 機の孔型圧延ロールにより中空素管の外面を拘束しながら中空素管を延伸圧延する 。これにより、中空素管の肉厚を所定の値まで低減する。その後、中空素管からマン ドレルバ一を抜き取り、中空素管を必要に応じて再加熱炉により 850〜： L100°Cに再 加熱してから、中空素管を絞り圧延機により所定の外径に定径圧延する。このように して、製品である継目無鋼管を製造する。
[0004] ところで、近年、エアバッグ 'インフレータ用鋼管は、軽量化等の要求のためにより 一層薄肉化される傾向にある。しかし、エアバッグ 'インフレータ用鋼管の肉厚の周方 向への変動（以下、「偏肉」という）の量が大きいと、肉厚の余裕代をより大きく見込ま なければならなくなるため、薄肉化の要請に十分に応えられなくなる。従来のェアバ ッグ 'インフレータ用鋼管は、冷間仕上のボイラー用鋼管と同等の肉厚公差で品質管 理されており、例えば、肉厚公差を 0〜20%の範囲内に収めるのが一般的であった
[0005] エアバッグ 'インフレータ用鋼管の製造方法は、例えば特許文献 1〜7により開示さ れるように、これまでにも多数提案されている。
特許文献 1：特開平 10— 140249号公報
特許文献 2：特開平 10— 140283号公報
特許文献 3：特開 2001—49343号公報
特許文献 4：特開 2002— 294339号公報
特許文献 5 :特開 2003— 171738号公報
特許文献 6：特開 2003 - 201541号公報
特許文献 7：特開 2004 - 27303号公報
発明の開示
発明が解決しょうとする課題
[0006] エアバッグ 'インフレータ用鋼管の内面形状や外面形状が歪んでいることに起因す る偏肉は、定径圧延後に冷間引抜きを行うことによって、矯正可能である。これに対 し、例えば、エアバッグ 'インフレータ用鋼管を初めとする圧力容器用継目無鋼管等 の薄肉の継目無鋼管に発生する偏肉のうち、内面形状や外面形状は歪んでいない が円形の内面や外面が中心軸力 偏芯して形成されて 、ることに起因する偏肉は、 冷間引抜きを行っても矯正が困難であることから、定径圧延を終了した時点における 偏肉の発生を効果的に抑制する必要がある。
[0007] し力しながら、特許文献 1〜7には、定径圧延を終了した時点における偏肉の発生 を効果的に抑制するための手段にっ 、ては、開示も示唆も一切されて ヽな 、。 特に、肉厚が 4mm以下という薄肉のエアバッグ 'インフレータ用継目無鋼管におけ る偏肉の発生を効果的に抑制し、これにより、エアバッグ 'インフレータ用継目無鋼管 の肉厚を、管理値カゝら逸脱することなく低減できる手段は、開示も示唆も一切されて いない。
[0008] 本発明は、このような従来の技術が有する課題に鑑みてなされたものであり、エア ノ ッグ 'インフレータ用鋼管を初めとする圧力容器用継目無鋼管といった、薄肉の継 目無鋼管における偏肉の発生を効果的に抑制することができる継目無鋼管の製造 方法を提供することを目的とする。
課題を解決するための手段
[0009] 本発明者らは、上述した課題を解決するために鋭意検討を重ねた。その結果、加 熱炉における均熱時間及び再加熱炉における均熱時間をいずれも適切な値とする ことにより、マンネスマン製管方式により製造される継目無鋼管における偏肉の発生 を単に抑制できるというだけではなぐ例えばエアバッグ 'インフレータ用鋼管を初め とする圧力容器用継目無鋼管と!/、つた肉厚が 4mm以下の薄肉の継目無鋼管にお ける偏肉量の発生を、 0. 4mm以内と極めて効果的に抑制でき、これにより、ェアバ ッグ 'インフレータ用鋼管の肉厚目標値を少なくとも約 10%と大幅に低減可能となる ことを知見し、本発明を完成した。
[0010] ここで、偏肉量とは、鋼管の一断面における肉厚の最大値と最小値との差を全長に わたって測定し、この差の最大値を意味する。
本発明は、加熱炉において所定温度に所定時間均熱したビレットに穿孔圧延及び 延伸圧延を行って素管とし、この素管を再加熱炉において所定温度に所定時間均 熱した後にこの素管に定径圧延を行うことにより継目無鋼管、例えばエアバッグ 'イン フレータ用鋼管を初めとする圧力容器用継目無鋼管と 、つた、肉厚力 mm以下の 薄肉の継目無鋼管を製造する際に、加熱炉における均熱時間を {ビレット直径 (mm ) X O. 14}分以上 {ビレット直径 (mm) X O. 35}分以下とするとともに、再加熱炉に おける均熱時間を {素管肉厚 (mm) X 3. 0}分以上 {素管肉厚 (mm) X 10. 0}分以 下とすることを特徴とする継目無鋼管の製造方法である。
[0011] なお、従来より、加熱炉、均熱炉さらには再加熱炉における在炉時間は、その後の 加工工程における加工を円滑に行えるようにするとの観点で、決定されていた。また 、後述するように在炉時間が長くなると、スケールロスやスケールきずの発生原因に なる。このため、上記以外の観点力 在炉時間をより長くするように設定することは、 当業者の技術常識に基づ ヽても想到し得な 、事項である。
[0012] 本発明によれば、継目無鋼管における偏肉の発生を効果的に抑制でき、特に、ェ ァバッグ ·インフレータ用鋼管に求められる最小の肉厚値を確実に確保しながら、ェ ァバッグ ·インフレータ用鋼管の肉厚を低減できる。
[0013] 加熱炉における所定温度は、 1150°C以上 1280°C以下の範囲内でビレットの材質 等に応じた適切な値に設定すればよい。同様に、再加熱炉における所定温度も 850
°C以上 1100°C以下の範囲内で素管の材質、すなわちビレットの材質等に応じた適 切な値に設定すればよい。
[0014] 本発明において、より一層効果的に偏肉を抑制するには、定径圧延後の鋼管に冷 間引抜きを行うことが好ましぐ特に、冷間引抜きにおける肉厚加工度を 6%以上 30
%以下とすることが好ま 、。
[0015] さらに、本発明に係る製造方法によって製造される継目無管は、エアバッグ 'インフ レータ等の圧力容器用として好適に用いることができる。
発明の効果
[0016] 本発明に係る継目無鋼管の製造方法によれば、加熱炉における所定温度での均 熱時間及び再加熱炉における所定温度での均熱時間がいずれも最適化される。こ のため、例えばエアバッグ 'インフレータ用鋼管を初めとする圧力容器用継目無鋼管 といった、肉厚力 mm以下の薄肉の継目無鋼管における偏肉の発生を、効果的に 抑帘 Uすることができる。
図面の簡単な説明
[0017] [図 1]第 1の実施の形態に係る継目無鋼管の製造方法を適用する製造工程を示す説 明図である。
[図 2]第 1の実施の形態において、加熱炉における均熱時間及び再加熱炉における 均熱時間を変更した場合に、これらの均熱時間と得られた製品の偏肉量との関係を 調査した結果を示すグラフである。
[図 3]第 2の実施の形態に係る継目無鋼管の製造方法を適用する製造工程を示す説 明図である。
[図 4]第 2の実施の形態において、冷間引抜きにおける肉厚加工度を変更した場合 に、肉厚加工度と製品の偏肉量との関係を調査した結果を示すグラフである。
[図 5]第 2の実施の形態において、加熱炉における均熱時間及び再加熱炉における 均熱時間を変更するとともに冷間引抜きにおける肉厚加工度を変更し、これら均熱 時間及び肉厚加工度と、得られた製品の偏肉量との関係を調査した結果を示すダラ フである。
発明を実施するための最良の形態
[0018] (第 1の実施の形態）
以下、本発明に係る継目無鋼管の製造方法を実施するための最良の形態を、添付 図面を参照しながら詳細に説明する。なお、以降の実施の形態の説明では、継目無 鋼管が、薄肉の継目無鋼管の一例である圧力容器用継目無鋼管としてのエアバッグ
'インフレータ用鋼管である場合を例にとる。
[0019] 図 1は、本実施の形態に係る継目無鋼管の製造方法を適用する製造工程を示す 説明図である。
同図に示すように、本実施の形態では、まず、素材であるビレットを回転炉床式カロ 熱炉に装入して加熱する。本実施の形態で用 、るこのビレットの組成の限定理由を 説明する。なお、本明細書では、特にことわりがない限り、「％」は「重量％」を意味す るちのとする。
C : Q. 05〜0. 20%
Cは、 0. 05%以上含有することにより鋼に要求される強度を安価に得られる。しか し、 C含有量が 0. 20%を超えると力卩ェ性及び溶接性が悪ィ匕するとともに靭性が低下 する。そこで、 C含有量は 0. 05%以上 0. 20%以下であることが望ましい。
Si: Q. 50%以下
Siは、 0. 50%超含有すると鋼の冷間加工性を阻害する。そこで、 Si含有量は 0. 5 0%以下あることが望まし 、。
Mn: 0. 20〜2. 10%
Mnは、 0. 20%以上含有することにより鋼の強度及び靭性を向上させる力 Mn含 有量が 2. 10%を超えると溶接性が悪ィ匕する。そこで、 Mn含有量は 0. 20%以上 2. 10%以下であることが望まし 、。 P : 0. 020。 /。以下
Pは、 0. 020%超含有することにより粒界偏祈に起因する靭性低下をもたらす。そ こで、 P含有量は 0. 020%以下であることが望ましい。
S : 0. 010。 /。以下
Sは、 0. 010%超含有することにより鋼中の Mnと化合して MnSによる介在物を形 成し、加工性の悪ィ匕及び溶接性、靭性 (特に鋼管周方向の靱性)の低下をもたらす。 そこで、 S含有量は 0. 010%以下であることが望ましい。
A1: 0. 060%以下
A1は、加工性を向上させるのに有効な元素がある力 A1含有量が 0. 060%を超え るとアルミナ系介在物により溶接部の靭性が低下する。そこで、 A1含有量は 0. 060 %以下であることが望まし!/、。
本実施の形態で用いるこのビレットは、任意添加元素として、さらに、 Cr: 2. 0%以 下、 Ni: 0. 50%以下、 Cu: 0. 50%以下、 Mo : l. 0%以下、 Nb : 0. 10%以下、 B : 0. 005%以下、 V: 0. 10%以下、 Ti: 0. 10%以下のうちの一種以上をさらに含有し てもよ 、ので、これらの任意添加元素にっ 、ても説明する。
Cr: 2. 0%以下
Crは、鋼の強度と耐食性を向上させるのに有効な元素であるが、 Cr含有量が 2. 0 %を超えると力卩ェ性を低下させるとともに、強固に付着した硬質なスケールである黒 皮を生成して外面に痘痕状のスケール疵を発生し易くなり、特に肉厚力 mm以下と いう薄肉のエアバッグ 'インフレータ用継目無鋼管の製造上大きな問題となるおそれ がある。そこで、 Crを添加する場合にはその含有量は 2. 0%以下であることが望まし く、 1. 20%以下であることがさらに望ましい。
Ni: 0. 50。 /。以下
Niは、靱性を高め、かつ焼入れ性を改善する作用がある。しかし、 Niは高価な元素 であり、特に Ni含有量が 0. 50%を超えると得られる効果に対してコストの上昇が著 しくなるとともに、黒皮を生成してスケール疵を発生し易くなり、特に肉厚が 4mm以下 という薄肉のエアバッグ 'インフレータ用継目無鋼管の製造上大きな問題となるおそ れがある。そこで、 Niを添加する場合にはその含有量は 0. 50%以下であることが望 ましい。 Ni含有量の下限は、低温靱性を十分に確保するために 0. 05%であることが 望ましい。
Cu: Q. 50%以下
Cuは、鋼の耐食性と強度を向上させるのに有効な元素であるが、 Cu含有量が 0. 50%を超えると熱間加工性を悪ィ匕させるとともに、黒皮を生成してスケール疵を発生 し易くなり、特に肉厚が 4mm以下という薄肉のエアバッグ 'インフレータ用継目無鋼 管の製造上大きな問題となるおそれがある。そこで、 Cuを添加する場合にはその含 有量は 0. 50%以下であることが望ましい。 Cu含有量の下限は、低温靱性を十分に 確保するために 0. 05%であることが望ましい。
Mo : l. 0%以下
Moは、固溶強化により高強度化を図るとともに焼入れ性を向上させる力 Mo含有 量が 1. 0%を超えると溶接時に溶接部の靭性が低下する。そこで、 Moを添加する場 合にはその含有量は 1. 0%以下であることが望ましぐ 0. 50%以下であることがさら に望ましい。
Nb : 0. 10%以下
Nbは、 Tiと同様に結晶組織を微細化することにより靭性を向上させるのに有効で あるが、 Nb含有量が 0. 10%を超えると逆に靭性を悪ィ匕させる。そこで、 Nbを添カロ する場合にはその含有量は 0. 10%以下であることが望ましい。
B : 0. 005%以下
Bは、焼入れ性を改善するのに有効な元素であるが、 B含有量が 0. 005%を超え ると結晶粒界に析出して靭性を低下させる。そこで、 Bを添加する場合にはその含有 量は 0. 005%以下であることが望ましい。
V: 0. 10。 /。以下
Vは、析出物を生成し強度を向上させる効果があるが、 V含有量が 0. 10%を超え ると溶接部の靭性が低下する。そこで、 Vを添加する場合にはその含有量は 0. 10% 以下であることが望ましい。
Ti: 0. 10。 /。以下
Tiは、結晶組織を微細化することにより靭性を向上させるのに有効であるが、 Ti含 有量が 0. 10%を超えると逆に靭性を悪ィ匕させる。したがって、 Tiを添加する場合に はその含有量は 0. 10%以下であることが望まし 、。
[0021] これらの任意添加元素は、それぞれ単独で又は 2種以上を複合して、添加してもよ い。
上記以外の残部は、 Fe及び不可避的不純物である。
本実施の形態では、上述した組成を有するビレットに、穿孔圧延機のプラグと孔型 圧延ロールとにより穿孔圧延を行うことにより中空素管を製造する。
[0022] 次に、この中空素管の内部にマンドレルバ一を挿入し、延伸圧延機の孔型圧延口 ールにより中空素管の外面を拘束しながら中空素管に延伸圧延を行うことによって、 中空素管の肉厚を所定の値まで低減する。
[0023] その後、中空素管からマンドレルバ一を抜き取り、再加熱炉により再加熱した後、中 空素管にストレツチレデューサ等の絞り圧延機により所定の外径への定径圧延を行う 本実施の形態では、このようにして、肉厚力 mm以下の薄肉の継目無鋼管を製造 する。
[0024] 本実施の形態では、加熱炉における所定温度 (本実施形態では 1200°C)での均 熱時間を {ビレット直径 (mm) X O. 14}分以上 {ビレット直径 (mm) X O. 35}分以下 とするとともに、再加熱炉における所定温度 (本実施形態では 980°C)での均熱時間 を {素管肉厚 (mm) X 3. 0}分以上 {素管肉厚 (mm) X 10. 0}分以下とする。この理 由を簡単に説明する。
[0025] ビレットを加熱する加熱炉における均熱時間を短くし過ぎると、ビレットが不均一に 加熱されて穿孔圧延時に生じる偏肉が大きくなる。一方、均熱時間を長くし過ぎると、 ビレットの表面にスケールが多大に発生し、スケールロスによって非経済的であるとと もに所望の肉厚が得られなくなる。
[0026] また、定径圧延前の再加熱炉における均熱時間を短くし過ぎると、中空素管が不均 一に加熱されて定径圧延時の変形が不均一となるために偏肉が大きくなる。一方、 均熱時間を長くし過ぎると、中空素管の表面にスケールが多大に発生し、外面に痘 痕状のスケールきずが発生し易くなる。なお、特に、ビレットが任意添加元素である C r、 Ni、 Cuを含有する場合には、強固に付着した硬いスケールが生じるため、このス ケールきずが発生し易い。
[0027] 以下、加熱炉及び再加熱炉における均熱時間をそれぞれ上述したように限定する 理由を、さらに詳しく説明する。
図 2は、加熱炉における均熱時間、及び再加熱炉における均熱時間を変更し、これ ら均熱時間と得られた製品の偏肉量との関係を調査した結果を示すグラフである。図 2のグラフの横軸は加熱炉における均熱時間（分)を示し、縦軸は再加熱炉における 均熱時間（分)を示す。また、図 2 (a)は、ビレットの直径を 175mmとするとともに再カロ 熱前の素管の肉厚を 3. 2mmとした場合に得られた結果を示し、図 2 (b)は、ビレット の直径を 190mmとするとともに再加熱前の素管の肉厚を 3. 8mmとした場合に得ら れた結果を示す。
[0028] なお、ビレットの組成は、 C : 0. 10%、 Si: 0. 27%、 Mn: l. 31%、 P : 0. 011%、 S
: 0. 003%、 Cr: 0. 10%、 Ni: 0. 3%、 Cu: 0. 2%、 A1: 0. 04%、残部 Fe及び不可 避的不純物である。また、上述したように、加熱炉における均熱温度は 1200°Cに設 定し、また再加熱炉における均熱温度は 980°Cに設定した。
[0029] 図 2に示すグラフにおいて「〇」でプロットしたデータは偏肉量が 0. 4mm以下であ つた場合を示し、「△」でプロットしたデータは偏肉量が 0. 4mmより大きく 1. Ommよ り小さかった場合を示し、さらに、「X」でプロットしたデータは偏肉量が 1. Omm以上 であった場合を示す。偏肉量は、製品の一断面における肉厚の最大値と最小値との 差を全長に亘つて測定し、この差の最大値を偏肉量として評価した。
[0030] 図 2 (a)のグラフに示すように、加熱炉の均熱時間が 25分以上 61分以下であり、か つ再加熱炉の均熱時間が 10分以上 32分以下であれば、偏肉量は全て「〇」となり、 偏肉の発生を効果的に抑制できることがわかる。
[0031] 図 2 (a)のグラフに示すように、加熱炉の均熱時間を 61分超とすると、偏肉量は「〇 」となるものもあるが、ビレットの表面にスケールが多大に発生し、スケールロスによつ て非経済的となるため、好ましくない。一方、再加熱炉の均熱時間を 33分超とすると 、偏肉量が「〇」となるものもある力 中空素管の表面にスケールが多大に発生し、外 面に痘痕状のスケール疵が発生するため好ましくない。したがって、本実施の形態で は、加熱炉及び再加熱炉の均熱時間を上述した範囲の時間とする。
[0032] また、加熱炉の均熱時間はビレットの直径に応じて設定すればよぐ一方、再加熱 炉の均熱時間は素管の肉厚に応じて設定すればよい。具体的には、加熱炉の適切 な均熱時間は、ビレットの単位直径当たり 0. 14分以上 0. 35分以下の均熱時間に 相当するとともに、再加熱炉の適切な均熱時間は、中空素管の単位肉厚当たり 3. 0 分以上 10. 0分以下の均熱時間に相当することになる。以下、この理由を説明する。
[0033] 加熱炉におけるビレットの伝熱及び再加熱炉における素管の伝熱は、主として熱放 射に支配される。ここで、加熱炉及び再加熱炉の炉内温度が一定で全方位から均一 に加熱されており、加熱される対象であるビレット及び素管の表面状態が一定である と仮定する。
[0034] 熱放射による伝熱量 Q1は、加熱される対象の表面積に比例することから、下記（1) 式により求められる。
Q1 =A X ( π X D X L) (1)
(1)式において、 Aは定数、 πは円周率を、 Dは加熱対象の外径を、 Lは加熱対象 の長さを、それぞれ意味する。なお、加熱対象の端面の表面積は、外表面積に比べ て十分に小さいため、（1)式では無視する。また、加熱対象が中空素管である場合 における内表面は、中空素管の長さが十分に長ぐ加熱された雰囲気ガスの流れが 小さいため、（1)式では無視する。
[0035] 一方、加熱対象の熱容量 (温度を 1°C上げるために必要な熱量) Q2は、加熱対象 力 Sビレットである場合には下記の（2)式により求められ、加熱対象が素管である場合 には（3)式により表される。
[0036] Q2 = c X W=c X π X (D/2) 2 X L X w (2)
Q2 = c X W=c X π X { (D/2) 2- (D/2~t) 2} X L X w
=c X π X (tD-t2) X L X w (3)
(2)式及び（3)式において、 cは比熱を、 Wは加熱対象の重量を、 tは肉厚を、 wは 加熱対象の比重を、それぞれ意味する。
[0037] 加熱対象の温度上昇のし易さは、比（Q1ZQ2)により表すことができる。したがつ て、加熱対象がビレットである場合における温度上昇のし易さは、上記の（1)式及び (2)式より、下記 (4)式として求められる。
[0038] Q1/Q2=AX (π XDXL) /cX π X (D/2)2XLXw
=定数 ZD (4) この（4)式は、加熱炉の均熱時間をビレットの直径 Dに応じて設定 (ビレットの直径 Dで正規化）すれば良!、ことを示して 、る。
[0039] また、加熱対象が中空素管の場合における温度上昇のし易さは、（1)式及び (3) 式より、（5)式として求められる。
Q1/Q2=AX (π XDXL) /cX π X (tD— t2) XLXw
=定数/ {D/(tD - 2)} (5)
(5)式では、 Dに対して tが小さいために t2の項を無視すれば、（5)式は（5) '式に 置さ換免ることがでさる。
[0040] Ql/Q2 =定数 Zt (5)'
以上のような検討を行い、この（5) '式は、再加熱炉の均熱時間を中空素管の素管 の肉厚 tに応じて設定 (素管の肉厚 tで正規化)すれば良!、ことを見い出した。
[0041] 以上の理由により、加熱炉の均熱時間はビレットの直径に応じて設定すればよぐ 再加熱炉の均熱時間は素管の肉厚に応じて設定すればよいことになる。
同様にして、図 2(b)に示す場合も、加熱炉の均熱時間が 27分以上 66分以下で、 かつ再加熱炉の均熱時間が 12分以上 38分以下であれば、偏肉量は全て「〇」であ り、偏肉の発生を効果的に抑制できることが分力る。
[0042] なお、図 2 (b)のグラフに示す場合も、加熱炉の均熱時間や再加熱炉の均熱時間 を上述した範囲の時間より長くしても偏肉量が「〇」となるものもあるが、前述したのと 同様に、スケールロスやスケールきずの観点より好ましくない。したがって、加熱炉及 び再加熱炉の均熱時間は、上記範囲の時間に設定することが好ましぐこれらは、ビ レットの単位直径当たり 0. 14分以上 0. 35分以下の均熱時間及び素管の単位肉厚 当たり 3. 0分以上 10. 0分以下の均熱時間にそれぞれ相当する。
[0043] 以上の結果より、本実施形態に係る製造方法においては、加熱炉における所定温 度での均熱時間を、加熱炉における所定温度 (本実施形態では 1200°C)での均熱 時間を {ビレット直径 (mm) XO. 14}分以上 {ビレット直径 (mm) XO. 35}分以下と するとともに、再加熱炉における所定温度 (本実施形態では 980°C)での均熱時間を {素管肉厚 (mm) X 3. 0}分以上 {素管肉厚 (mm) X 10. 0}分以下とする。
[0044] このようにして、本実施の形態によれば、肉厚が 4mm以下の薄肉のエアバッグ'ィ ンフレータ用継目無鋼管における偏肉量を 0. 4mmと、極めて効果的に抑制できる。 このため、エアバッグ 'インフレータ用鋼管の肉厚目標値を、少なくとも約 10%低減 することができる。
(第 2の実施の形態）
図 3は、第 2の実施の形態に係る継目無鋼管の製造方法を適用する製造工程を示 す説明図である。
[0045] 同図に示すように、本実施の形態においても、第 1実施形態と同様に、ビレットに先 行圧延を行って製造した中空素管に、ストレツチレデューサ等の絞り圧延機により所 定外径への定径圧延を行う。すなわち、本実施の形態においても、定径圧延後の鋼 管の肉厚力 S4mm以下となるような薄肉の継目無鋼管を対象としており、加熱炉にお ける所定温度 (本実施の形態では 1200°C)での均熱時間を {ビレット直径 (mm) X 0 . 14}分以上 {ビレット直径 (mm) X O. 35}分以下とするとともに、再加熱炉における 所定温度 (本実施形態では 980°C)での均熱時間を {素管肉厚 (mm) X 3. 0}分以 上 {素管肉厚 (mm) X 10. 0}分以下とする。これにより、肉厚が 4mm以下の薄肉の エアバッグ 'インフレータ用継目無鋼管における偏肉量を 0. 4mmと、極めて効果的 に抑制できる。このため、エアバッグ 'インフレータ用鋼管の肉厚目標値を、約 10% 低減することができる。
[0046] 本実施の形態では、より一層効果的に偏肉を抑制するため、定径圧延後の鋼管に 冷間引抜きを行う。具体的には、定径圧延後の鋼管に、例えば、 900°Cでの焼き入 れ、 500°Cでの焼き戻しの熱処理を施し、冷間引抜きを行う。その後、例えば 550°C での応力除去のための熱処理を施すことにより製品としての継目無鋼管を製造する
[0047] この冷間引抜きにおける肉厚加工度 (％)、すなわち冷間引抜き前の鋼管の肉厚と 冷間引抜き後の製品の肉厚との差を冷間引抜き前の鋼管の肉厚で除して 100倍し た値を、 6%以上 30%以下と設定することが望ましい。以下、この理由を説明する。 [0048] 図 4は、冷間引抜きにおける肉厚加工度（％)を変更した場合に、肉厚加工度と製 品の偏肉量との関係を調査した結果を示すグラフである。
図 4のグラフにおける横軸は、冷間引抜きにおける肉厚加工度を示し、縦軸は製品 の偏肉量を示す。なお、図 4のグラフに示すデータは、外径 70mm、肉厚 3. 2mmの 鋼管に冷間引抜きを行うことにより、外径 60mm、肉厚 3. 1 (肉厚力卩ェ度 3%)〜2. 2 mm (肉厚力卩ェ度 30%)の製品にした場合に得られたものである。偏肉量は、冷間引 抜き後の製品の一断面における肉厚の最大値と最小値との差を全長に亘つて測定 し、その最大値を偏肉量として評価した。
[0049] 図 4のグラフに示すように、肉厚加工度を小さくし過ぎると十分な肉厚圧下を行うこと ができないため、冷間引抜きによって偏肉を十分に矯正できない。一方、肉厚加工 度を大きくし過ぎると、鋼管の内面と工具との間の摩擦が過大となり、焼き付きが発生 してしまう。このため、焼き付きを発生することなぐより一層効果的に偏肉を抑制する には、肉厚力卩ェ度を 6%以上 30%以下に限定することが望ましい。
[0050] 図 5は、第 1実施形態と同様に、加熱炉における均熱時間及び再加熱炉における 均熱時間を変更するとともに、冷間引抜きにおける肉厚加工度を 5、 8、 12又は 25% にそれぞれ変更し、これら均熱時間及び肉厚加工度と、得られた製品の偏肉量との 関係を調査した結果を示すグラフである。
[0051] 図 5のグラフにおける横軸は加熱炉における均熱時間を示し、縦軸は再加熱炉に おける均熱時間を示す。また、図 5 (a)は、ビレットの直径を 175mmとし、再加熱前の 中空素管の肉厚を 3. 2mmとし、冷間引抜き後の製品の外径を 50mmとし、さらに冷 間引抜き後の製品の肉厚を 2. 5mmとした場合に得られた結果を示し、図 5 (b)は、 ビレットの直径を 190mmとし、再加熱前の中空素管の肉厚を 3. 8mmとし、冷間引 抜き後の製品外径を 50mmとし、冷間引抜き後の製品肉厚を 2. 5mmとした場合に 得られた結果を示す。
[0052] なお、本実施例では、 C : 0. 10%、 Si: 0. 27%、 Mn: l. 31%、 P : 0. 011%、 S :
0. 003%、 Cr: 0. 10%、 Ni: 0. 3%、 Cu: 0. 2%、 A1: 0. 04%を含有し、残部 Fe 及び不可避的不純物からなるビレットを用いた。また、加熱炉における均熱温度は 1 200°Cに設定し、再加熱炉における均熱温度は 980°Cに設定した。さらに、図 5のグ ラフにおいて「〇」でプロットしたデータは偏肉量が 0. 20mm以下であるものを示し、 「△」でプロットしたデータは偏肉量が 0. 21mm以上 0. 30mm以下であるものを示し 、さらに「X」でプロットしたデータは偏肉量が 0. 3 lmm以上であるものを示す。偏肉 量は、製品の一断面における肉厚の最大値と最小値との差を全長に亘つて測定し、 その最大値を偏肉量として評価した。さらに、図 5における各データ近傍に記載され た数値は肉厚加工度（％)を示す。なお、この数値が記載されていないものは肉厚カロ ェ度が 12%であることを意味する。
[0053] 図 5 (a)に示すように、図 2 (a)に示す第 1の実施の形態と同様に、加熱炉の均熱時 間を 25分以上 61分以下とし、かつ再加熱炉の均熱時間を 10分以上 32分以下とす ることにより、偏肉量は全て「〇」又は「△」となり、偏肉の発生を効果的に抑制するこ とがでさる。
[0054] さらに、冷間引抜きにおける肉厚力卩ェ度を 8、 12、 25%と、 6%以上 30%以下の範 囲に設定することにより、肉厚加工度をこの範囲外となる 5%に設定した場合には全 て偏肉の量が「△」であるのに対して、偏肉の量が「〇」となる頻度が高まり、より一層 効果的に偏肉を抑制できることがわかる。図 5 (b)に示す場合も全く同様である。
[0055] このようにして、本実施の形態によれば、肉厚が 4mm以下の薄肉のエアバッグ'ィ ンフレータ用継目無鋼管における偏肉量を 0. 3mm以下と極めて効果的に抑制でき る。このため、エアバッグ 'インフレータ用鋼管の肉厚目標値を、少なくとも約 12%低 減することができる。

Claims

請求の範囲
[1] 加熱炉において所定温度に所定時間均熱したビレットに穿孔圧延及び延伸圧延を 行って素管とし、該素管を再加熱炉において所定温度に所定時間均熱した後に該 素管に定径圧延を行うことにより肉厚が 4mm以下の継目無鋼管を製造する際に、前 記加熱炉における均熱時間を {前記ビレットの直径 (mm) X O. 14}分以上 {前記ビレ ットの直径 (mm) X O. 35}分以下とするとともに、前記再加熱炉における均熱時間を {前記素管の肉厚 (mm) X 3. 0}分以上 {前記素管の肉厚 (mm) X 10. 0}分以下と することを特徴とする継目無鋼管の製造方法。
[2] 前記定径圧延を行われた鋼管に冷間引抜きを行うことを特徴とする請求項 1に記載 された継目無鋼管の製造方法。
[3] 前記冷間引抜きにおける肉厚加工度は 6%以上 30%以下であることを特徴とする請 求項 2に記載された継目無鋼管の製造方法。
[4] 前記継目無鋼管は圧力容器用であることを特徴とする請求項 1から請求項 3までの V、ずれか 1項に記載された継目無鋼管の製造方法。
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