WO2010093000A1 - 継目無管の製造方法 - Google Patents

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WO2010093000A1
WO2010093000A1 PCT/JP2010/052015 JP2010052015W WO2010093000A1 WO 2010093000 A1 WO2010093000 A1 WO 2010093000A1 JP 2010052015 W JP2010052015 W JP 2010052015W WO 2010093000 A1 WO2010093000 A1 WO 2010093000A1
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extrusion
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浩一 原田
富夫 山川
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住友金属工業株式会社
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Definitions

  • the present invention relates to a method for producing a seamless pipe by a hot extrusion pipe making method, and more particularly, to a method for producing a seamless pipe suitable when using an extruded material having a low deformability at high temperatures.
  • FIG. 1 is a cross-sectional view for explaining a seamless tube hot-extrusion pipe manufacturing method by the Eugene Sejurune method.
  • a hollow extruded material hereinafter also referred to as “billette”) 8 having a through-hole formed in the shaft center is heated and heated to a predetermined temperature. 8 is accommodated in the container 6, and the mandrel bar 3 is inserted into the billet 8, and the stem moves (moving in the direction indicated by the white arrow in FIG. 1) by driving a ram (not shown).
  • the billet 8 is extruded through the dummy block 7 to produce an extruded tube which is a seamless tube.
  • the die 2 held by the die holder 4 and the die backer 5 is disposed at the front end of the container 6, and the billet 8 is formed from an annular gap formed by the inner surface of the die 2 and the outer surface of the mandrel bar 3.
  • the extruded tube is extruded in the stem moving direction, and has a desired outer diameter and thickness.
  • a glass disk 1 in which powder glass is mixed with glass fiber or water glass and formed into an annular shape is mounted.
  • the glass disk 1 is gradually melted by the heat held by the billet 8 during the extrusion process, and lubricates the billet 8 and the die 2.
  • the billet temperature during extrusion is governed by the heating temperature of the billet, heat dissipation due to heat transfer to tools (containers, mandrel bars and dies), and heat generated by plastic processing.
  • tools containers, mandrel bars and dies
  • the billet temperature decreases and deformation resistance increases, so that the load on the pipe making equipment becomes excessive, impossibility of extrusion, and troubles may occur in operation and yield.
  • the heating temperature of the billet is set too high in order to avoid this situation, wrinkles are generated in the extruded tube due to the ductility-decreasing region existing in the high temperature region, and the yield is deteriorated due to defective products.
  • a lateral wrinkle called a horizontal cut is easily generated on the outer surface of the top portion of the extruded tube (portion at the beginning of extrusion).
  • high Cr and high Ni materials have high deformation resistance, low temperature with good high temperature ductility (temperature at which the drawing shows 90% or more in the high temperature tensile test), and the temperature range is also narrow. Low deformability at high temperature. For this reason, in the hot extrusion using a material of high Cr and high Ni as the material to be extruded, troubles on the operation surface and the yield surface due to the inability to extrude and deterioration of the yield due to the flaw of the extruded tube become remarkable. Therefore, in order to produce a high-quality extruded tube using a billet having a low deformability at high temperatures, it is necessary to grasp the ductility lowering temperature in the high temperature region and to take into account the processing heat generation.
  • Patent Documents 1 and 2 define a conditional expression based on the temperature of the container, and an extrusion method of a metal material that performs extrusion so that the temperature of the extruded tube is constant. It is disclosed.
  • the extrusion using the above-described high Cr, high Ni material as the material to be extruded has a ram speed of 50 mm / sec or more and a billet heating temperature of 1000 ° C. or more.
  • the extrusion disclosed in Patent Documents 1 and 2 targets aluminum and its alloys, and has a ram speed of 10 mm / sec or less and a billet temperature of only about 600 ° C. That is, extrusion using a material of high Cr and high Ni as the material to be extruded is significantly different from the extrusion disclosed in Patent Documents 1 and 2 and is performed under extremely severe conditions.
  • lubricating glass peculiar to the Eugene Sejurune method may have an influence as a cause of occurrence of cross-cuts on the outer surface of the tube. This is because the lubricating glass has a thermal conductivity that is two orders of magnitude smaller than billets and tools in contact with the lubricating glass, and the billet temperature may vary depending on the presence or absence of the lubricating glass.
  • the extrusion methods disclosed in Patent Documents 1 and 2 no consideration is given to the lubricant. For this reason, the extrusion methods disclosed in Patent Documents 1 and 2 cannot be a technique for preventing cross-cuts on the outer surface of the pipe top portion.
  • the present invention has been made in view of the above problems, and even when hot extrusion is performed using a billet having a low deformability at high temperatures, such as a high Cr, high Ni material, the tube top It aims at providing the manufacturing method of the seamless pipe which can prevent generation
  • the present inventors investigated the deformation behavior and temperature distribution of the material to be extruded during the extrusion process, and conducted extensive studies. Then, the occurrence of cross-cuts on the outer surface of the tube top portion is caused by the heat insulating action of the solid lubricating glass provided between the material to be extruded and the die and the processing heat generated by the material to be extruded itself. It was found that the cause was that the temperature rose above the heating temperature. That is, when hot extruding a material with low deformability at high temperature, the amount of heat generated by processing is quantitatively predicted according to the outer diameter of the material to be extruded, and the heating temperature of the material to be extruded is adjusted. It has been found that transverse wrinkles can be prevented without excessively raising the surface temperature of the tube.
  • the present invention has been completed based on the above findings, and the gist thereof is the following seamless pipe manufacturing method. That is, after heating a hollow material to be extruded and when hot extrusion is performed by providing a solid lubricating glass between the material to be extruded and a die, the material to be extruded is subjected to the following depending on the outer diameter d 0 [mm].
  • a method for producing a seamless pipe characterized by heating to a heating temperature T [° C.] satisfying the relationship of formula (1) or formula (2) and hot extrusion.
  • d 0 outer diameter [mm] of the material to be extruded
  • t 0 thickness of the extruded material [mm]
  • d outer diameter of the extruded tube [mm]
  • t Thickness [mm] of the extruded tube
  • A Dice passage time [msec (millisecond)]
  • L length in the extrusion direction from the inlet end of the approach portion to the inlet end of the bearing portion in the die [mm]
  • V av average extrusion speed of the material to be extruded [mm / sec]
  • V 0 Ram speed [mm / sec]
  • ⁇ extrusion ratio
  • the average thickness of the solid lubricating glass is preferably 6 mm or more.
  • the seamless pipe manufacturing method of the present invention when performing hot extrusion using an extruded material having a low deformability at a high temperature, such as a high Cr, high Ni material, the outer diameter of the extruded material is reduced. Accordingly, by heating the material to be extruded to a heating temperature that satisfies the conditional expression that anticipates the processing calorific value, the surface temperature of the extruded tube at the beginning of extrusion is not increased excessively, and a high temperature ductility is ensured. It is possible to prevent cross-cuts on the outer surface of the extruded tube top.
  • FIG. 1 is a cross-sectional view for explaining a seamless pipe hot-extrusion pipe manufacturing method by the Eugene Sejurnee method.
  • FIG. 2 is a diagram schematically showing the deformation behavior of the material to be extruded in the Eugene Sejurune pipe manufacturing method.
  • FIG. 2 (a) shows a state immediately before the start of extrusion
  • FIG. 2 (b) shows a state at the initial stage of extrusion.
  • FIG. 3 is a diagram for explaining the influence of the average thickness of the glass disk on the outer surface flaw of the extruded tube.
  • FIG. 2 is a diagram schematically showing the deformation behavior of the extruded material in the Eugene Sejurune pipe manufacturing method.
  • FIG. 2 (a) shows a state immediately before the start of extrusion, and
  • FIG. ) Shows the initial state of extrusion.
  • FIG.2 (b) the extrusion direction of a to-be-extruded raw material (billet) is shown by the white arrow.
  • the billet 8 heated and accommodated in the container 6 is in an upset state with the mandrel bar 3 inserted therein.
  • the ram is driven from this state, and the billet 8 is pressed against the rear end surface via the dummy block by the movement of the stem accompanying this, and extrusion is started.
  • the billet 8 is pushed toward the die 2, and at this time, the billet 8 is deformed until the outer surface of the billet comes into contact with the inner surface of the container 6 through the glass film, and the inside of the billet The surface is deformed until it comes into contact with the outer surface of the mandrel bar 3 through the glass film.
  • the outer peripheral portion of the front end of the billet 8 is chamfered in advance, and the chamfered portion does not contact the inner surface of the container 6. That is, the billet 8 does not come into contact with the container 6 on the front end side of the chamfering start point indicated by the symbol “X” in FIG. Contact the inner surface.
  • the front end face of the billet 8 comes into contact with the die 2 through the glass disk 1 which is a solid lubricating glass.
  • the inner surface of the die 2 has an approach portion 2a that sequentially reduces in diameter along the extrusion direction, and a bearing portion 2b having a constant diameter.
  • the approach part 2a and the bearing part 2b By passing through the approach part 2a and the bearing part 2b in order, it forms in a desired outer diameter, and becomes an extruded tube.
  • the billet 8 is suddenly plastically deformed and the strain rate becomes extremely high.
  • the outer surface of the billet accelerates heat dissipation due to heat transfer accompanying contact with the inner surface of the container, resulting in a temperature drop.
  • heat dissipation is promoted by heat transfer accompanying contact with the outer surface of the mandrel bar, and the temperature drop is increased. That is, the outer surface and inner surface of the billet are in a low temperature state.
  • the billet's front end face is prevented from radiating heat to the die, and the temperature drop is smaller than the outer and inner surfaces of the billet.
  • the glass disk is thick immediately after the start of extrusion.
  • the chamfered portion of the outer peripheral portion of the front end of the billet does not come into contact with the inner surface of the container, heat dissipation is not promoted, and the temperature drop is reduced by the heat insulating action of the thick glass disk. That is, the front end face and the chamfered portion of the billet are maintained at a high temperature.
  • the billet As the extrusion progresses, the billet is pushed in such a way that the front end face, the chamfered part, and the outer surface move sequentially along the inner surface of the die. Fever.
  • the degree of heat generation does not change in any case where the front end surface, the chamfered portion, and the outer surface of the billet are subjected to dies.
  • the surface temperature of the extruded tube is maintained at a high level by the heat insulating action of the glass disk in the previous process. The temperature further rises and becomes higher than the heating temperature. In this case, the surface temperature of the extruded tube becomes higher than the temperature of the thickness center portion where the processing heat is generated.
  • the glass disk melts and thins as the extrusion progresses due to heat dissipation to the container in the previous process, and the surface temperature increases due to heat dissipation to the die through this. Since it decreases, the surface temperature of the extruded tube does not rise so much even when processing heat is applied, and becomes lower than the heating temperature. In this case, the surface temperature of the extruded tube is lower than the temperature of the thickness center portion that has generated heat during processing.
  • the part including the front end face and the chamfered part of the billet that is, the part on the front end side of the chamfering starting point X (shown in FIG. 2A) of the billet (hereinafter also referred to as “unsteady part”).
  • the surface temperature of the extruded tube rises higher than the heating temperature due to the heat insulating action of the glass disk and the processing heat generated by the billet itself, and it is apparent that the ductility lowering temperature in the high temperature range is easily reached. This can be said to be a cause of occurrence of cross-cuts on the outer surface of the pipe top portion.
  • the outer diameter d 0 of the billet is large, the heat capacity of the billet itself is large, the temperature reduction of the billet is suppressed, as a result, easily the degree of temperature rise of the surface extruded tube is increased.
  • the degree of temperature rise on the surface of the extruded tube depends on the degree of processing. This is because the amount of heat generated by machining increases as the degree of machining increases.
  • the degree of processing here refers to the ratio “t 0 / t” of the billet thickness t 0 to the thickness t of the extruded tube, and the ratio “d 0 / d” of the billet outer diameter d 0 to the outer diameter d of the extruded tube.
  • the degree of temperature rise on the extruded tube surface depends on the ram speed V 0 .
  • the average extrusion speed V av “(V 0 + V 0 ⁇ ⁇ ) / 2” of the billet becomes faster, and the heat generation amount increases due to the corresponding increase in the strain speed. Because it does.
  • the calorific value of the processing is quantitatively predicted based on the degree of processing and the die passing time according to the outer diameter of the billet.
  • the heating conditions were formulated to obtain the heating temperature conditional expressions represented by the above formulas (1) and (2).
  • the upper limit of the billet heating temperature is specified in order to prevent an excessive temperature rise on the surface of the extruded tube, but the lower limit is preferably 1100 ° C. This is because if the heating temperature is too low, the surface temperature does not reach a temperature with good hot ductility, the deformability is lowered, and surface defects are likely to occur. Moreover, it is because a deformation resistance becomes high with the fall of heating temperature, and the load to a pipe making installation increases at the time of extrusion.
  • the cause of occurrence of cross-cut flaws is an excessive increase in the surface temperature at the unsteady part, which is due to the heat insulating action of the glass disk. Then, the preferable thickness is examined about the glass disk, ie, the solid lubricating glass provided between a to-be-extruded raw material, and dice
  • an austenitic stainless steel JIS standard SUS347H having an outer diameter of 178 [mm] and an inner diameter of 66 [mm] and having a typical composition shown in Table 1 below is heated to 1200 [° C.].
  • hot extrusion was performed under various conditions of changing the average thickness of the glass disk and the ram speed, and a test for producing an extruded tube having an outer diameter of 76.8 [mm] and an inner diameter of 63 [mm] was performed. .
  • the average thickness of the glass disk was changed in the range of 0 to 10 [mm]
  • the ram speeds were 100, 150 and 200 [mm / sec]
  • 100 extruded tubes were manufactured for each condition.
  • An average thickness of the glass disk of 0 [mm] means that the glass disk is not mounted.
  • FIG. 3 is a diagram for explaining the influence of the average thickness of the glass disk on the outer surface flaw of the extruded tube.
  • the “ ⁇ ” mark (black square mark) in the figure indicates that the die was seized due to the absence of the glass disk from the beginning of extrusion, and surface flaws occurred over the entire length of the extruded tube.
  • “ ⁇ ” mark (black circle) shows seizure due to insufficient glass lubrication after the middle stage of extrusion, and surface flaws occur from the middle to the bottom of the extruded tube. It shows that the number was 5% or more of the number of tests (100) under the conditions.
  • a “ ⁇ ” mark (open circle) indicates that no surface flaws were observed over the entire length of the extruded tube.
  • glass disk (solid lubricating glass) is indispensable as a lubricant to prevent die seizure during extrusion, regardless of the ram speed, and depending on the average thickness, die seizure occurs. It can be seen that surface flaws of the extruded tube occur. In order to prevent surface flaws over the entire length of the extruded tube, the solid lubricating glass preferably has an average thickness of 6 mm or more.
  • the upper limit is not particularly defined, but is preferably 70 mm or less. If the average thickness of the solid lubricating glass is 70 mm, a sufficient amount of the lubricant can be secured. Even if the thickness is larger than this, the effect is saturated and only the cost is increased.
  • Applicable materials (Cr: 15-35% and Ni: 3-50%) In the production method of the present invention, it is preferable to target an extruded material having the above composition. Since the material to be extruded having the above composition has low deformability at high temperatures, when hot extrusion is performed using it, the outer surface temperature of the extruded tube rises in the unsteady part at the initial stage of extrusion. This is because cross-cuts are likely to occur on the outer surface.
  • austenitic alloys such as austenitic stainless steel and Ni—Cr—Fe alloy
  • Examples thereof include SUS310, SUS316H, SUS321H, SUS347H, NCF800, NCF825, and their corresponding alloys.
  • A213-TP347H UNS S34709, A213 UNS S30432, A213-TP310HCbN UNS S31042, B622 UNS NO8535, and their equivalent alloys defined by ASTM can be exemplified.
  • the austenitic alloys include C: 0.2% or less, Si: 2.0% or less, Mn: 0.1 to 3.0%, Cr: 15 to 30%, and Ni: 6 to 50 %, With the balance being Fe and impurities.
  • This alloy is replaced with a part of Fe, if necessary, Mo: 5% or less, W: 10% or less, Cu: 5% or less, N: 0.3% or less, V: 1.0% or less, Nb: 1.5% or less, Ti: 0.5% or less, Ca: 0.2% or less, Mg: 0.2% or less, Al: 0.2% or less, B: 0.2% or less, and rare earth elements : One or more selected from 0.2% or less may be contained.
  • duplex stainless steel examples include SUS329J1, SUS329J3L, SUS329J4L, and their corresponding alloys defined by JIS, which contain Cr: 20 to 35% and Ni: 3 to 10% as main compositions.
  • ASTM A789 UNS S31260, S31803, S39274, and their corresponding alloys defined by ASTM can be exemplified.
  • the duplex stainless steel has C: 0.03% or less, Si: 1% or less, Mn: 0.1-2%, Cr: 20-35%, Ni: 3-10% and N : 0.15 to 0.60% content, the balance being Fe and impurities.
  • This stainless steel is replaced with a part of Fe, if necessary, Mo: 4% or less, W: 6% or less, Cu: 3% or less, Ca: 0.2% or less, Mg: 0.2% or less , Al: 0.2% or less, B: 0.2% or less, and rare earth elements: 0.2% or less may be contained.
  • Austenitic alloys such as JIS standard SUS347H
  • JIS standard SUS347H have a deformation resistance at 1.5 times or more higher than that of general carbon steel S45C, and the calorific value associated with extrusion processing.
  • the temperature of the outer surface of the tube tends to increase at the unsteady part in the initial stage of extrusion. From such characteristics, in the production method of the present invention, it is more preferable to apply an austenitic alloy as the material to be extruded.
  • C 0.2% or less C is an element effective for securing strength and creep strength. In order to acquire the effect, containing 0.01% or more is preferable. However, if its content exceeds 0.2%, undissolved carbides remain in the solution treatment state, which not only contributes to the improvement of high-temperature strength, but also adversely affects mechanical properties such as toughness. Effect. Therefore, the C content is 0.2% or less. In addition, in order to prevent a hot workability fall and toughness deterioration, it is desirable to make the content into 0.12% or less.
  • Si 2.0% or less Since Si is an element used as a deoxidizing agent and is an element effective for improving the steam oxidation resistance, it is preferable to contain 0.1% or more. On the other hand, since the weldability or hot workability deteriorates when the content increases, the content is made 2.0% or less. A desirable content of Si is 0.8% or less.
  • Mn 0.1 to 3.0%
  • Mn is an element that is effective as a deoxidizer in the same manner as Si. Moreover, Mn has the effect
  • Cr 15-30% Cr is an element necessary for ensuring high-temperature strength, oxidation resistance, and corrosion resistance. In order to fully exhibit its effects, it is necessary to contain 15% or more. However, since an excessive content deteriorates toughness and hot workability, the upper limit is made 30%.
  • Ni 6-50%
  • Ni is an element necessary for stabilizing the austenite structure and improving the creep strength, and it is necessary to contain 6% or more. However, if the content is too large, the effect is saturated and the cost is increased, so the upper limit is made 50%. A preferable upper limit is 35%, and a more preferable upper limit is 25%. In order to secure the stability of the structure at a higher temperature and for a longer time, it is preferable to contain 15% or more of Ni.
  • Mo 5% or less
  • W 10% or less
  • Cu 5% or less
  • W and Cu are elements that increase the high temperature strength of the alloy.
  • N 0.3% or less N contributes to solid solution strengthening of the alloy, and also has an effect of strengthening the alloy by precipitation strengthening action by combining with other elements. When the effect is required, it is preferable to contain 0.005% or more. However, if its content exceeds 0.3%, ductility and weldability may deteriorate.
  • V 1.0% or less
  • Nb 1.5% or less
  • Ti 0.5% or less
  • V, Nb and Ti all combine with carbon and nitrogen to form carbonitrides, contributing to precipitation strengthening To do. Therefore, when the effect is required, it is preferable to contain 0.01% or more of one or more of these. On the other hand, if these contents are excessive, the workability of the alloy is impaired, so V is 1.0%, Nb is 1.5%, and Ti is 0.5%.
  • Ca 0.2% or less
  • Mg 0.2% or less
  • Al 0.2% or less
  • B 0.2% or less
  • rare earth elements 0.2% or less
  • the rare earth element is a generic name of 17 elements obtained by adding Y and Sc to 15 elements of lanthanoid, and one or more of these elements can be contained.
  • the rare earth element content means the total content of these elements.
  • the austenitic stainless steel applied as the material to be extruded in the production method of the present invention contains the above essential elements, and in some cases, the above optional elements, with the balance being Fe and impurities.
  • the impurities are components that are mixed due to various factors in the manufacturing process including raw materials such as ores and scraps when the material is manufactured industrially, and do not adversely affect the present invention. It means what is allowed in the range.
  • the hollow material to be extruded used in the production method of the present invention can be produced by industrially used production equipment and production methods.
  • an electric furnace, an argon-oxygen mixed gas bottom blowing decarburization furnace (AOD furnace), a vacuum decarburization furnace (VOD furnace), or the like can be used for melting.
  • the molten metal may be cast into an ingot by an ingot casting method, or may be cast into a billet by a continuous casting method.
  • a guide hole is machined in the center of these billets, and in some cases, expansion drilling is performed to expand the inner diameter with a punching press.
  • the resulting hollow billet is used as the material to be extruded, and hot extrusion using the Eugene Sejurne method.
  • Seamless pipes can be manufactured by the pipe making method.
  • the extruded tube obtained by hot extrusion may be subjected to solution heat treatment and then subjected to cold working such as cold rolling or cold drawing to form a cold seamless tube.
  • “calculated temperature” represents the upper limit value of the heating temperature of the material to be extruded, which is calculated by the right side of the formula (1) or (2).
  • a “ ⁇ ” mark in the column “Evaluation of cross-cut wrinkles” represents that no cross-cut wrinkles were observed on the outer surface of the tube top portion, and a “X” mark represents that cross-cut wrinkles were observed.
  • Test Nos. 1 to 12 are tests in which the upper limit of the heating temperature is judged by the above-described equation (1) defined in the present invention because the billet outer diameter d 0 is less than 200 [mm].
  • the heating temperature T satisfies the relationship of the above formula (1), and no horizontal wrinkles occur on the outer surface of the tube top portion. An extruded tube with good outer surface quality was obtained.
  • the heating temperature T did not satisfy the relationship of the above formula (1), and a horizontal flaw occurred.
  • Test Nos. 13 to 21 are tests in which the upper limit of the heating temperature is determined by the equation (2) defined in the present invention because the outer diameter d 0 of the billet is 200 [mm] or more. Among these, in test numbers 13, 14, 16, and 19, the heating temperature T satisfied the relationship of the above formula (2), and no cross-cuts were generated on the outer surface of the tube top portion. On the other hand, in any of the test numbers 15, 17, 18, 20, and 21, the heating temperature T did not satisfy the relationship of the above expression (2), and cross-cuts occurred.
  • the seamless pipe manufacturing method of the present invention when performing hot extrusion using a billet with low deformability at high temperature, heating that satisfies the conditional expression that anticipates the amount of heat generated by processing according to the outer diameter of the billet by heating the billet to a temperature, it is possible to prevent cross-cuts on the outer surface of the extruded tube top without excessively increasing the surface temperature of the extruded tube at the beginning of extrusion. Therefore, the production method of the present invention is extremely useful as a technique capable of producing a high Cr, high Ni extruded tube with good outer surface quality.

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Abstract

継目無管の製造方法において、被押出素材を、その外径d０[mm]に応じて、(1)式または(2)式の関係を満足する温度T[℃]に加熱した後、ダイスとの間に固形潤滑ガラスを設け熱間押出することにより、高温での変形能が低い被押出素材を用いて熱間押出を行う場合、管トップ部の外表面で横切れ疵の発生を防止できる。d０＜200の場合：T≦1250＋1.1487×A－7.838×ln(t０／t)－10.135×ln(d０／d)…(1)、d０≧200の場合：T≦1219＋1.1487×A－7.838×ln(t０／t)－10.135×ln(d０／d)…(2)、A＝L／Vａｖ×1000[msec]、Vａｖ＝（V０＋V０×ρ）／2[mm／sec]、ρ＝(t０×(d０－t０))／(t×(d－t))、t０：被押出素材の肉厚[mm]、d：押出管の外径[mm]、t：その肉厚[mm]、L：ダイスアプローチ部の押出方向の長さ[mm]、V０：ラム速度[mm／sec]

Description

継目無管の製造方法
　本発明は、熱間押出製管法による継目無管の製造方法に関し、特に、高温での変形能が低い被押出素材を用いる場合に適した継目無管の製造方法に関する。
　近年、地球温暖化対策が推進される中で大容量の発電プラントが求められており、高能率の超々臨界圧発電ボイラの開発が盛んに行われている。また、石油の枯渇問題の進展に伴い、石油や天然ガスの採掘環境がますます苛酷になっている。これらの発電ボイラ、または油井やガス井には、高強度で、しかも耐食性、耐応力腐食割れ性などに優れた継目無管が用いられ、その材質は、近年の使用要請の高度化に対応し、高Ｃｒ、高Ｎｉ化の傾向にある。
　高Ｃｒ、高Ｎｉの材料は加工性が悪く、この難加工性材の製管法として、速い加工で被加工材の温度低下が少なく、高い加工度を実現できる熱間押出製管法を採用した継目無管の需要が増加している。特に、ガラス潤滑を特徴とするユジーンセジュルネ法は、難加工材の継目無管の製造に適している。
　図１は、ユジーンセジュルネ法による継目無管の熱間押出製管法を説明するための断面図である。同図に示すように、ユジーンセジュルネ製管法では、軸心に貫通孔が形成された中空の被押出素材（以下、「ビレット」ともいう）８を加熱し、所定温度に加熱されたビレット８をコンテナ６内に収容した後、ビレット８の軸心にマンドレルバー３を挿入した状態で、図示しないラムの駆動に伴うステムの移動（図１中で白抜き矢印の方向への移動）により、ダミーブロック７を介してビレット８を押出し、継目無管である押出管を製造する。
　このとき、コンテナ６の前端には、ダイホルダ４およびダイバッカー５で保持されたダイス２が配置されており、ビレット８は、ダイス２の内面とマンドレルバー３の外面とで形成される環状隙間からステムの移動方向に押し出され、所望の外径と肉厚を有する押出管となる。
　ユジーンセジュルネ法では、潤滑剤としてガラスが用いられ、ビレット８をコンテナ６内に収容する前に、加熱されたビレット８の外表面および内表面に粉末ガラスを散布し、溶融ガラスの皮膜を形成する。このガラス皮膜により、ビレット８とコンテナ６およびマンドレルバー３との潤滑が行われる。
　これと合わせ、ビレット８とダイス２の間に、粉末ガラスをガラス繊維や水ガラスと混合させて環状に成形したガラスディスク１を装着する。このガラスディスク１は、押出加工の過程でビレット８が保有する熱により徐々に溶融し、ビレット８とダイス２との潤滑を担う。
　このような熱間押出製管法において、押出加工時のビレット温度は、ビレットの加熱温度、工具（コンテナやマンドレルバーやダイス）への伝熱などによる放熱、および塑性加工に伴う発熱に支配される。ビレットの放熱が著しい場合、ビレット温度が低下し変形抵抗が増大するため、製管設備への負荷が過大になって押出不能に陥り、操業面および歩留面で支障が生じることがある。この事態を回避するためにビレットの加熱温度を高くし過ぎると、高温域に存在する延性低下領域に起因して押出管に疵が発生し、製品不良により歩留の悪化を招く。特に、押出管のトップ部（押出の先頭になる部分）の外表面には、横切れ疵と称される横方向の疵が発生し易い。
　一般に、高Ｃｒ、高Ｎｉの材料は、変形抵抗が高く、しかも、高温延性の良好な温度（高温引張試験で絞りが９０％以上を呈する温度）が低く、その温度域の範囲も狭いことから、高温での変形能が低い。このため、高Ｃｒ、高Ｎｉの材料を被押出素材として用いた熱間押出では、押出不能による操業面および歩留面での支障や、押出管の疵による歩留の悪化が顕著になる。従って、高温での変形能が低いビレットを用いて高品質の押出管を製造するには、高温域での延性低下温度を把握し、また加工発熱も考慮する必要がある。
　押出管の品質確保を図る手法として、例えば、特許文献１および２には、コンテナの温度に基づく条件式を規定し、押出管の温度が一定となるように押出を行う金属材料の押出方法が開示されている。
特開２００２－１９２２２２号公報 特開２００５－２１９１２３号公報
　前記特許文献１、２に開示の押出方法において、時々刻々と変化するコンテナ温度を管理するのは現実的に困難であり、被加工材の材質毎に物性値を把握しなければ条件式を定めることもできないという不都合がある。
　また、上述した高Ｃｒ、高Ｎｉの材料を被押出素材として用いた押出は、ラム速度が５０ｍｍ／ｓｅｃ以上、ビレット加熱温度が１０００℃以上である。一方、前記特許文献１、２に開示の押出は、アルミニウムおよびその合金を対象とし、ラム速度が１０ｍｍ／ｓｅｃ以下、ビレット温度が６００℃程度に過ぎない。すなわち、高Ｃｒ、高Ｎｉの材料を被押出素材として用いた押出は、前記特許文献１、２に開示の押出と比較して、押出条件が大きく相違し、著しく過酷な条件下で行われる。
　さらに、上述した高Ｃｒ、高Ｎｉの材料を熱間押出する際、管外表面の横切れ疵の発生要因として、ユジーンセジュルネ法に特有の潤滑ガラスが影響しかねない。潤滑ガラスは、これと接するビレットおよび工具に比べ、熱伝導率が二桁も小さいため、潤滑ガラスの存否によりビレット温度が変動する可能性があるからである。一方、前記特許文献１、２に開示の押出方法では、潤滑剤に関して一切考慮されていない。このため、前記特許文献１、２に開示の押出方法は、管トップ部の外表面で横切れ疵を防止する技術となり得ない。
　本発明は、上記の問題に鑑みてなされたものであり、高Ｃｒ、高Ｎｉの材料のように高温での変形能が低いビレットを用いて熱間押出を行う場合であっても、管トップ部の外表面における横切れ疵の発生を防止することができる継目無管の製造方法を提供することを目的とする。
　本発明者らは、上記目的を達成するため、押出加工時の被押出素材の変形挙動および温度分布を調査し、鋭意検討を重ねた。そして、管トップ部の外表面における横切れ疵の発生が、被押出素材とダイスとの間に設けた固形潤滑ガラスの断熱作用と、被押出素材自身の加工発熱により、押出初期に押出管の表面温度が加熱温度よりも上昇するのが原因であることを究明した。すなわち、高温での変形能が低い材料を熱間押出するに際し、被押出素材の外径に応じて、加工発熱量を定量的に予測し、被押出素材の加熱温度を調整することにより、押出管の表面温度を過剰に上昇させることなく、横切れ疵を防止できることを知見した。
　本発明は、上記の知見に基づいて完成されたものであり、その要旨は、下記の継目無管の製造方法にある。すなわち、中空の被押出素材を加熱した後、被押出素材とダイスの間に固形潤滑ガラスを設けて熱間押出する際、被押出素材を、その外径ｄ０［ｍｍ］に応じて、下記（１）式または（２）式の関係を満足する加熱温度Ｔ［℃］に加熱して熱間押出することを特徴とする継目無管の製造方法である。
　ｄ０＜２００の場合：
　Ｔ≦１２５０＋１．１４８７×Ａ－７．８３８×ｌｎ（ｔ０／ｔ）－１０．１３５×ｌｎ（ｄ０／ｄ）　・・・（１）
　ｄ０≧２００の場合：
　Ｔ≦１２１９＋１．１４８７×Ａ－７．８３８×ｌｎ（ｔ０／ｔ）－１０．１３５×ｌｎ（ｄ０／ｄ）　・・・（２）
　但し、上記（１）式および（２）式中のＡは、下記（３）式により求められる。
　Ａ＝Ｌ／Ｖａｖ×１０００　・・・（３）
　上記（３）式中のＶａｖは、下記（４）式により求められる。
　Ｖａｖ＝（Ｖ０＋Ｖ０×ρ）／２　・・・（４）
　上記（４）式中のρは、下記（５）式により求められる。
　ρ＝（ｔ０×（ｄ０－ｔ０）×π）／（ｔ×（ｄ－ｔ）×π）　・・・（５）
　ここで、上記（１）式～（５）式中の各記号は、下記の諸量を意味する。
　ｄ０：被押出素材の外径［ｍｍ］、
　ｔ０：被押出素材の肉厚［ｍｍ］、
　ｄ：押出管の外径［ｍｍ］、
　ｔ：押出管の肉厚［ｍｍ］、
　Ａ：ダイス通過時間［ｍｓｅｃ（ミリセカンド）］、
　Ｌ：ダイスにおけるアプローチ部の入口端からベアリング部の入口端までの押出方向の長さ［ｍｍ］、
　Ｖａｖ：被押出素材の平均押出速度［ｍｍ／ｓｅｃ］、
　Ｖ０：ラム速度［ｍｍ／ｓｅｃ］、
　ρ：押出比
　上記の製造方法は、前記被押出素材として、質量％で、Ｃｒ：１５～３５％およびＮｉ：３～５０％を含有する材料を適用することが好ましい。
　また、上記の製造方法では、前記固形潤滑ガラスの平均厚みが６ｍｍ以上であることが好ましい。
　本発明の継目無管の製造方法によれば、高Ｃｒ、高Ｎｉの材料のように高温での変形能が低い被押出素材を用いて熱間押出を行うに際し、被押出素材の外径に応じ、加工発熱量を見込んだ条件式を満足する加熱温度に被押出素材を加熱することにより、押出初期の押出管の表面温度を過剰に上昇させることなく、高温延性の良好な温度に確保することができ、押出される管トップ部の外表面における横切れ疵を防止することが可能になる。
図１は、ユジーンセジュルネ法による継目無管の熱間押出製管法を説明するための断面図である。 図２は、ユジーンセジュルネ製管法における被押出素材の変形挙動を模式的に示す図であり、図２（ａ）は押出開始直前の状態を示し、図２（ｂ）は押出初期の状態を示す。 図３は、ガラスディスクの平均厚みが押出管の外面疵に及ぼす影響を説明する図である。
　本発明の製造方法は、上記の通り、中空の被押出素材を加熱した後、被押出素材とダイスの間に固形潤滑ガラスを設けて熱間押出する際、被押出素材を、その外径ｄ０［ｍｍ］に応じて、前記（１）式または（２）式の関係を満足する加熱温度Ｔ［℃］に加熱して熱間押出する継目無管の製造方法である。以下に、本発明の製造方法を上記のように規定した理由および好ましい態様について説明する。
　１．被押出素材の加熱温度
　管トップ部の外表面における横切れ疵の発生要因を究明するため、二次元ＦＥＭ解析を用いて、ユジーンセジュルネ製管法による被押出素材の変形挙動、およびこれに基づく押出加工時の被押出素材の温度分布を調査した。ＦＥＭ解析では、被押出素材として、高温での変形能が低い材料例としてオーステナイト系ステンレス鋼（ＪＩＳ規格のＳＵＳ３４７Ｈ）を採用し、被押出素材の外径とその肉厚、被押出素材の加熱温度、およびラム速度の各条件を種々変更して解析を行った。
　１－１．被押出素材の変形挙動
　図２は、ユジーンセジュルネ製管法における被押出素材の変形挙動を模式的に示す図であり、図２（ａ）は押出開始直前の状態を示し、図２（ｂ）は押出初期の状態を示す。図２（ｂ）には、被押出素材（ビレット）の押出方向を白抜き矢印で示している。
　図２（ａ）に示すように、加熱されてコンテナ６内に収容されたビレット８は、マンドレルバー３が挿入され、アップセットされた状態となる。この状態からラムを駆動させ、これに伴うステムの移動により、ビレット８は、ダミーブロックを介して後端面を押圧され、押出が開始される。押出が開始されると、ビレット８は、ダイス２に向けて押し込まれるが、その際に、ビレットの外表面がガラス皮膜を介在してコンテナ６の内面に接触するまで変形するとともに、ビレットの内表面がガラス皮膜を介在してマンドレルバー３の外面に接触するまで変形する。
　このとき、ビレット８の前端の外周部には予め面取りが施されており、その面取り部は、コンテナ６の内面と接触しない。すなわち、ビレット８は、図２（ａ）中の符号「Ｘ」で示す面取りの起点よりも前端側ではコンテナ６と接触することなく、面取り起点Ｘの後端側である外表面がコンテナ６の内面と接触する。これと同時に、ビレット８の前端面は、固形潤滑ガラスであるガラスディスク１を介在してダイス２と接触する。
　引き続きステムを移動させると、図２（ｂ）に示すように、ビレット８は、ガラスディスク１を介在させた状態で、ダイス２の内面とマンドレルバー３の外面との環状隙間に前端部から押し込まれる。
　ダイス２の内面は、図２（ａ）に示すように、押出方向に沿って順に、逐次縮径するアプローチ部２ａと、径が一定のベアリング部２ｂとを有しており、ビレット８は、アプローチ部２ａとベアリング部２ｂを順に経ることにより所望の外径に形成され、押出管となる。このとき、アプローチ部２ａの入口端からベアリング部２ｂの入口端までの押出方向の長さＬの範囲において、ビレット８は急激に塑性変形し、歪速度が極めて高くなる。
　１－２．押出加工時の被押出素材の温度分布
　上記の変形挙動に基づき、押出加工時の被押出素材の温度分布をＦＥＭ解析した結果、下記の知見を得た。
　押出の開始直後において、ビレットの外表面は、コンテナの内面との接触に伴う伝熱により放熱が促進し、温度低下が生じる。同様に、ビレットの内表面は、マンドレルバーの外面との接触に伴う伝熱で放熱が促進し、温度低下が大きくなる。すなわち、ビレットの外表面と内表面は、温度が低い状態になる。
　一方、ビレットの前端面は、これが接触するガラスディスクの断熱作用により、ダイスへの放熱が抑えられ、ビレットの外表面および内表面と比較して、温度低下が小さくなる。押出の開始直後ではガラスディスクの厚みが厚いことによる。また、ビレットの前端外周部の面取り部は、コンテナの内面と接触しないことから、放熱が促進することなく、しかも、厚いガラスディスクの断熱作用により、温度低下が小さくなる。すなわち、ビレットの前端面と面取り部は、温度が高い状態に維持される。
　そして、押出の進行に伴い、ビレットは、前端面、面取り部、および外表面が順次ダイスの内面に沿って移動するように押し込まれ、特にダイスのアプローチ部を経る過程で、急激な塑性流動により発熱する。この発熱度合いは、ビレットの前端面、面取り部、および外表面がダイスを経るいずれの場合でも変わりはない。
　このとき、ビレットの前端面および面取り部がダイスを経る場合は、その前過程で、ガラスディスクの断熱作用により表面温度が高い状態に維持されることから、押出管の表面温度は加工発熱が加わりさらに上昇し、加熱温度よりも高温になる。この場合、押出管の表面温度が、加工発熱した肉厚中心部の温度よりも高くなる。
　一方、ビレットの外表面がダイスを経る場合は、その前過程で、コンテナへの放熱により、さらに押出の進行に伴いガラスディスクが溶融して薄くなり、これを通じたダイスへの放熱により表面温度が低下することから、加工発熱が加わっても押出管の表面温度はさほど上昇することなく、加熱温度よりも低温になる。この場合、押出管の表面温度は、加工発熱した肉厚中心部の温度よりも低くなる。
　このような温度分布の状況から、ビレットの前端面および面取り部を含む部分、すなわちビレットにおける面取り起点Ｘ（図２（ａ）に図示）の前端側の部分（以下、「非定常部」ともいう）を押出す際、ガラスディスクの断熱作用とビレット自身の加工発熱により、押出管の表面温度が加熱温度よりも上昇し、高温域での延性低下温度に達し易いことが明らかである。これが管トップ部の外表面における横切れ疵の発生要因といえる。
　ここで、ビレットの外径ｄ０が大きい場合は、ビレット自身の熱容量が大きくなるため、ビレットの温度低下が抑制され、その結果として、押出管表面の温度上昇の度合いが大きくなり易い。
　また、押出管表面の温度上昇の度合いは、加工度に依存する。加工度が高くなるのに伴って、加工発熱量が増加するからである。ここでいう加工度は、押出管の肉厚ｔに対するビレットの肉厚ｔ０の比「ｔ０／ｔ」、押出管の外径ｄに対するビレットの外径ｄ０の比「ｄ０／ｄ」、および押出管の平均断面積に対するビレットの平均断面積の比で表される押出比ρ「（ｔ０×（ｄ０－ｔ０）×π）／（ｔ×（ｄ－ｔ）×π）」が該当する。
　さらに、押出管表面の温度上昇の度合いは、ラム速度Ｖ０に依存する。ラム速度Ｖ０が高速になるのに伴って、ビレットの平均押出速度Ｖａｖ「（Ｖ０＋Ｖ０×ρ）／２」が速くなり、これに対応する歪速度の増加により加工発熱量が増加するからである。これは、ダイスにおけるアプローチ部の押出方向の長さＬをビレットが通過する際の時間Ａ「Ｌ／Ｖａｖ×１０００」に影響し、ラム速度Ｖ０が高速になるのに伴って、そのダイス通過時間Ａが短くなり、加工発熱量が増加する。
　これらのことから、高温での変形能が低い材料を熱間押出するに際し、ビレットの外径に応じ、加工度およびダイス通過時間に基づいて加工発熱量を定量的に予測し、この加工発熱量を見込んでビレットの加熱温度を調整することにより、押出初期の非定常部での表面温度を過剰に上昇させることなく、高温延性の良好な温度に確保することができ、押出される管トップ部の外表面における横切れ疵を防止することが可能になる。
　以上の知見および後述する実施例の結果に基づいて加熱条件を定式化し、前記（１）式および（２）式で表される加熱温度の条件式を得た。
　前記（１）式および（２）式では、押出管表面の過剰な温度上昇を防止するため、ビレットの加熱温度の上限を規定しているが、その下限は、１１００℃とするのが好ましい。加熱温度が低すぎると、表面温度が高温延性の良好な温度に到達することなく、変形能が低下し、表面疵が発生し易いからである。また、加熱温度の低下に伴って変形抵抗が高くなり、押出加工時に製管設備への負荷が増大するからである。
　２．固形潤滑ガラスの厚み
　上述の通り、横切れ疵の発生要因が非定常部での表面温度の過剰な上昇にあるが、これはガラスディスクの断熱作用に起因する。そこで、ガラスディスク、すなわち被押出素材とダイスの間に設ける固形潤滑ガラスについて、その好ましい厚みを検討する。
　被押出素材として、外径が１７８［ｍｍ］、内径が６６［ｍｍ］で、下記表１に代表組成を示すオーステナイト系ステンレス鋼（ＪＩＳ規格のＳＵＳ３４７Ｈ）を用い、これを１２００［℃］に加熱した後、ガラスディスクの平均厚み、およびラム速度を種々変更した条件で熱間押出を行い、外径が７６．８［ｍｍ］、内径が６３［ｍｍ］の押出管を製造する試験を実施した。この試験では、ガラスディスクの平均厚みを０～１０［ｍｍ］の範囲で変更し、ラム速度を１００、１５０および２００［ｍｍ／ｓｅｃ］とし、各条件で１００本ずつ押出管を製造した。ガラスディスクの平均厚みが０［ｍｍ］とは、ガラスディスクを装着しないことを意味する。
Figure JPOXMLDOC01-appb-T000001
　各条件の押出試験で得られた押出管それぞれに対して、外表面の全域を目視観察し、外面疵の発生状況を調査した。
　図３は、ガラスディスクの平均厚みが押出管の外面疵に及ぼす影響を説明する図である。同図中の「■」印（黒塗りの四角印）は、押出の初期からガラスディスクがないことに起因してダイスが焼付き、押出管の全長にわたり表面疵が発生したことを示す。「●」印（黒塗りの丸印）は、押出の中期以降でガラス潤滑が不足したことに起因して焼付きが生じ、押出管の中間部からボトム部までに表面疵が発生し、その本数が当該条件での試験本数（１００本）の５％以上であったことを示す。「○」印（白抜きの丸印）は、押出管の全長にわたり表面疵が認められなかったことを示す。
　図３から、ラム速度の大きさに関係なく、ガラスディスク（固形潤滑ガラス）は、押出中にダイスの焼付きを防止する潤滑剤として不可欠であり、その平均厚みによってはダイスに焼付きが生じたり、押出管の表面疵が発生することがわかる。押出管の全長にわたり表面疵を防止するには、固形潤滑ガラスは平均厚みが６ｍｍ以上であることが好ましい。
　上限は特に規定しないが、７０ｍｍ以下とするのが好ましい。固形潤滑ガラスの平均厚みが７０ｍｍもあれば潤滑剤の量を十分に確保することができ、これより厚くしてもその効果が飽和し、コストアップを招くだけである。
　３．被押出素材の組成
　以下の記述において、成分含有量の「％」は「質量％」を意味する。
　３－１．適用対象材（Ｃｒ：１５～３５％およびＮｉ：３～５０％を含有）
　本発明の製造方法では、上記組成を有する被押出素材を対象とするのが好ましい。上記組成を有する被押出素材は、高温での変形能が低いため、それを用いて熱間押出を行った場合、押出初期の非定常部において、押出管の外表面温度が上昇することに起因し、外表面に横切れ疵が発生し易いからである。
　３－２．適用材の例示
　本発明の製造方法は、上記組成を満たす被押出素材として、高温での変形能が低いオーステナイト系合金や二相ステンレス鋼を用いるのが好ましい。
　オーステナイト系のステンレス鋼やＮｉ－Ｃｒ－Ｆｅ合金などのオーステナイト系合金としては、主要組成としてＣｒ：１５～３０％、およびＮｉ：６～５０％を含有する、ＪＩＳで規定されるＳＵＳ３０４Ｈ、ＳＵＳ３０９、ＳＵＳ３１０、ＳＵＳ３１６Ｈ、ＳＵＳ３２１Ｈ、ＳＵＳ３４７Ｈ、ＮＣＦ８００、ＮＣＦ８２５、およびそれらの相当合金を例示できる。その他にも、ＡＳＴＭで規定されるＡ２１３－ＴＰ３４７Ｈ　ＵＮＳ　Ｓ３４７０９、Ａ２１３　ＵＮＳ　Ｓ３０４３２、Ａ２１３－ＴＰ３１０ＨＣｂＮ　ＵＮＳ　Ｓ３１０４２、Ｂ６２２　ＵＮＳ　ＮＯ８５３５、およびそれらの相当合金を例示できる。
　より具体的には、オーステナイト系合金は、Ｃ：０．２％以下、Ｓｉ：２．０％以下、Ｍｎ：０．１～３．０％、Ｃｒ：１５～３０％およびＮｉ：６～５０％を含有し、残部がＦｅおよび不純物からなる材料である。この合金は、必要に応じ、Ｆｅの一部に代えて、Ｍｏ：５％以下、Ｗ：１０％以下、Ｃｕ：５％以下、Ｎ：０．３％以下、Ｖ：１．０％以下、Ｎｂ：１．５％以下、Ｔｉ：０．５％以下、Ｃａ：０．２％以下、Ｍｇ：０．２％以下、Ａｌ：０．２％以下、Ｂ：０．２％以下および希土類元素：０．２％以下の中から選んだ１種以上を含有してもよい。
　また、二相ステンレス鋼としては、主要組成としてＣｒ：２０～３５％、およびＮｉ：３～１０％を含有する、ＪＩＳで規定されるＳＵＳ３２９Ｊ１、ＳＵＳ３２９Ｊ３Ｌ、ＳＵＳ３２９Ｊ４Ｌ、およびそれらの相当合金を例示できる。その他にも、ＡＳＴＭで規定されるＡ７８９　ＵＮＳ　Ｓ３１２６０、Ｓ３１８０３、Ｓ３９２７４、およびそれらの相当合金を例示できる。
　より具体的には、二相ステンレス鋼は、Ｃ：０．０３％以下、Ｓｉ：１％以下、Ｍｎ：０．１～２％、Ｃｒ：２０～３５％、Ｎｉ：３～１０％およびＮ：０．１５～０．６０％を含有し、残部がＦｅおよび不純物からなる材料である。このステンレス鋼は、必要に応じ、Ｆｅの一部に代えて、Ｍｏ：４％以下、Ｗ：６％以下、Ｃｕ：３％以下、Ｃａ：０．２％以下、Ｍｇ：０．２％以下、Ａｌ：０．２％以下、Ｂ：０．２％以下および希土類元素：０．２％以下の中から選んだ１種以上を含有してもよい。
　３－３．具体的な組成と限定理由
　オーステナイト系合金、例えばＪＩＳ規格のＳＵＳ３４７Ｈは、一般的な炭素鋼Ｓ４５Ｃと比較して、同一温度での変形抵抗が１．５倍以上と高く、押出加工に伴う発熱量が高くなり、押出初期の非定常部において管外表面の温度が高くなり易い。このような特性から、本発明の製造方法では、被押出素材としてオーステナイト系合金を適用するのが、より好ましい。
　上述の通り、本発明で適用できるオーステナイト系合金の具体的な組成を例示したが、以下では、その各成分の作用効果と含有量の限定理由について説明する。
　Ｃ：０．２％以下
　Ｃは、強度およびクリープ強度を確保するのに有効な元素である。その効果を得るためには０．０１％以上の含有が好ましい。しかし、その含有量が０．２％を超えると、固溶化処理状態で未固溶の炭化物が残存して、高温強度の向上に寄与しなくなるばかりでなく、靭性等の機械的性質に悪影響を及ぼす。従って、Ｃ含有量は０．２％以下とする。なお、熱間加工性低下および靭性劣化を防止するためには、その含有量を０．１２％以下とするのが望ましい。
　Ｓｉ：２．０％以下
　Ｓｉは、脱酸剤として用いられる元素であり、しかも耐水蒸気酸化性を向上させるのに有効な元素であるので、０．１％以上含有させるのが好ましい。一方、含有量が多くなると溶接性または熱間加工性が劣化するため、２．０％以下とする。Ｓｉの望ましい含有量は０．８％以下である。
　Ｍｎ：０．１～３．０％
　Ｍｎは、Ｓｉと同様に脱酸剤として有効な元素である。また、Ｍｎは、不純物として含有されるＳに起因する熱間加工性の劣化を抑止する作用がある。脱酸効果および熱間加工性の改善を図るために、Ｍｎは０．１％以上含有させる。ただし、過度の含有は脆化を招くため、含有量の上限は３．０％とする。より望ましい上限は２．０％である。
　Ｃｒ：１５～３０％
　Ｃｒは、高温強度、耐酸化性および耐食性を確保するために必要な元素であり、その効果を十分に発揮させるためには、１５％以上含有させる必要がある。しかし、過剰に含有させると靭性および熱間加工性が劣化するため、上限は３０％とする。
　Ｎｉ：６～５０％
　Ｎｉは、オーステナイト組織を安定化させ、かつクリープ強度の向上に必要な元素であり、６％以上の含有が必要である。しかし、多量の含有は効果が飽和し、コストの増大を招くため、上限は５０％とする。好ましい上限は３５％、より好ましい上限は２５％である。なお、より高温、長時間での組織の安定性を確保したい場合は、Ｎｉを１５％以上含有させるのが好ましい。
　以下、必要に応じて含有させることができる元素およびその組成について説明する。
　Ｍｏ：５％以下、Ｗ：１０％以下、Ｃｕ：５％以下
　Ｍｏ、ＷおよびＣｕは、合金の高温強度を高める元素である。その効果を必要とする場合は、いずれか一種を０．１％以上含有させるのが好ましい。また、多量の含有では溶接性や加工性を損なうため、ＭｏおよびＣｕの上限はそれぞれ５％、Ｗの上限は１０％とする。
　Ｎ：０．３％以下
　Ｎは、合金の固溶強化に寄与し、また他の元素と結合して析出強化作用により合金を強化する効果がある。その効果を必要とする場合には、０．００５％以上含有させるのが好ましい。しかし、その含有量が０．３％を超えると延性および溶接性が劣化する場合がある。
　Ｖ：１．０％以下、Ｎｂ：１．５％以下、Ｔｉ：０．５％以下
　Ｖ、ＮｂおよびＴｉは、いずれも炭素および窒素と結合して炭窒化物を形成し、析出強化に寄与する。従って、その効果を必要とする場合は、これらの１種以上を０．０１％以上含有させるのが好ましい。一方、これらの含有量が過多になると合金の加工性が損なわれるので、Ｖは１．０％、Ｎｂは１．５％、Ｔｉは０．５％をそれぞれ上限とする。
　Ｃａ：０．２％以下、Ｍｇ：０．２％以下、Ａｌ：０．２％以下、Ｂ：０．２％以下、希土類元素：０．２％以下
　Ｃａ、Ｍｇ、Ａｌ、Ｂおよび希土類元素は、いずれも強度、加工性および耐水蒸気酸化性を向上させる効果がある。これらの効果を必要とする場合には、これらの元素から選択される１種以上をそれぞれ０．０００１％以上含有させるのが好ましい。一方、これらの元素の含有量それぞれが０．２％を超えると加工性または溶接性が損なわれる。なお、希土類元素とは、ランタノイドの１５元素にＹおよびＳｃを加えた１７元素の総称であり、これらの元素のうちの１種または２種以上を含有させることができる。希土類元素の含有量は、これらの元素の合計含有量を意味する。
　上述の通り、本発明の製造方法で被押出素材として適用されるオーステナイト系ステンレス鋼は、上記の必須元素、場合によってはさらに上記の任意元素を含有し、残部がＦｅおよび不純物からなる。ここで、不純物とは、材料を工業的に製造する際に、鉱石やスクラップ等のような原料を始めとして、製造工程の種々の要因によって混入する成分であって、本発明に悪影響を与えない範囲で許容されるものを意味する。
　本発明の製造方法で用いる中空の被押出素材は、工業的に慣用される製造設備および製造方法により製造することができる。例えば、溶製には、電気炉、アルゴン－酸素混合ガス底吹き脱炭炉（ＡＯＤ炉）や真空脱炭炉（ＶＯＤ炉）などを利用することができる。溶製された溶湯は、造塊法によりインゴットに鋳造後ビレットとしてもよいし、また、連続鋳造法により棒状のビレットに鋳造してもよい。
　これらのビレットの軸心にガイドホールを機械加工し、場合によってはさらに穿孔プレスでその内径を拡げるエクスパンション穿孔を行い、得られた中空ビレットを被押出素材として用い、ユジーンセジュルネ法の熱間押出製管法により継目無管を製造することができる。そして、熱間押出により得られた押出管には、溶体化熱処理を行った後、冷間圧延や冷間引抜などの冷間加工を施して冷間継目無管としてもよい。
　本発明の製造方法の効果を確認するため、ユジーンセジュルネ製管法による熱間押出試験を行った。試験では、前記表１に代表組成を示すオーステナイト系ステンレス鋼（ＪＩＳ規格のＳＵＳ３４７Ｈ）のビレットを用い、平均厚みが６～１２ｍｍのガラスディスクを使用して熱間押出を行い、得られた押出管のトップ部の外表面を目視観察して、横切れ疵の発生状況を調査した。表２に、ビレットおよび押出管の諸寸法、ビレットの加熱温度をはじめとする試験条件、および横切れ疵評価の結果を示す。
Figure JPOXMLDOC01-appb-T000002
　同表において、「計算温度」とは、前記（１）式または（２）式の右辺により計算される被押出素材の加熱温度の上限値を表わす。また、「横切れ疵評価」の欄の「○」印は、管トップ部の外表面に横切れ疵が観察されなかったことを表し、「×」印は、横切れ疵が観察されたことを表す。
　試験番号１～１２は、ビレットの外径ｄ０が２００［ｍｍ］未満であるため、本発明で規定する前記（１）式で加熱温度の上限を判断する試験である。これらのうち、試験番号１～３、７、８、１０および１１では、いずれも、加熱温度Ｔが上記（１）式の関係を満足し、管トップ部の外表面に横切れ疵が発生せず、良好な外面品質の押出管が得られた。一方、試験番号４～６、９および１２のいずれも、加熱温度Ｔが上記（１）式の関係を満足しておらず、横切れ疵が発生した。
　試験番号１３～２１は、ビレットの外径ｄ０が２００［ｍｍ］以上であるため、本発明で規定する前記（２）式で加熱温度の上限を判断する試験である。これらのうち、試験番号１３、１４、１６および１９では、いずれも、加熱温度Ｔが上記（２）式の関係を満足し、管トップ部の外表面に横切れ疵が発生しなかった。一方、試験番号１５、１７、１８、２０および２１のいずれも、加熱温度Ｔが上記（２）式の関係を満足しておらず、横切れ疵が発生した。
　本発明の継目無管の製造方法によれば、高温での変形能が低いビレットを用いて熱間押出を行うに際し、ビレットの外径に応じ、加工発熱量を見込んだ条件式を満足する加熱温度にビレットを加熱することにより、押出初期の押出管の表面温度を過剰に上昇させることなく、押出される管トップ部の外表面における横切れ疵を防止することができる。従って、本発明の製造方法は、外面品質の良好な高Ｃｒ、高Ｎｉの押出管を製造できる技術として極めて有用である。
　　１：ガラスディスク（固形潤滑ガラス）、　　２：ダイス、　　２ａ：アプローチ部、　　２ｂ：ベアリング部、　　３：マンドレルバー、　　４：ダイホルダ、　　５：ダイバッカー、　　６：コンテナ、　　７：ダミーブロック、　　８：ビレット（被押出素材）

Claims (3)

  1. 　中空の被押出素材を加熱した後、被押出素材とダイスの間に固形潤滑ガラスを設けて熱間押出する際、被押出素材を、その外径ｄ０［ｍｍ］に応じて、下記（１）式または（２）式の関係を満足する加熱温度Ｔ［℃］に加熱して熱間押出することを特徴とする継目無管の製造方法。
    　ｄ０＜２００の場合：
    　Ｔ≦１２５０＋１．１４８７×Ａ－７．８３８×ｌｎ（ｔ０／ｔ）－１０．１３５×ｌｎ（ｄ０／ｄ）　・・・（１）
    　ｄ０≧２００の場合：
    　Ｔ≦１２１９＋１．１４８７×Ａ－７．８３８×ｌｎ（ｔ０／ｔ）－１０．１３５×ｌｎ（ｄ０／ｄ）　・・・（２）
    　但し、上記（１）式および（２）式は、下記（３）式～（５）式により求められる
    　Ａ＝Ｌ／Ｖａｖ×１０００　・・・（３）
    　Ｖａｖ＝（Ｖ０＋Ｖ０×ρ）／２　・・・（４）
    　ρ＝（ｔ０×（ｄ０－ｔ０）×π）／（ｔ×（ｄ－ｔ）×π）　・・・（５）
    　ここで、ｄ０：被押出素材の外径［ｍｍ］、ｔ０：被押出素材の肉厚［ｍｍ］、
    　　　　　ｄ：押出管の外径［ｍｍ］、ｔ：押出管の肉厚［ｍｍ］、
    　　　　　Ａ：ダイス通過時間［ｍｓｅｃ（ミリセカンド）］、
    　　　　　Ｌ：ダイスにおけるアプローチ部の入口端からベアリング部の入口端までの
    　　　　　　　押出方向の長さ［ｍｍ］、
    　　　　　Ｖａｖ：被押出素材の平均押出速度［ｍｍ／ｓｅｃ］、
    　　　　　Ｖ０：ラム速度［ｍｍ／ｓｅｃ］、ρ：押出比
  2. 　前記被押出素材が、質量％で、Ｃｒ：１５～３５％およびＮｉ：３～５０％を含有する材料であることを特徴とする請求項１に記載の継目無管の製造方法。
  3. 　前記固形潤滑ガラスの平均厚みが６ｍｍ以上であることを特徴とする請求項１または２に記載の継目無管の製造方法。
     
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