WO2013065553A1 - 継目無金属管の製造方法 - Google Patents

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WO2013065553A1
WO2013065553A1 PCT/JP2012/077494 JP2012077494W WO2013065553A1 WO 2013065553 A1 WO2013065553 A1 WO 2013065553A1 JP 2012077494 W JP2012077494 W JP 2012077494W WO 2013065553 A1 WO2013065553 A1 WO 2013065553A1
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WO
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hollow shell
piercing
rolling
seamless metal
temperature
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PCT/JP2012/077494
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English (en)
French (fr)
Inventor
康嗣 山根
富夫 山川
一宗 下田
Original Assignee
新日鐵住金株式会社
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    • B—PERFORMING OPERATIONS; TRANSPORTING
    • B21—MECHANICAL METAL-WORKING WITHOUT ESSENTIALLY REMOVING MATERIAL; PUNCHING METAL
    • 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
    • B21B23/00—Tube-rolling not restricted to methods provided for in only one of groups B21B17/00, B21B19/00, B21B21/00, e.g. combined processes planetary tube rolling, auxiliary arrangements, e.g. lubricating, special tube blanks, continuous casting combined with tube rolling
    • B—PERFORMING OPERATIONS; TRANSPORTING
    • B21—MECHANICAL METAL-WORKING WITHOUT ESSENTIALLY REMOVING MATERIAL; PUNCHING METAL
    • 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
    • B21B19/06—Rolling hollow basic material, e.g. Assel mills

Definitions

  • the present invention relates to a method for manufacturing a seamless metal pipe.
  • a hollow round billet with a through hole formed in the shaft center is prepared by machining or drilling press. And a hollow round billet is hot-extruded using an extrusion apparatus, and a seamless metal pipe is manufactured.
  • a round billet is pierced and rolled using a piercing machine to produce a hollow shell.
  • the produced hollow shell is stretched and rolled by a rolling mill to reduce the diameter and / or thickness of the hollow shell to produce a seamless metal pipe.
  • the rolling mill include a plug mill, a mandrel mill, a pilger mill, and a sizer.
  • the Eugene method can add a high degree of processing to a round billet and is excellent in pipe making.
  • High alloys generally have high deformation resistance. Therefore, a seamless metal pipe made of a high alloy is usually manufactured by the Eugene method.
  • the Eugene method has lower production efficiency than the Mannesmann method. Furthermore, the Eugene method is difficult to manufacture large diameter tubes and long tubes. On the other hand, the Mannesmann method has high production efficiency and can produce large-diameter tubes and long tubes. Therefore, it is preferable that the Mannesmann method can be used rather than the Eugene method in order to produce a high alloy seamless metal tube.
  • melt cracking occurs on the inner surface of a high alloy seamless metal tube manufactured by the Mannesmann method.
  • Melt cracking occurs when the grain boundary in the wall of the hollow shell (the center of the wall thickness) melts.
  • the high alloy has high deformation resistance, and when the Ni content of the high alloy is high, the solidus temperature in the phase diagram is low.
  • the amount of heat generated by machining increases due to the higher deformation resistance.
  • a portion near or above the melting point of the billet is generated. In such a portion, the grain boundary melts and cracks occur.
  • Such a crack is called a melt crack. Therefore, in the seamless metal pipe made of a high alloy, internal flaws due to melt cracking are likely to occur.
  • Patent Document 1 Japanese Patent Application Laid-Open No. 2002-239612
  • Patent Document 2 Japanese Patent Application Laid-Open No. 5-277516
  • Patent Document 3 Japanese Patent Application Laid-Open No. 4-187310
  • Patent Documents 1 and 2 disclose the following matters. Patent Documents 1 and 2 aim to produce a seamless steel pipe made of austenitic stainless steel such as SUS304.
  • a raw material is made into a hollow shell by machining and charged into a heating furnace. Then, the heated hollow shell is stretch-rolled by a piercing machine. The amount of processing when piercing and rolling a hollow shell is lower than that of a solid round billet. For this reason, the amount of heat generated by processing is reduced, and melt cracking is reduced, so that the generation of inner surface flaws is suppressed.
  • Patent Document 3 discloses the following matters. Patent Document 3 employs a so-called “double piercing” manufacturing method that uses two perforators (first and second perforators) in the Mannesmann method. Patent document 3 aims at suppressing generation
  • Patent Document 3 the rolling inclination of the second drilling machine is adjusted to reduce the rolling load of the second drilling machine. However, internal flaws may still occur due to melt cracking. Furthermore, in patent document 3, the austenitic stainless steel represented by SUS316 etc. is objected and Ni content and Cr content are low.
  • An object of the present invention is to provide a method for producing a high alloy seamless metal pipe capable of suppressing the occurrence of internal flaws.
  • the method of manufacturing a seamless metal pipe includes a step of heating a high alloy billet containing, by mass%, Cr: 20 to 30% and Ni: more than 22% and 60% or less in a heating furnace, A step of producing a hollow shell by piercing and rolling the heated high alloy billet using a piercing machine, a step of cooling the hollow shell and then heating it again in the heating furnace, and a heated hollow shell And drawing and rolling using the above piercing machine.
  • the method for manufacturing a high alloy seamless metal pipe according to the present embodiment can suppress the occurrence of internal flaws.
  • FIG. 1 is an overall configuration diagram of a production line for a seamless metal pipe according to the present embodiment.
  • FIG. 2 is a schematic diagram of the heating furnace in FIG.
  • FIG. 3 is a schematic diagram of the perforator in FIG.
  • FIG. 4 is a flowchart showing the manufacturing process of the seamless metal pipe according to the present embodiment.
  • FIG. 5 shows the transition of the temperature in the inner surface, outer surface, and meat of the hollow shell in each step after the piercing and rolling by the first piercing machine and the drawing and rolling by the second piercing machine without reheating.
  • FIG. FIG. 6A is a schematic diagram showing a manufacturing process of a conventional double piercing seamless metal pipe.
  • FIG. 6B is a schematic diagram illustrating a manufacturing process of the seamless metal pipe according to the present embodiment.
  • FIG. 7 is a cross-sectional photograph of a seamless metal tube of the present invention example manufactured by the manufacturing method of the present embodiment, and a cross-sectional photograph of a seamless metal tube of a comparative example manufactured by a manufacturing method different from the present embodiment.
  • FIG. 7 is a cross-sectional photograph of a seamless metal tube of the present invention example manufactured by the manufacturing method of the present embodiment, and a cross-sectional photograph of a seamless metal tube of a comparative example manufactured by a manufacturing method different from the present embodiment.
  • the double piercing method When manufacturing high alloy seamless metal pipes by the Mannesmann method, the double piercing method is suitable. High alloys have high deformation resistance. Therefore, if the workability per one piercing and rolling is high, the load on the piercing machine becomes excessively high compared to general steel (low alloy steel or the like). Furthermore, if the degree of processing is high, the heat generated by processing increases, so that melt cracking is likely to occur. If the double piercing method is used, the degree of processing per piercing and rolling (stretching rolling) can be kept low.
  • a conventional double piercing production line includes a heating furnace and first and second perforators (elongator) as shown in Patent Document 3.
  • the round billet heated in the heating furnace is pierced and rolled by the first piercing machine and manufactured into a hollow shell.
  • the hollow shell manufactured by the first piercing machine is promptly transported to the second piercing machine and stretched and rolled by the second piercing machine.
  • the present inventors examined a method for suppressing processing heat generation in the case of manufacturing a high alloy seamless metal pipe by the double piercing method. As a result, the present inventors obtained the following knowledge.
  • the hollow shell after piercing and rolling has a temperature distribution in the thickness direction.
  • the inner surface of the hollow shell during piercing and rolling is removed by contact with the plug, and the outer surface of the hollow shell is removed by contact with the inclined roll.
  • the temperature in the wall of the hollow shell rises due to processing heat generation. Therefore, the temperature of the inner surface and the outer surface of the hollow shell decreases, and the temperature in the meat becomes the highest.
  • the outer surface temperature of the hollow shell becomes lower than the inner surface temperature by heat removal. Therefore, the temperature difference between the inside of the hollow shell and the outer surface becomes the largest.
  • biassed heat the temperature difference between the inside and the outer surface of the hollow shell
  • melt cracking is likely to occur.
  • Uneven heat causes local strain concentration in the hollow shell during drawing and rolling. Such concentration of strain significantly increases processing heat generation in the meat, and as a result, causes melt cracking.
  • Uneven heat is generated during piercing and rolling by the first piercing machine, and remains even after the hollow shell is transferred from the first piercing machine to the second piercing machine.
  • the hollow shell manufactured by piercing and rolling is sufficiently cooled. Then, the cooled hollow shell is charged again into the heating furnace and heated. In this case, in the cooled hollow shell, the heat deviation disappears or becomes significantly smaller. Therefore, even if the hollow shell is reheated, uneven heat of the hollow shell is suppressed. Therefore, unlike the conventional double piercing method, the occurrence of melt cracking due to uneven heat can be suppressed.
  • the hollow shell In cooling the hollow shell, it is sufficient to cool the hollow shell until the temperature inside the hollow shell manufactured by piercing and rolling becomes lower than the heating temperature at the time of reheating. If the outer surface temperature of the hollow shell is 900 ° C. or lower, the temperature in the meat of the hollow shell is 1100 ° C. or lower, which is lower than the heating temperature during reheating. Therefore, the partial heat disappears. Therefore, it is sufficient to cool the hollow shell until the outer surface temperature becomes 900 ° C. or less before reheating.
  • the cooled hollow shell When the cooled hollow shell is reheated in a heating furnace, scales may be generated on the inner and outer surfaces of the hollow shell. If the hollow shell with the scale attached to the inner surface is stretched and rolled, an inner surface flaw (called rash) may be formed due to the inner scale.
  • the oxidation resistance of the hollow shell is very high if the chemical composition of the hollow shell contains at least 20-30% Cr and Ni of more than 22% and not more than 60%. Therefore, it is difficult to generate scale on the inner surface of the hollow shell during heating. Therefore, if it is a hollow shell which has the above-mentioned chemical composition, generation
  • the present inventors have completed the following method for producing a seamless metal pipe.
  • the method of manufacturing a seamless metal pipe includes a step of heating a high alloy billet containing, by mass%, Cr: 20 to 30% and Ni: more than 22% and 60% or less in a heating furnace, A step of piercing and rolling a heated high alloy billet using a piercing machine to produce a hollow shell, a step of cooling the hollow shell and then heating it again in a heating furnace, and a step of heating the hollow shell, And a step of drawing and rolling using a piercing machine.
  • the cooled hollow shell is reheated in a heating furnace.
  • the heat deviation is small or disappears. Therefore, in the reheated hollow shell, the heat deviation is substantially suppressed. Therefore, melt cracking is unlikely to occur during stretching.
  • the hollow shell has a high Cr content and Ni content and is excellent in oxidation resistance, it is difficult to generate scale on the inner surface of the hollow shell during reheating. Therefore, it is possible to suppress the occurrence of inner surface flaws in the manufactured seamless metal pipe.
  • the hollow shell cooled to an outer surface temperature of 900 ° C. or lower is heated.
  • the heat deviation in the hollow shell can be substantially eliminated.
  • the piercing ratio defined by formula (1) is 1.1 to 2.0 or less
  • the stretch ratio defined by formula (2) is 1.
  • the total stretch ratio defined by the formula (3) is higher than 2.0.
  • Punching ratio hollow shell length after piercing and rolling / billet length before piercing and rolling (1)
  • Stretch ratio Hollow tube length after stretch rolling / Hollow tube length before stretch rolling (2)
  • Total drawing ratio hollow tube length after drawing / rolling / billet length before piercing-rolling (3)
  • a high alloy seamless metal tube can be manufactured with a high degree of processing (total drawing ratio).
  • FIG. 1 is a block diagram showing an example of a production line for a seamless metal pipe according to the present embodiment.
  • the production line includes a heating furnace F1, a piercing machine P1, and a rolling mill (in this example, a drawing mill 10 and a constant diameter rolling mill 20).
  • a transport device 50 is disposed between the facilities.
  • the conveyance device 50 is, for example, a conveyance roller, a pusher, or a walking beam type conveyance device.
  • the drawing mill 10 is, for example, a mandrel mill.
  • the constant diameter rolling mill 20 is, for example, a sizer or a reducer.
  • the heating furnace F1 stores and heats a round billet.
  • the heating furnace F1 further houses and heats the hollow shell manufactured by the punching machine P1.
  • the heating furnace F1 heats not only the round billet but also the hollow shell.
  • the heating furnace F1 has a known configuration.
  • the heating furnace F1 may be a rotary hearth furnace shown in FIG. 2 or a walking beam furnace.
  • the piercing machine As for the piercing machine, P1 pierces and rolls the round billet BL (see FIG. 2) extracted from the heating furnace F1 to produce a hollow shell. The piercing machine P1 further stretch-rolls the hollow shell heated by the heating furnace F1. In short, the punching machine P1 serves as the first and second punching machines in the conventional double piercing method.
  • FIG. 3 is a block diagram of the punching machine P1.
  • the punching machine P ⁇ b> 1 includes a pair of inclined rolls 1 and a plug 2.
  • the pair of inclined rolls 1 are arranged to face each other across the pass line PL.
  • Each inclined roll 1 has an inclination angle and a crossing angle with respect to the pass line PL.
  • the plug 2 is disposed between the pair of inclined rolls 1 and on the pass line PL.
  • a pair of inclined rolls are arranged, but a plurality of three or more inclined rolls may be arranged.
  • the inclined roll may be a cone type or a barrel type.
  • FIG. 4 is a flowchart showing the manufacturing process of the seamless metal pipe according to the present embodiment.
  • a high alloy round billet BL is prepared (S1: preparation step).
  • the prepared round billet BL is charged into the heating furnace F1 and heated (S2: initial heating step).
  • the heated round billet BL is pierced and rolled with a piercing machine P1 to produce a hollow shell HS (S3: piercing and rolling step).
  • the hollow shell HS is cooled, and the cooled hollow shell HS is reheated in the heating furnace F1 (S4: reheating step).
  • the heated hollow shell HS is stretch-rolled with a piercing machine P1 (S5: Stretch-rolling step).
  • the stretched hollow shell HS is rolled by the stretching mill 10 and the constant diameter mill 20 to obtain a seamless metal pipe (S6).
  • S5 Stretch-rolling step
  • S6 seamless metal pipe
  • a round billet (high alloy billet) made of a high alloy is prepared.
  • the round billet contains at least 20-30% Cr and Ni higher than 22% and not higher than 60%.
  • the round billet is C: 0.005 to 0.04% or less, Si: 0.01 to 1.0% or less, Mn: 0.01 to 5.0%, P: 0.03% or less, S: 0.03% or less, Cr: 20-30%, Ni: more than 22% and 60% or less, Cu: 0.01-4.0%, Al: 0.001-0.3%, N: It contains 0.005 to 0.5%, and the balance consists of Fe and impurities.
  • Fe may replace with a part of Fe as needed, and may contain 1 or more types of Mo: 11.5% or less and W: 20% or less. Further, in place of part of Fe, Ca: 0.01% or less, Mg: 0.01% or less, Ti: 0.001 to 1.0%, V: 0.001 to 0.3%, Nb: One or more of 0.0001 to 0.5%, Co: 0.01 to 5.0%, and REM: 0.2% or less may be contained.
  • the round billet is manufactured, for example, by the following well-known method.
  • a molten steel having the above chemical composition is produced.
  • the molten steel is made into an ingot by the ingot-making method.
  • the molten steel is made into slabs and blooms by a continuous casting method.
  • a round billet is produced by hot working an ingot, slab or bloom. Hot working is, for example, hot forging.
  • a high alloy round billet may be produced by a continuous casting method.
  • the seamless metal pipe of the present embodiment is intended for a high alloy having the above-described chemical composition.
  • a high alloy having the above chemical composition has a high Cr and Ni content, and thus has excellent oxidation resistance. Therefore, it is difficult for scales to be generated when heated in the heating furnace F1.
  • the prepared round billet BL is charged into the heating furnace F1 and heated.
  • a preferable heating temperature is 1150 ° C. to 1250 ° C. If the round billet BL is heated in this temperature range, the grain boundary melting is unlikely to occur in the round billet BL during piercing and rolling.
  • the upper limit of the preferable heating temperature is 1220 ° C. or less.
  • the heating time is not particularly limited.
  • the round billet BL heated in the heating furnace F1 is pierced and rolled using the piercing machine P1. Specifically, the round billet BL is extracted from the heating furnace F1. The extracted round billet BL is quickly transported to the entrance side of the punching machine P1 by the transport device 50 (transport roller, pusher, etc.). Then, the round billet BL is pierced and rolled using the piercing machine P1 to manufacture the hollow shell HS.
  • a preferable piercing ratio in piercing and rolling is 1.1 to 2.0 or less.
  • the perforation ratio is defined by the following equation (1).
  • Punching ratio hollow shell length after piercing and rolling / billet length before piercing and rolling (1)
  • melt cracking is unlikely to occur.
  • the heating temperature in the heating furnace F1 is less than 1100 ° C., the load on the piercing machine P1 becomes too large, and piercing and rolling is difficult.
  • FIG. 5 shows each step in the conventional double piercing method using the first and second piercing machines (at the time of extraction in the heating furnace, immediately after piercing and rolling with the first piercing machine, and immediately before stretching and rolling with the second piercing machine). It is a figure which shows transition of the inner surface temperature of this hollow shell, outer surface temperature, and meat temperature. FIG. 5 was obtained by the following numerical analysis.
  • FIG. 6A is a schematic diagram of the manufacturing process of the conventional double piercing used in the numerical analysis of FIG.
  • billet BL is charged into heating furnace F1 and heated.
  • the heated billet BL is pierced and rolled by the first piercing machine P1 to manufacture the hollow shell HS.
  • the temperature transition of a round billet and a hollow shell in the above manufacturing process was calculated
  • a round billet BL made of a high alloy that satisfies the chemical composition described above was assumed.
  • the round billet BL had an outer diameter of 70 mm and a length of 500 mm.
  • the heating temperature of the heating furnace F1 was 1210 ° C.
  • the hollow shell HS manufactured by piercing and rolling using the piercing machine P1 had an outer diameter of 75 mm, a wall thickness of 10 mm, and a length of 942 mm.
  • the perforation ratio was 1.88.
  • the conveyance time until the hollow shell HS was conveyed from the punching machine P1 to the punching machine P2 was 60 seconds.
  • a numerical analysis model was constructed based on the above manufacturing conditions. Then, the outer surface temperature OT, the inner surface temperature IT, and the mid-wall temperature (temperature at the center position of the wall thickness) MT of the hollow shell HS (or the round billet BL) were obtained by the difference method. FIG. 5 was created based on each obtained temperature.
  • MT (“ ⁇ ” mark) indicates the temperature in the meat.
  • IT (“ ⁇ ” mark) indicates the inner surface temperature.
  • OT (“ ⁇ ” mark) indicates the outer surface temperature.
  • the partial heat immediately after piercing and rolling was 200 ° C. or higher, and the meat temperature MT was 1280 ° C. or higher.
  • the amount of heat deviation just before the drawing rolling that is, the entry side of the second piercing machine was 230 ° C. or higher, and the meat temperature MT was 1230 ° C. or higher. That is, due to the processing heat generation, the meat temperature MT became higher than the heating temperature of the heating furnace F1.
  • the uneven heat of the hollow shell after piercing and rolling in the conventional double piercing method is about 100 to 230 ° C.
  • the hollow shell having such a large heat deviation is stretch-rolled by the second piercing machine.
  • distortion is locally concentrated in the meat due to the uneven heat, and the processing heat generation is remarkably increased.
  • the increase in processing heat generation becomes more prominent as the heat deviation increases. Therefore, if stretch rolling is performed with the second piercing machine P2 while the uneven heat of the hollow shell is large, melt cracking is likely to occur in the hollow shell.
  • the hollow shell HS manufactured by the punching machine P1 is sufficiently cooled (S4), and the uneven heat of the hollow shell HS is extinguished or kept small. Then, the cooled hollow shell HS is charged again into the heating furnace F1 and heated in the same manner as in the initial heating step in step S2 (S4). In this case, uneven heat hardly occurs in the heated hollow shell HS. Therefore, in the next process of drawing and rolling, the occurrence of melt cracking due to processing heat generation is suppressed, and the generation of inner surface flaws is suppressed.
  • a preferable heating temperature in the reheating step (S4) is 1100 ° C. to 1250 ° C.
  • a more preferable heating temperature in the reheating step (S4) is 1150 ° C. or higher.
  • the cooling method of the hollow shell may be left cooling or water cooling.
  • the cooling rate is not particularly limited.
  • a preferable cooling stop temperature of the hollow shell is 900 ° C. or less at the outer surface temperature. If the outer surface temperature of the hollow shell is 900 ° C. or lower, the meat temperature will be 1100 ° C. or lower. Therefore, in this case, the temperature in the meat becomes equal to or lower than the heating temperature (1100 ° C. to 1250 ° C.) in the reheating step (S4).
  • the heating time in the reheating step (S4) may be the same as the heating time in the initial heating step (S2).
  • the heating time is not particularly limited as long as the raw tube is heated to a desired temperature.
  • the hollow shell of the present embodiment is made of a high alloy containing a high Cr content and a Ni content. Therefore, even if the hollow shell is heated by the reheating step (S4), scale is hardly generated on the inner surface and the outer surface of the hollow shell. Therefore, in the next rolling process, the generation of internal flaws due to the scale is suppressed.
  • a preferable draw ratio in the drawing and rolling is 1.05 to 2.0 or less.
  • the perforation ratio is defined by the following equation (2).
  • Stretch ratio Hollow tube length after stretch rolling / Hollow tube length before stretch rolling (2)
  • the relationship between the heating temperature in the heating furnace F1 and the draw ratio is the same as the relationship between the heating furnace F1 and the piercing ratio in the piercing and rolling step (S3).
  • a preferred stretch ratio is 1.05 to 2.0.
  • the preferable value of the total stretch ratio defined by the formula (3) is higher than 2.0 and not higher than 4.0.
  • Total drawing ratio hollow tube length after drawing / rolling / billet length before piercing-rolling (3)
  • the hollow shell HS manufactured by piercing and rolling is cooled to eliminate or reduce the uneven heat. Then, the cooled hollow shell HS is charged again into the heating furnace F1 and reheated. The reheated hollow shell is drawn and rolled using the piercing machine P1 again.
  • stretching rolling can be suppressed. Therefore, it is possible to suppress the occurrence of melt cracking due to stretching and rolling.
  • the Cr content and the Ni content of the hollow shell HS are high, when the hollow shell is reheated in the heating furnace F1, it is difficult for scale to be generated on the inner surface of the hollow shell HS. Therefore, even if the hollow shell HS is reheated, inner surface flaws due to scale are unlikely to occur during stretching and rolling.
  • a plurality of seamless metal pipes were manufactured based on various manufacturing methods, and the occurrence of internal cracks was investigated.
  • the seamless metal pipe of the inventive example was manufactured by the following method. In mass%, C: 0.02%, Si: 0.3%, Mn: 0.6%, Cr: 25%, Ni: 31%, Cu: 0.8%, Al: 0.06%, N : 0.09% and Mo: 3%, and the balance prepared three high alloy round billets made of Fe and impurities. Each round billet had an outer diameter of 70 mm and a length of 500 mm. Each round billet was charged into the heating furnace F1 and heated at 1210 ° C. for 60 minutes. After heating, a round billet was extracted from the heating furnace F1, and pierced and rolled with a piercing machine P1 to form a hollow shell. The hollow shell had an outer diameter of 75 mm, a wall thickness of 10 mm, a length of 942 mm, and a perforation ratio of 1.88.
  • the hollow shell after piercing and rolling was allowed to cool. After the surface temperature of the hollow shell became normal temperature (25 ° C.), the hollow shell was charged into the heating furnace F1 and reheated. The heating temperature at the time of reheating was 1200 ° C., and heating was performed for a sufficient time until the temperature of the hollow shell became 1200 ° C.
  • the hollow shell was extracted from the heating furnace F1, and stretched and rolled with a piercing machine P1 to produce a seamless metal tube.
  • the manufactured seamless metal tube had an outer diameter of 86 mm, a thickness of 7 mm, a length of 1107 mm, and a draw ratio of 1.18.
  • the total draw ratio was 2.21.
  • each seamless metal tube was cut perpendicular to the axial direction, and the presence or absence of melt cracks on the inner surface was visually observed. When even one melt crack was observed, it was judged that a melt crack occurred in the seamless metal pipe.
  • the seamless metal pipe of Comparative Example 1 was produced by the following method. Three round billets having the same chemical composition and dimensions as those of the inventive examples were prepared. Under the same conditions as in the inventive example, the round billet was heated in the heating furnace F1. After heating, piercing and rolling was performed using a piercing machine P1 to produce a seamless metal tube having the same dimensions (outer diameter 86 mm, wall thickness 7 mm, length 1107 mm) as in the example of the present invention. The perforation ratio was the same as the total stretch ratio of the present invention example, which was 2.21. In short, in Comparative Example 1, a seamless metal tube was manufactured by single piercing and rolling with a piercing ratio higher than 2.0 (single piercing).
  • Comparative Example 2 The seamless metal pipe of Comparative Example 2 was produced by the following method. Three round billets having the same chemical composition and dimensions as those of the inventive examples were prepared. Under the same conditions as in the example of the present invention, the round billet was heated in the heating furnace F1, and pierced and rolled using the piercing machine P1 to obtain a hollow shell. The dimension of the manufactured hollow shell was the same as that of the example of the present invention. The produced hollow shell was not recharged into the heating furnace F1, but was directly transferred to the punching machine P2. And the continuous metal pipe was manufactured by extending-rolling on the same conditions as the example of this invention using the piercing machine P2.
  • a seamless metal tube was manufactured by the same manufacturing process (conventional double piercing method) as in FIG. 6A.
  • the outer surface temperature of the hollow shell at the entrance side of the punching machine P2 was 990 ° C.
  • the manufactured seamless metal tube was examined for the presence of melting cracks and rashes by the same method as in the present invention.
  • the seamless metal pipe of Comparative Example 3 was produced by the following method. Three round billets made of austenitic stainless steel corresponding to SUS304 defined in JIS standard were prepared. The dimensions of the round billet were the same as in the example of the present invention. A seamless metal tube was manufactured in the same manufacturing process as the example of the present invention (that is, the manufacturing process of FIG. 6B) and the same manufacturing conditions. In short, in Comparative Example 3, a seamless metal tube was manufactured by the same manufacturing method as that of the present invention example using a material different from that of the present invention example. The manufactured seamless metal tube was examined for the presence of melting cracks and rashes by the same method as in the present invention.
  • NF indicates that no melt crack was observed.
  • F indicates that melt cracking was observed.
  • NF indicates that no rash was observed, and “F” indicates that rash was observed.
  • FIG. 7 is a cross-sectional photograph of the seamless metal pipe of the example of the present invention
  • the left column is a cross-sectional photograph of the seamless metal pipe of Comparative Example 1.

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Abstract

　内面割れを抑制できる継目無金属管の製造方法を提供する。本実施の形態による継目無金属管の製造方法は、質量％で、Ｃｒ：２０～３０％及びＮｉ：２２％を超えて６０％以下を含有する高合金ビレットＢＬを加熱炉Ｆ１で加熱する工程（Ｓ２）と、加熱炉Ｆ１で加熱された高合金ビレットＢＬを、穿孔機Ｐ１を用いて穿孔圧延して中空素管を製造する工程（Ｓ３）と、中空素管を冷却した後、加熱炉Ｆ１で再び加熱する工程（Ｓ４）と、加熱された中空素管ＨＳを、穿孔機Ｐ１を用いて延伸圧延する工程（Ｓ５）とを備える。

Description

継目無金属管の製造方法
　本発明は、継目無金属管の製造方法に関する。
　継目無金属管の製造方法として、プレス方式のユジーン法と、傾斜圧延方式のマンネスマン法とがある。
　ユジーン法では、機械加工又は穿孔プレスにより軸心に貫通孔が形成された中空の丸ビレットを準備する。そして、押出装置を利用して、中空の丸ビレットを熱間押出加工して継目無金属管を製造する。
　マンネスマン法では、穿孔機を用いて丸ビレットを穿孔圧延して中空素管（Hollow Shell）を製造する。製造された中空素管を圧延機で延伸圧延して中空素管を小径化及び／又は薄肉化し、継目無金属管を製造する。圧延機は例えば、プラグミル、マンドレルミル、ピルガーミル、サイザ等である。
　ユジーン法は、丸ビレットに高加工度を加えることが可能であり、製管性に優れる。高合金は一般的に高い変形抵抗を有する。そのため、高合金からなる継目無金属管は通常、ユジーン法により製造される。
　しかしながら、ユジーン法は、マンネスマン法と比較して、生産効率が低い。さらに、ユジーン法は、大径管及び長尺の管を製造しにくい。これに対して、マンネスマン法は、生産効率が高く、大径管、長尺管も製造可能である。したがって、高合金の継目無金属管を製造するために、ユジーン法よりも、マンネスマン法を利用できる方が好ましい。
　しかしながら、マンネスマン法により製造された高合金の継目無金属管の内面には、溶融割れに起因する内面疵が発生する場合がある。溶融割れは、中空素管の肉中（肉厚の中心部）の粒界が溶融することにより発生する。上述のとおり高合金は高い変形抵抗を有し、さらに、高合金のＮｉ含有量が高い場合、状態図における固相線温度が低い。このような高合金を穿孔機により穿孔圧延する場合、変形抵抗が高い分、加工発熱が大きくなる。穿孔圧延中のビレット内において、加工発熱により、温度がビレットの融点近傍又は融点を超える部分が生じる。このような部分では、粒界が溶融し、割れが発生する。このような割れを溶融割れという。したがって、高合金からなる継目無金属管では、溶融割れに起因した内面疵が発生しやすい。
　内面疵の発生を抑制する技術は、特開２００２－２３９６１２号公報（特許文献１）、特開平５－２７７５１６号公報（特許文献２）、特開平４－１８７３１０号公報（特許文献３）に提案されている。
　特許文献１及び２は次の事項を開示する。特許文献１及び２は、ＳＵＳ３０４等のオーステナイト系ステンレス鋼からなる継目無鋼管の製造を目的とする。特許文献１及び２では、素材を機械加工により中空素管にして加熱炉に装入する。そして、加熱された中空素管を穿孔機により延伸圧延する。中空素管を穿孔圧延する場合の加工量は、中実の丸ビレットと比較して低い。そのため、加工発熱量が低減し、溶融割れが低減されるため、内面疵の発生が抑制される。
　特許文献３は次の事項を開示する。特許文献３は、マンネスマン法において、２つの穿孔機（第１及び第２穿孔機）を利用する、いわゆる「ダブル・ピアシング」方式の製造方法を採用する。特許文献３は、第２穿孔機（エロンゲータ）において中空素管内面疵の発生を抑制することを目的とする。特許文献３では、エロンゲータのロール傾斜角と延伸比とを調整して、エロンゲータの圧延負荷を低減する。これにより、内面疵の発生が抑制される。他に関連する文献として、特開昭６４－２７７０７号公報がある。
　しかしながら、特許文献１及び特許文献２ではいずれも、機械加工によりビレットを中空素管にする。機械加工による中空素管の製造コストは高いため、継目無金属管の製造コストが高くなる。さらに、機械加工により中空素管を製造する場合、生産効率が低下する。
　特許文献３では、第２穿孔機のロール傾斜角と延伸比とを調整して、第２穿孔機の圧延負荷を低減する。しかしながら、依然として溶融割れに起因する内面疵が発生する場合がある。さらに、特許文献３では、ＳＵＳ３１６等に代表されるオーステナイトステンレス鋼を対象としており、Ｎｉ含有量及びＣｒ含有量が低い。
　本発明の目的は、内面疵の発生を抑制できる高合金の継目無金属管の製造方法を提供することである。
　本実施の形態による継目無金属管の製造方法は、質量％で、Ｃｒ：２０～３０％及びＮｉ：２２％を超えて６０％以下を含有する高合金ビレットを加熱炉で加熱する工程と、加熱された高合金ビレットを、穿孔機を用いて穿孔圧延して中空素管を製造する工程と、中空素管を冷却した後、上記加熱炉で再び加熱する工程と、加熱された中空素管を上記穿孔機を用いて延伸圧延する工程とを備える。
　本実施の形態による高合金の継目無金属管の製造方法は、内面疵の発生を抑制できる。
図１は、本実施の形態による継目無金属管の製造ラインの全体構成図である。 図２は、図１中の加熱炉の模式図である。 図３は、図１中の穿孔機の模式図である。 図４は、本実施の形態による継目無金属管の製造工程を示すフロー図である。 図５は、第１穿孔機による穿孔圧延後、再加熱せずに第２穿孔機により延伸圧延を実施した場合の、各工程での中空素管の内面、外面、肉中の温度の推移を示す図である。 図６Ａは、従来のダブル・ピアシング方式の継目無金属管の製造工程を示す模式図である。 図６Ｂは、本実施の形態による継目無金属管の製造工程を示す模式図である。 図７は、本実施形態の製造方法で製造された本発明例の継目無金属管の横断面写真と、本実施形態と異なる製造方法で製造された比較例の継目無金属管の横断面写真とを示す図である。
　以下、図面を参照し、本発明の実施の形態を詳しく説明する。図中同一又は相当部分には同一符号を付してその説明は繰り返さない。
　高合金の継目無金属管をマンネスマン法により製造する場合、ダブル・ピアシング方式が適する。高合金は変形抵抗が高い。そのため、１回の穿孔圧延当たりの加工度が高ければ、一般的な鋼（低合金鋼等）と比較して、穿孔機への負荷が過剰に高くなる。さらに、加工度が高ければ加工発熱も大きくなるため、溶融割れが発生しやすくなる。ダブル・ピアシング方式を利用すれば、１回の穿孔圧延（延伸圧延）当たりの加工度を低く抑えることができる。
　従来のダブル・ピアシング方式の製造ラインは、特許文献３に示すとおり、加熱炉と第１及び第２穿孔機（エロンゲータ）とを備える。加熱炉で加熱された丸ビレットは、第１穿孔機で穿孔圧延され中空素管に製造される。第１穿孔機で製造された中空素管は速やかに第２穿孔機まで搬送され、第２穿孔機で延伸圧延される。
　上述のとおり、このような従来のダブル・ピアシング方式では、第２穿孔機において中空素管に内面割れが発生する場合がある。そこで、本発明者らは、ダブル・ピアシング方式により高合金の継目無金属管を製造する場合の加工発熱の抑制方法について検討した。その結果、本発明者らは次の知見を得た。
　穿孔圧延後の中空素管は肉厚方向に温度分布を持つ。穿孔圧延中の中空素管の内面はプラグと接触して抜熱され、中空素管の外面は傾斜ロールと接触して抜熱される。一方、中空素管の肉中（中空素管の肉厚の中心部）の温度は加工発熱により上昇する。したがって、中空素管内面及び外面の温度が低下し、肉中の温度が最も高くなる。特に、傾斜ロールのサイズは大きいため、中空素管外面温度は抜熱により内面温度よりも低くなる。したがって、中空素管の肉中と外面との温度差が最も大きくなる。以降、中空素管の肉中と外面との温度差を「偏熱」と称する。
　偏熱が大きい中空素管を延伸圧延すれば、溶融割れが発生しやすくなる。その理由として、次の事項が推定される。偏熱は、延伸圧延中の中空素管の肉中において、局所的な歪みの集中を引き起こす。このような歪みの集中は、肉中での加工発熱を顕著に高め、その結果、溶融割れを引き起こす。偏熱は、第１穿孔機による穿孔圧延時に発生し、中空素管が第１穿孔機から第２穿孔機に搬送された後も残る。
　そこで、本実施の形態では、穿孔圧延により製造された中空素管を、十分に冷却する。そして、冷却された中空素管を加熱炉に再び装入し、加熱する。この場合、冷却された中空素管では、偏熱が消滅又は顕著に小さくなる。そのため、中空素管を再加熱しても、中空素管の偏熱は抑制される。したがって、従来のダブル・ピアシング方式のように、偏熱に起因した溶融割れの発生が抑えられる。
　中空素管の冷却において、穿孔圧延により製造された中空素管の肉中温度が、再加熱時の加熱温度よりも低くなるまで中空素管を冷却すれば足りる。中空素管の外面温度が９００℃以下であれば、中空素管の肉中温度は１１００℃以下になり、再加熱時の加熱温度以下になる。そのため、偏熱は消滅する。したがって、再加熱前において、外面温度が９００℃以下になるまで中空素管を冷却すれば足りる。
　冷却された中空素管を加熱炉で再加熱する場合、中空素管の内面及び外面にスケールが生成される可能性がある。内面にスケールが付着したままの中空素管を延伸圧延すれば、内面のスケールに起因した内面疵（かぶれ疵といわれる）が形成される可能性がある。しかしながら、中空素管の化学組成が２０～３０％のＣｒと、２２％よりも高く６０％以下のＮｉとを少なくとも含有すれば、中空素管の耐酸化性が非常に高い。そのため、加熱中の中空素管の内面にスケールが生成しにくい。したがって、上述の化学組成を有する中空素管であれば、スケールに起因した内面疵の発生が抑制される。
　以上の知見に基づいて、本発明者らは次に示す継目無金属管の製造方法を完成した。
　本実施の形態による継目無金属管の製造方法は、質量％で、Ｃｒ：２０～３０％及びＮｉ：２２％を超えて６０％以下を含有する高合金ビレットを加熱炉で加熱する工程と、加熱された高合金ビレットを穿孔機を用いて穿孔圧延して中空素管を製造する工程と、中空素管を冷却した後、加熱炉で再び加熱する工程と、加熱された中空素管を、穿孔機を用いて延伸圧延する工程とを備える。
　本実施の形態では、冷却された中空素管を加熱炉にて再加熱する。冷却された中空素管では偏熱が小さい、又は消滅している。そのため、再加熱された中空素管では、偏熱がほぼ抑えられている。そのため、延伸圧延において、溶融割れが発生しにくい。さらに、中空素管のＣｒ含有量及びＮｉ含有量が高く、耐酸化性に優れるため、再加熱時に中空素管内面にスケールが生成しにくい。そのため、製造された継目無金属管に内面疵が発生するのを抑制できる。
　好ましくは、中空素管を加熱する工程では、外面温度が９００℃以下に冷却された中空素管を加熱する。
　この場合、中空素管内の偏熱を実質的に消滅することができる。
　好ましくは、穿孔圧延する工程では、式（１）で定義される穿孔比が１．１～２．０以下であり、延伸圧延する工程では、式（２）で定義される延伸比が１．０５～２．０以下であり、式（３）で定義される総延伸比が２．０よりも高い。
　穿孔比＝穿孔圧延後の中空素管長さ／穿孔圧延前のビレット長さ　（１）
　延伸比＝延伸圧延後の中空素管長さ／延伸圧延前の中空素管長さ　（２）
　総延伸比＝延伸圧延後の中空素管長さ／穿孔圧延前のビレット長さ　（３）
　この場合、高い加工度（総延伸比）で高合金の継目無金属管を製造できる。
　以下、本実施の形態による継目無金属管の製造方法の詳細を説明する。
　［製造設備］
　図１は、本実施の形態による継目無金属管の製造ラインの一例を示すブロック図である。
　図１を参照して、製造ラインは、加熱炉Ｆ１と、穿孔機Ｐ１と、圧延機（本例では延伸圧延機１０及び定径圧延機２０）とを備える。各設備の間には、搬送装置５０が配置される。搬送装置５０は例えば、搬送ローラ、プッシャ、ウォーキングビーム式搬送装置等である。延伸圧延機１０はたとえば、マンドレルミルである。定径圧延機２０はたとえば、サイザ又はレデューサである。
　加熱炉Ｆ１は、丸ビレットを収納して加熱する。加熱炉Ｆ１はさらに、穿孔機Ｐ１により製造された中空素管を収納して加熱する。要するに、加熱炉Ｆ１は、丸ビレットだけでなく、中空素管も加熱する。加熱炉Ｆ１は周知の構成を有する。加熱炉Ｆ１はたとえば、図２に示すロータリーハース炉であってもよいし、ウォーキングビーム炉であってもよい。
　穿孔機はＰ１は、加熱炉Ｆ１から抽出された丸ビレットＢＬ（図２参照）を穿孔圧延して中空素管を製造する。穿孔機Ｐ１はさらに、加熱炉Ｆ１により加熱された中空素管をさらに延伸圧延する。穿孔機Ｐ１は要するに、従来のダブル・ピアシング方式における第１及び第２穿孔機の役割を有する。
　図３は穿孔機Ｐ１の構成図である。図３を参照して、穿孔機Ｐ１は、一対の傾斜ロール１と、プラグ２とを備える。一対の傾斜ロール１は、パスラインＰＬを挟んで互いに対向して配置される。各傾斜ロール１は、パスラインＰＬに対して、傾斜角及び交叉角を有する。プラグ２は一対の傾斜ロール１の間であって、パスラインＰＬ上に配置される。図３では一対の傾斜ロールが配置されているが、３以上の複数の傾斜ロールが配置されてもよい。傾斜ロールは、コーン型でもよいし、バレル型でもよい。
　［製造フロー］
　図４は、本実施の形態による継目無金属管の製造工程を示すフロー図である。本実施の形態による継目無金属管の製造方法では次の工程を実施する。初めに、高合金の丸ビレットＢＬを準備する（Ｓ１：準備工程）。準備した丸ビレットＢＬを加熱炉Ｆ１に装入し、加熱する（Ｓ２：初期加熱工程）。加熱された丸ビレットＢＬを穿孔機Ｐ１で穿孔圧延して中空素管ＨＳを製造する（Ｓ３：穿孔圧延工程）。中空素管ＨＳを冷却し、冷却された中空素管ＨＳを加熱炉Ｆ１で再加熱する（Ｓ４：再加熱工程）。加熱された中空素管ＨＳを穿孔機Ｐ１で延伸圧延する（Ｓ５：延伸圧延工程）。延伸圧延された中空素管ＨＳを、延伸圧延機１０及び定径圧延機２０で圧延し、継目無金属管にする（Ｓ６）。以下、各工程について詳述する。
　［準備工程（Ｓ１）］
　初めに、高合金からなる丸ビレット（高合金ビレット）を準備する。丸ビレットは、２０～３０％のＣｒと、２２％よりも高く６０％以下のＮｉとを少なくとも含有する。好ましくは、丸ビレットは、Ｃ：０．００５～０．０４％以下、Ｓｉ：０．０１～１．０％以下、Ｍｎ：０．０１～５．０％、Ｐ：０．０３％以下、Ｓ：０．０３％以下、Ｃｒ：２０～３０％、Ｎｉ：２２％を超えて６０％以下、Ｃｕ：０．０１～４．０％、Ａｌ：０．００１～０．３％、Ｎ：０．００５～０．５％を含有し、残部はＦｅ及び不純物からなる。また、必要に応じて、Ｆｅの一部に代えて、Ｍｏ：１１．５％以下及びＷ：２０％以下の１種以上を含有してもよい。さらに、Ｆｅの一部に代えて、Ｃａ：０．０１％以下、Ｍｇ：０．０１％以下、Ｔｉ：０．００１～１．０％、Ｖ：０．００１～０．３％、Ｎｂ：０．０００１～０．５％、Ｃｏ：０．０１～５．０％及びＲＥＭ：０．２％以下の１種以上を含有してもよい。
　丸ビレットは例えば、次の周知の方法で製造される。上記化学組成の溶鋼を製造する。溶鋼を造塊法によりインゴットにする。又は、溶鋼を連続鋳造法によりスラブ、ブルームにする。インゴット、スラブ又はブルームを熱間加工して、丸ビレットを製造する。熱間加工は例えば、熱間鍛造である。連続鋳造法により、高合金の丸ビレットを製造してもよい。また上述以外の他の方法により、高合金の丸ビレットを製造してもよい。
　本実施の形態の継目無金属管は、上述の化学組成を有する高合金を対象とする。上記化学組成の高合金は、高いＣｒ及びＮｉ含有量を有するため、耐酸化性に優れる。したがって、加熱炉Ｆ１内で加熱されたときにスケールが生成しにくい。
　［初期加熱工程（Ｓ２）］
　準備された丸ビレットＢＬを加熱炉Ｆ１装入し、加熱する。好ましい加熱温度は１１５０℃～１２５０℃である。この温度範囲で丸ビレットＢＬを加熱すれば、穿孔圧延時中の丸ビレットＢＬで粒界溶融が発生しにくい。好ましい加熱温度の上限は１２２０℃以下である。加熱時間は特に限定されない。
　［穿孔圧延工程（Ｓ３）］
　加熱炉Ｆ１で加熱された丸ビレットＢＬを、穿孔機Ｐ１を用いて穿孔圧延する。具体的には、加熱炉Ｆ１から丸ビレットＢＬを抽出する。抽出された丸ビレットＢＬを、搬送装置５０（搬送ローラ、プッシャ等）により、速やかに穿孔機Ｐ１の入側に搬送する。そして、穿孔機Ｐ１を用いて丸ビレットＢＬを穿孔圧延して中空素管ＨＳを製造する。
　穿孔圧延における好ましい穿孔比は、１．１～２．０以下である。穿孔比は、次の式（１）で定義される。
　穿孔比＝穿孔圧延後の中空素管長さ／穿孔圧延前のビレット長さ　（１）
　上述の穿孔比の範囲で穿孔圧延を実施すれば、溶融割れが発生しにくい。なお、加熱炉Ｆ１での加熱温度が１１００℃未満であれば、穿孔機Ｐ１での負荷が大きくなりすぎるため、穿孔圧延が困難である。
　加熱温度が高い程、低い穿孔比で溶融割れが発生する。丸ビレットの加熱温度と穿孔圧延による加工発熱の合算値が、材料固有の粒界溶融温度を上回った場合、溶融割れが発生する。加工発熱は、穿孔比が低いほど低くなる。したがって、加熱温度が高い程、穿孔比を低くする方が好ましい。
　［再加熱工程（Ｓ４）］
　穿孔圧延直後の中空素管の肉中温度は、中空素管の外面温度よりも顕著に高い。上述のとおり、中空素管の横断面（中空素管の軸方向に垂直な断面）における中肉（肉厚の中心位置）の温度から、中空素管の外面の温度を差分した値を「偏熱」（℃）と定義する。
　図５は、第１及び第２穿孔機を用いた従来のダブル・ピアシング方式における各工程（加熱炉抽出時、第１穿孔機での穿孔圧延直後、第２穿孔機での延伸圧延直前）での中空素管の内面温度、外面温度、肉中温度の推移を示す図である。図５は次の数値解析により得られた。
　図６Ａは、図５の数値解析で用いた従来のダブル・ピアシングの製造工程の模式図である。図６Ａを参照して、従来のダブル・ピアシング方式では、ビレットＢＬを加熱炉Ｆ１に装入し、加熱する。加熱されたビレットＢＬを第１穿孔機Ｐ１で穿孔圧延し、中空素管ＨＳを製造する。中空素管ＨＳを加熱することなく、速やかに第２穿孔機Ｐ２まで搬送し、第２穿孔機Ｐ２で延伸圧延する。以上の製造工程における、丸ビレット及び中空素管の温度推移を求めた。
　より具体的には、上述の化学組成を満たす高合金からなる丸ビレットＢＬを想定した。丸ビレットＢＬの外径は７０ｍｍ、長さは５００ｍｍとした。加熱炉Ｆ１の加熱温度は１２１０℃とした。穿孔機Ｐ１を用いた穿孔圧延により製造される中空素管ＨＳの外径は７５ｍｍ、肉厚は１０ｍｍ、長さは９４２ｍｍとした。穿孔比は１．８８とした。中空素管ＨＳが穿孔機Ｐ１から穿孔機Ｐ２に搬送されるまでの搬送時間は６０秒とした。
　以上の製造条件に基づいて、数値解析モデルを構築した。そして差分法により、中空素管ＨＳ（又は丸ビレットＢＬ）の外面温度ＯＴ、内面温度ＩＴ、肉中温度（肉厚の中心位置での温度）ＭＴを求めた。求めた各温度に基づいて、図５を作成した。
　図５中のＭＴ（「▲」印）は、肉中温度を示す。ＩＴ（「■」印）は、内面温度を示す。ＯＴ（「●」印）は、外面温度を示す。図５を参照して、穿孔圧延直後の偏熱（肉中温度ＭＴと外面温度ＯＴとの差分値）は２００℃以上であり、肉中温度ＭＴは１２８０℃以上であった。そして、延伸圧延直前、つまり、第２穿孔機の入側での偏熱量は２３０℃以上であり、かつ、肉中温度ＭＴは１２３０℃以上であった。つまり、加工発熱により、肉中温度ＭＴは加熱炉Ｆ１の加熱温度よりも高くなった。
　以上の解析より、従来のダブル・ピアシング方式における穿孔圧延後の中空素管の偏熱は１００～２３０℃程度になると推定される。従来のダブル・ピアシング形式の場合、このような大きな偏熱を有する中空素管を第２穿孔機で延伸圧延する。この場合、偏熱に起因して肉中に局所的に歪みが集中し、加工発熱が顕著に増大する。加工発熱の増大は、偏熱が大きいほど顕著になる。したがって、中空素管の偏熱が大きいまま、第２穿孔機Ｐ２で延伸圧延を実施すれば、中空素管で溶融割れが発生しやすくなる。
　そこで、本実施の形態では、図６Ｂに示すとおり、穿孔機Ｐ１により製造された中空素管ＨＳを十分に冷却し（Ｓ４）、中空素管ＨＳの偏熱を消滅又は小さく抑える。そして、冷却された中空素管ＨＳを再度加熱炉Ｆ１に装入し、ステップＳ２での初期加熱工程と同様に加熱する（Ｓ４）。この場合、加熱された中空素管ＨＳ内には偏熱が生じにくい。そのため、次工程の延伸圧延において、加工発熱による溶融割れの発生が抑制され、内面疵の発生が抑制される。再加熱工程（Ｓ４）における、好ましい加熱温度は、１１００℃～１２５０℃である。再加熱工程（Ｓ４）におけるさらに好ましい加熱温度は、１１５０℃以上である。
　中空素管の冷却方法は、放冷でもよいし、水冷でもよい。冷却速度は特に制限されない。
　中空素管の冷却において、穿孔圧延により製造された中空素管ＨＳの肉中温度が、再加熱工程（Ｓ４）での加熱温度よりも低くなれば、中空素管ＨＳ内の偏熱は消滅する。中空素管の好ましい冷却停止温度は、外面温度で９００℃以下である。中空素管の外面温度が９００℃以下であれば、肉中温度は１１００℃以下になる。したがってこの場合、肉中温度が、再加熱工程（Ｓ４）における加熱温度（１１００℃～１２５０℃）以下になる。
　再加熱工程（Ｓ４）での加熱時間は、初期加熱工程（Ｓ２）での加熱時間と同じであってもよい。再加熱工程において、素管が所望の温度に加熱されれば、加熱時間は特に制限されない。
　上述のとおり、本実施の形態の中空素管は、高いＣｒ含有量及びＮｉ含有量を含む高合金からなる。したがって、再加熱工程（Ｓ４）により中空素管を加熱しても、中空素管の内面及び外面にスケールが生成しにくい。したがって、次工程の延伸圧延において、スケールに起因した内面疵の発生が抑制される。
　［延伸圧延工程（Ｓ５）］
　加熱炉Ｆ１から中空素管を抽出し、穿孔機Ｐ１に再び搬送する。図６Ｂに示すとおり、穿孔機Ｐ１を再び用いて中空素管ＨＳを延伸圧延する。
　延伸圧延における好ましい延伸比は、１．０５～２．０以下である。穿孔比は、次の式（２）で定義される。
　延伸比＝延伸圧延後の中空素管長さ／延伸圧延前の中空素管長さ　（２）
　加熱炉Ｆ１での加熱温度と、延伸比との関係は、穿孔圧延工程（Ｓ３）における加熱炉Ｆ１と穿孔比との関係と同じである。好ましい延伸比は１．０５～２．０である。
　さらに、式（３）で定義される総延伸比の好ましい値は、２．０よりも高く、４．０以下である。
　総延伸比＝延伸圧延後の中空素管長さ／穿孔圧延前のビレット長さ　（３）
　本実施の形態では、図６Ｂに示すとおり、穿孔圧延により製造された中空素管ＨＳを冷却し、偏熱を消滅又は小さくする。そして、冷却された中空素管ＨＳを加熱炉Ｆ１に再び装入し、再加熱する。再加熱された中空素管を、穿孔機Ｐ１を再度利用して、延伸圧延する。以上の工程の場合、図６Ａに示す従来のダブル・ピアシング工程と比較して、延伸圧延前の中空素管ＨＳの偏熱を抑制できる。そのため、延伸圧延により溶融割れが発生するのを抑制できる。さらに、中空素管ＨＳのＣｒ含有量及びＮｉ含有量は高いため、中空素管を加熱炉Ｆ１で再加熱したときに、中空素管ＨＳの内面にスケールが生成しにくい。したがって、中空素管ＨＳを再加熱しても、延伸圧延時に、スケールに起因した内面疵が発生しにくい。
　種々の製造方法に基づいて複数の継目無金属管を製造し、内面割れの発生有無を調査した。
　［本発明例］
　本発明例の継目無金属管を、次の方法で製造した。質量％で、Ｃ：０．０２％、Ｓｉ：０．３％、Ｍｎ：０．６％、Ｃｒ：２５％、Ｎｉ：３１％、Ｃｕ：０．８％、Ａｌ：０．０６％、Ｎ：０．０９％及びＭｏ：３％を含有し、残部はＦｅ及び不純物からなる高合金の丸ビレットを３本準備した。各丸ビレットの外径は７０ｍｍであり、長さは５００ｍｍであった。各丸ビレットを加熱炉Ｆ１に装入し、１２１０℃で６０分加熱した。加熱後、加熱炉Ｆ１から丸ビレットを抽出し、穿孔機Ｐ１で穿孔圧延して中空素管にした。中空素管の外径は７５ｍｍ、肉厚は１０ｍｍ、長さは９４２ｍｍであり、穿孔比は１．８８であった。
　穿孔圧延後の中空素管を放冷した。中空素管の表面温度が常温（２５℃）になった後、中空素管を加熱炉Ｆ１に装入して再加熱した。再加熱時の加熱温度は１２００℃であり、中空素管の温度が１２００℃になるまで十分な時間で加熱した。
　上記加熱後、中空素管を加熱炉Ｆ１から抽出し、穿孔機Ｐ１で延伸圧延して継目無金属管を製造した。製造された継目無金属管の外径は８６ｍｍ、肉厚は７ｍｍ、長さは１１０７ｍｍであり、延伸比は１．１８であった。総延伸比は、２．２１であった。
　製造された各継目無金属管の溶融割れの有無を調査した。具体的には、各継目無金属管を軸方向と垂直に切断し、内面の溶融割れの有無を目視観察した。溶融割れが１つでも観察された場合、その継目無金属管では溶融割れが発生したと判断した。
　さらに、製造された各継目無金属管の全長の内面において、スケールに起因したかぶれ疵（内面疵）の有無を目視観察により調査した。
　［比較例１］
　比較例１の継目無金属管を、次の方法で製造した。本発明例と同じ化学組成及び寸法の丸ビレットを３本準備した。本発明例と同じ条件で、丸ビレットを加熱炉Ｆ１で加熱した。加熱後、穿孔機Ｐ１を用いて穿孔圧延して本発明例と同じ寸法（外径８６ｍｍ、肉厚７ｍｍ、長さ１１０７ｍｍ）の継目無金属管を製造した。穿孔比は、本発明例の総延伸比と同じであり、２．２１であった。要するに、比較例１では、穿孔比を２．０よりも高くして、１回の穿孔圧延により継目無金属管を製造した（シングル・ピアシング）。
　製造された継目無金属管の溶融割れ及びかぶれ疵の有無を、本発明例と同じ方法で調査した。
　［比較例２］
　比較例２の継目無金属管を、次の方法で製造した。本発明例と同じ化学組成及び寸法の丸ビレットを３本準備した。本発明例と同じ条件で、丸ビレットを加熱炉Ｆ１で加熱し、穿孔機Ｐ１を用いて穿孔圧延して中空素管とした。製造された中空素管の寸法は本発明例と同じであった。製造された中空素管を加熱炉Ｆ１に再装入せず、そのまま穿孔機Ｐ２に搬送した。そして、穿孔機Ｐ２を用いて本発明例と同じ条件で延伸圧延して継目無金属管を製造した。要するに、比較例２では、図６Ａと同じ製造工程（従来のダブル・ピアシング方式）により、継目無金属管を製造した。穿孔機Ｐ２の入側での中空素管の外面温度は９９０℃であった。製造された継目無金属管の溶融割れ及びかぶれ疵の有無を、本発明例と同じ方法で調査した。
　［比較例３］
　比較例３の継目無金属管を、次の方法で製造した。ＪＩＳ規格に規定されたＳＵＳ３０４に相当するオーステナイト系ステンレス鋼からなる丸ビレットを３本準備した。丸ビレットの寸法は、本発明例と同じであった。本発明例と同じ製造工程（つまり、図６Ｂの製造工程）及び同じ製造条件で、継目無金属管を製造した。要するに、比較例３では、本発明例と異なる素材を用いて、本発明例と同じ製造方法により、継目無金属管を製造した。製造された継目無金属管の溶融割れ及びかぶれ疵の有無を、本発明例と同じ方法で調査した。
　［調査結果］
　表１に、調査結果を示す。
Figure JPOXMLDOC01-appb-T000001
　表１中の「溶融割れ」欄において、「ＮＦ」は、溶融割れが観察されなかったことを示す。「Ｆ」は、溶融割れが観察されたことを示す。「かぶれ疵」欄において、「ＮＦ」は、かぶれ疵が観察されなかったことを示し、「Ｆ」は、かぶれ疵が観察されたことを示す。
　また、図７の右欄は本発明例の継目無金属管の横断面写真であり、左欄は、比較例１の継目無金属管の横断面写真である。
　表１及び図７を参照して、本発明例では、溶融割れ及びかぶれ疵が観察されず、内面疵が発生しなかった。一方、比較例１では、図７に示すとおり、内面近傍部分に溶融割れが観察された。比較例２においても、溶融割れが観察された。比較例３においては、溶融割れは観察されなかった。しかしながら、かぶれ疵が観察された。比較例３では、本実施形態による高合金ビレットよりもＣｒ含有量及びＮｉ含有量が低い化学組成からなる丸ビレットを利用した。そのため、中空素管を再加熱したとき、中空素管内面にスケールが形成され、そのスケールに起因して継目無金属管の内面にかぶれ疵が発生したと考えられる。
　以上、本発明の実施の形態を説明したが、上述した実施の形態は本発明を実施するための例示に過ぎない。よって、本発明は上述した実施の形態に限定されることなく、その趣旨を逸脱しない範囲内で上述した実施の形態を適宜変形して実施することが可能である。

Claims (3)

  1. 　質量％で、Ｃｒ：２０～３０％及びＮｉ：２２％を超えて６０％以下を含有する高合金ビレットを加熱炉で加熱する工程と、
    　加熱された前記高合金ビレットを、穿孔機を用いて穿孔圧延して中空素管を製造する工程と、
    　前記中空素管を冷却した後、前記加熱炉で再加熱する工程と、
    　加熱された前記中空素管を、前記穿孔機を用いて延伸圧延する工程とを備える、継目無金属管の製造方法。
  2. 　請求項１に記載の継目無金属管の製造方法であって、
    　前記中空素管を加熱する工程では、外面温度が９００℃以下に冷却された前記中空素管を加熱する、継目無金属管の製造方法。
  3. 　請求項１又は請求項２に記載の継目無金属管の製造方法であって、
    　前記穿孔圧延する工程では、式（１）で定義される穿孔比が１．１～２．０以下であり、前記延伸圧延する工程では、式（２）で定義される延伸比が１．０５～２．０以下であり、式（３）で定義される総延伸比が２．０よりも高い、継目無金属管の製造方法。
    　穿孔比＝穿孔圧延後の中空素管長さ／穿孔圧延前のビレット長さ　（１）
    　延伸比＝延伸圧延後の中空素管長さ／延伸圧延前の中空素管長さ　（２）
    　総延伸比＝延伸圧延後の中空素管長さ／穿孔圧延前のビレット長さ　（３）
     
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