WO2013065554A1 - 継目無金属管の製造方法 - Google Patents

継目無金属管の製造方法 Download PDF

Info

Publication number
WO2013065554A1
WO2013065554A1 PCT/JP2012/077495 JP2012077495W WO2013065554A1 WO 2013065554 A1 WO2013065554 A1 WO 2013065554A1 JP 2012077495 W JP2012077495 W JP 2012077495W WO 2013065554 A1 WO2013065554 A1 WO 2013065554A1
Authority
WO
WIPO (PCT)
Prior art keywords
rolling
piercing
hollow shell
heating furnace
heating
Prior art date
Application number
PCT/JP2012/077495
Other languages
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
Priority date (The priority date is an assumption and is not a legal conclusion. Google has not performed a legal analysis and makes no representation as to the accuracy of the date listed.)
Filing date
Publication date
Application filed by 新日鐵住金株式会社 filed Critical 新日鐵住金株式会社
Priority to CN201280053869.1A priority Critical patent/CN103917307B/zh
Priority to EP12846437.7A priority patent/EP2752253B1/en
Priority to US14/353,035 priority patent/US9308561B2/en
Priority to MX2014005028A priority patent/MX345720B/es
Priority to BR112014010310A priority patent/BR112014010310A2/pt
Publication of WO2013065554A1 publication Critical patent/WO2013065554A1/ja

Links

Images

Classifications

    • 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
    • B21B19/04—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
    • 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 mainly manufactured by the Eugene method.
  • the Eugene method has lower production efficiency than the Mannesmann method.
  • 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 when a grain boundary in the meat of the hollow shell is melted.
  • the high alloy has a high deformation resistance.
  • 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.
  • Patent Document 1 Japanese Patent Application Laid-Open No. 2002-239612
  • Patent Document 2 Japanese Patent Application Laid-Open No. 5-277516
  • Patent Document 4-187310 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 the hollow shell is drawn and rolled is lower than that of a solid round billet. As a result, the amount of heat generated by processing is reduced and 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 (a perforator and an elongator) in the Mannesmann method. Patent document 3 aims at suppressing generation
  • Patent Document 1 and Patent Document 2 the billet is formed into a hollow shell by machining. Since the manufacturing cost of the hollow shell by machining is high, the manufacturing cost of the seamless metal pipe is also high. Furthermore, when a hollow shell is manufactured by machining, the production efficiency is lowered.
  • Patent Document 3 although the roll inclination angle of the elongator and the stretching ratio are adjusted to reduce the rolling load of the elongator, internal flaws may still occur due to melt cracking.
  • An object of the present invention is to provide a method of manufacturing a seamless metal pipe that can suppress the occurrence of internal flaws due to melt cracking.
  • a method of manufacturing a seamless metal pipe includes a step of heating a high alloy containing, by mass%, Cr: 20 to 30% and Ni: more than 22% and 60% or less in a first heating furnace.
  • the method for manufacturing a seamless metal pipe according to the present embodiment can suppress the occurrence of internal flaws due to melt cracking.
  • 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 flowchart showing the manufacturing process of the seamless metal pipe according to the present embodiment.
  • FIG. 3 is a schematic diagram of the heating furnace in FIG.
  • FIG. 4 is a schematic diagram of the drilling machine in FIG.
  • 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. 6 shows the inner surface, outer surface, and wall of the hollow shell in each step when the hollow shell after piercing and rolling was reheated using the second heating furnace and then stretched and rolled by the second piercing machine. It is a figure which shows transition of the temperature inside.
  • FIG. 7 is a diagram showing the relationship between the heating time of the second heating furnace and the outer surface temperature, inner surface temperature, and meat temperature of the hollow shell.
  • FIG. 8 is a diagram showing the relationship between the heating time of the second heating furnace, the outer surface temperature, the inner surface temperature, and the meat temperature of the hollow shell tube under conditions different from those in FIG. FIG.
  • FIG. 9 is a diagram showing the relationship between the heating time of the second heating furnace, the outer surface temperature, the inner surface temperature, and the meat temperature of the hollow shell tube under conditions different from those in FIGS. 7 and 8.
  • FIG. 10 is a diagram showing the relationship between the heating time in the second heating furnace and the uneven heat of the hollow shell.
  • FIG. 11 is a diagram showing the relationship between the heating time in the second heating furnace and the uneven heat of the hollow shell under different conditions from FIG.
  • the double piercing method is suitable. High alloys have high deformation resistance. Therefore, if the degree of processing in one piercing and rolling is high, the load on the piercing machine is higher than that of 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 piercing and stretching are performed using two piercing machines (first and second piercing machines) or one piercing machine, that is, if a double piercing method is used, one piercing and rolling operation is performed. The degree of processing per drawing and rolling can be suppressed.
  • melt cracking may occur.
  • a high alloy hollow shell (hollow shell) manufactured by piercing and rolling is drawn and rolled by the first or second piercing machine, there is a possibility that melting cracks may occur due to processing heat generation.
  • the present inventors examined a method of 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. The reason is presumed as follows. 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.
  • the uneven heat is generated during piercing and rolling by the first piercing machine as described above, and remains even after the hollow shell is conveyed from the first piercing machine to the second piercing machine.
  • the hollow shell is inserted into a heating furnace and reheated before the hollow shell after piercing and rolling is stretch-rolled.
  • This heating furnace plays a role of reducing the uneven heat of the hollow shell. Specifically, in this heating furnace, the temperature in the meat of the hollow shell that has become excessively high due to the heat generated by piercing and rolling is lowered, and the outer surface temperature lowered by heat removal is raised.
  • the manufacturing method of the seamless metal pipe according to the present embodiment completed based on the above knowledge is as follows.
  • a method of manufacturing a seamless metal pipe includes a step of heating a high alloy containing, by mass%, Cr: 20 to 30% and Ni: more than 22% and 60% or less in a first heating furnace.
  • the uneven heat in the hollow shell after piercing and rolling is reduced by the second heating furnace. Therefore, when the hollow shell is drawn and rolled, it is possible to suppress an excessive increase in the temperature in the meat, and it is possible to suppress the occurrence of melt cracking. As a result, the generation of inner surface flaws in the seamless metal pipe is suppressed.
  • the hollow shell having an outer surface temperature of 1000 ° C. or higher is charged into the second heating furnace.
  • the second heating furnace effectively suppresses the hollow tube heat excursion.
  • productivity and manufacturing costs (fuel intensity) are improved.
  • the heating time is at least 300 seconds or more.
  • the heating time is at least 300 seconds or more, the uneven heat of the hollow shell will be sufficiently small.
  • 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 pipe can be manufactured with a high degree of processing.
  • 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, a heating furnace F2, a piercing machine P2, and a rolling mill (in this example, the rolling mill 10 and the 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 rolling mill 10 is, for example, a mandrel mill, and the constant diameter rolling mill 20 is a sizer or a stretch reducer.
  • a heating furnace F2 different from the heating furnace F1 is disposed between the punching machine P1 and the punching machine P2.
  • the heating furnace F2 is included in the production line.
  • the heating furnace F2 is not included in the production line and may be arranged off-line.
  • FIG. 2 is a flowchart showing the manufacturing process of the seamless metal pipe according to the present embodiment.
  • a high alloy round billet is prepared (S1: preparation step).
  • the prepared round billet is charged into the heating furnace F1 and heated (S2: first heating step).
  • the heated round billet is pierced and rolled with a piercing machine P1 to produce a hollow shell (hollow shell) (S3: piercing and rolling step).
  • the hollow shell is charged into the heating furnace F2 and reheated (S4: second heating step).
  • the heated hollow shell is stretch-rolled with a piercing machine P2 (S5: stretch-rolling step).
  • the stretched hollow shell is rolled by the rolling mill 10 and the constant diameter rolling mill 20 to obtain a seamless metal pipe (S6).
  • each process is explained in full detail.
  • a round billet made of a high alloy is prepared.
  • the round billet contains, by mass, 20-30% Cr and more than 22% and 60% or less Ni.
  • the round billet is C: 0.005 to 0.04%, Si: 0.01 to 1.0%, 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: 0.00. It contains 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 by a known method.
  • a round billet is manufactured by the following 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 a slab by a continuous casting method.
  • An ingot or slab is hot worked to produce a billet. Hot working is, for example, hot forging.
  • a high alloy round billet may be produced by a continuous casting method.
  • First heating step (S2) The prepared round billet is charged into the heating furnace F1 and heated.
  • a preferable heating temperature is 1150 ° C. to 1250 ° C. If the round billet is heated within this temperature range, the grain boundary melting is unlikely to occur in the round billet 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 heating furnace F1 has a known configuration.
  • the heating furnace F1 may be a rotary furnace shown in FIG. 3 or a known walking beam furnace.
  • FIG. 4 is a configuration diagram of the punching machine P1.
  • 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.
  • the extracted round billet is quickly transported to the entrance side of the punching machine P1 by the transport device 50 (transport roller, pusher, etc.). Then, the hollow billet is manufactured by piercing and rolling the round billet using the piercing machine P1.
  • 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.
  • the hollow shell manufactured by piercing and rolling is charged into the heating furnace F2 and heated.
  • the heating furnace F2 has a known configuration like the heating furnace F1. Therefore, the second heating furnace is, for example, a rotary furnace shown in FIG. 3 or a walking beam furnace.
  • the inside temperature of the hollow shell immediately after piercing and rolling is significantly higher than the outer surface temperature of the hollow shell.
  • the value obtained by subtracting the temperature of the outer surface of the hollow shell from the temperature in the wall (the central position of the thickness) in the cross section of the hollow shell (the cross section perpendicular to the axial direction of the hollow shell) (° C.).
  • the heat deviation is about 100 to 230 ° C.
  • the heating furnace F2 is arranged, and the hollow shell after piercing and rolling is quickly charged into the heating furnace F2. Then, in the heating furnace F2, the hollow shell is heated at a temperature that is lower than the temperature inside the hollow shell and higher than the outer surface temperature. At this time, the inside temperature of the hollow shell that has become excessively high due to processing heat generation is lowered, and the outer surface temperature (and the inner surface temperature) of the hollow shell that is lowered by piercing and rolling is increased. Thereby, the variation in the temperature distribution of the hollow shell is suppressed, and the heat deviation is reduced.
  • FIG. 5 shows a hollow element in each step (at the time of extraction from the heating furnace F1, immediately after piercing and rolling, and immediately before stretching) when piercing and rolling is performed by the piercing machine P2 without reheating after piercing and rolling by the piercing machine P1. It is a figure which shows transition of the inner surface temperature of a pipe
  • FIG. 6 shows each process (when heating furnace F1 is extracted, immediately after piercing and rolling, when the hollow shell after piercing and rolling is reheated using heating furnace F2 and then stretched and rolled by piercing machine P2. It is a figure which shows transition of the inner surface temperature of a hollow shell at the time of F2 extraction, and just before extending
  • a round billet made of a high alloy that satisfies the chemical composition described above was assumed.
  • the outer diameter of the round billet was 70 mm and the length was 500 mm.
  • the heating temperature of the heating furnace F1 was 1210 ° C.
  • the hollow shell 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 heating temperature of the heating furnace F2 was 1200 ° C. In the heating furnace F2, it was assumed that the hollow shell was heated for a sufficient time until the inner surface temperature, outer surface temperature, and meat temperature of the hollow shell reached the heating temperature (1200 ° C.).
  • the hollow shell manufactured by stretching using the piercing machine P2 had an outer diameter of 86 mm, a wall thickness of 7 mm, and a length of 1107 mm.
  • the draw ratio was 1.18.
  • the conveying time from the heating furnace F2 to the entrance side of the punching machine P2 was 20 seconds.
  • the conveyance time (corresponding to FIG. 6) from the punching machine P1 to the punching machine P2 without passing through the heating furnace F2 was set to 60 seconds.
  • FIGS. 5 and 6 were created.
  • MT (“ ⁇ ” mark) indicates meat temperature.
  • IT (“ ⁇ ” mark) indicates the inner surface temperature.
  • OT (“ ⁇ ” mark) indicates the outer surface temperature.
  • the outer surface temperature OT, the inner surface temperature IT, and the meat temperature MT of the hollow shell are all 1200 ° C. in the heating furnace F2.
  • the uneven heat immediately after piercing and rolling is eliminated by reheating.
  • the amount of heat deviation in the entrance side of the punching machine P2 was also within 80 degreeC, and the temperature MT in meat was less than 1200 degreeC.
  • the preferable heating temperature of the heating furnace F2 is 1100 to 1250 ° C.
  • the heating temperature of the heating furnace F2 is lower than the heating temperature of the heating furnace F1.
  • the piercing machine P2 stretches and rolls the hollow shell. Therefore, the load received by the piercing machine P2 is smaller than that of the piercing machine P1 for piercing and rolling a solid round billet. Therefore, even if the heating temperature of the heating furnace F2 is lower than the heating temperature of the heating furnace F1, the hollow shell can be stretch-rolled.
  • the hollow core tube that has been pierced and rolled into the heating furnace F2 As soon as possible.
  • the manufacturing layout there are many cases where physical restrictions are also involved in the arrangement of the drilling machines P1 and the arrangement of the heating furnace F2. Therefore, a certain amount of time is required until the hollow shell pierced and rolled by the piercing machine P1 is charged into the heating furnace F2.
  • the heating furnace F2 by disposing the heating furnace F2 separately from the heating furnace F1, the hollow shell after piercing and rolling can be quickly reheated by the heating furnace F2.
  • the outer surface temperature of the hollow shell charged in the heating furnace F2 (that is, the outer surface temperature immediately before charging) is preferably 1000 ° C. or higher, and more preferably 1050 ° C. or higher. In this case, the preferable heating time in the heating furnace F2 is 300 seconds or more.
  • FIG. 7 to 9 are diagrams showing the relationship between the heating time of the heating furnace F2 and the temperatures of the outer surface temperature OT, the inner surface temperature IT, and the meat temperature MT of the hollow shell.
  • the heating temperature of the heating furnace F1 was 1210 ° C.
  • the heating temperature of the heating furnace F2 was 1200 ° C.
  • the thickness of the hollow shell was 25 mm.
  • a numerical analysis model was constructed. 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 at each heating time were obtained by the difference method, and FIG. 7 was created.
  • the thickness of the hollow shell was 50 mm compared to the condition of FIG.
  • Other conditions were the same as in FIG.
  • the heating temperature of the heating furnace F2 is different and was 1150 ° C.
  • Other conditions were the same as those in FIG.
  • the inner surface temperature IT is the heat transfer from the furnace atmosphere temperature (that is, the heating temperature) of the heating furnace F2 and the meat temperature higher than the furnace atmosphere temperature (heating temperature). It rises above the heating temperature due to heat conduction from the meat having the temperature MT. However, with the passage of time, the inner surface temperature IT approaches the heating temperature.
  • FIG. 10 shows the heating time in the heating furnace F2 when the heating temperature of the heating furnace F1 is 1210 ° C. and the heating temperature of the heating furnace F2 and the uneven heat of the hollow shell (meat temperature MT ⁇ outer surface). It is a figure which shows the relationship with temperature OT).
  • FIG. 11 is a diagram showing the relationship between the heating time in the heating furnace F2 and the uneven heat of the hollow shell when the heating temperature of the heating furnace F1 is 1210 ° C. and the heating temperature of the heating furnace F2 is 1150 ° C. is there.
  • Curve T25 in FIG.10 and FIG.11 shows the thermal deviation in case a hollow shell thickness is 25 mm.
  • Curve T50 shows the heat deviation when the hollow shell thickness is 50 mm.
  • FIGS. 10 and 11 were created by editing the data of FIGS.
  • the heat deviation decreases rapidly as the heating time of the heating furnace F2 elapses regardless of whether the wall thickness is 25 mm or 50 mm. And when heating time passes for 300 second, the degree of the reduction
  • the upper limit of the preferable heating time in the heating furnace F2 is 1000 seconds or less, more preferably 600 seconds or less. In this case, the uneven heat can be sufficiently reduced and the production efficiency is also increased.
  • the configuration of the punching machine P2 is the same as the punching machine P1 shown in FIG. That is, the punching machine P2 also includes a pair of inclined rolls 1 and the plugs 2. However, the shapes of the inclined roll 1 and the plug 2 may be different from those of the punching machine P1.
  • 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 F2 and the draw ratio is the same as in the heating furnace F1.
  • 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 is reheated (soaking) in the heating furnace F2. Therefore, the temperature in the meat that has become excessively high due to the heat generated by the piercing and rolling process is lowered, and the uneven heat is reduced. Therefore, the occurrence of melt cracking is suppressed in the drawing and rolling. Therefore, even if the total stretch ratio is higher than 2.0, the occurrence of internal cracks is suppressed.
  • Steps after stretching step (S6) The steps after the stretching step are the same as the well-known Mannesmann method.
  • the rolling mill 10 includes a plurality of roll stands arranged in series.
  • the rolling mill 10 is, for example, a plug mill or a mandrel mill.
  • the hollow shell that has been stretch-rolled by the rolling mill 10 is subjected to constant diameter rolling by the constant diameter rolling mill 20.
  • the constant diameter rolling mill 20 includes a plurality of roll stands arranged in series.
  • the constant diameter rolling mill 20 is, for example, a sizer or a stretch reducer.
  • stretch rolling is performed using a piercing machine P2.
  • the piercing machine P1 may be used to carry out stretching rolling.
  • the piercing machine P1 pierces and rolls the round billet heated in the heating furnace F1 (S3 in FIG. 2), and further stretches and rolls the hollow shell heated in the heating furnace F2 (S5 in FIG. 2). ).
  • the heating furnace F2 lowers the excessively high meat temperature and reduces the uneven heat. Therefore, even if the hollow shell is stretch-rolled with the piercing machine P1, melt cracking hardly occurs.
  • the seamless metal pipe of the inventive example was manufactured by the following method. Three high alloy round billets having the chemical composition described above were prepared. 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 1 hour. 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 quickly charged in the heating furnace F2 and heated.
  • the outer surface temperature of the hollow shell at the time of charging was 1050 ° C.
  • the heating temperature in the heating furnace F2 was 1200 ° C., and the heating time was 600 seconds (10 minutes).
  • the hollow shell was extracted from the heating furnace F2, and stretched and rolled with a piercing machine P2 to produce a seamless metal tube.
  • the outer surface temperature of the hollow shell at the entrance side of the piercing machine P2 (that is, the outer surface temperature of the hollow shell immediately before stretching) was 1120 ° C.
  • 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 along the axial direction after ultrasonic flaw detection, and the presence or absence of a melt crack 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 the comparative example was manufactured 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 manufactured hollow shell was not charged in the heating furnace F2, and a seamless metal tube was manufactured by drawing and rolling using the piercing machine P2 under the same conditions as in the example of the present invention. The dimensions of the manufactured seamless metal pipe were the same as those of the example of the present invention. 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 or absence of melt cracking by the same method as in the present invention.

Landscapes

  • Engineering & Computer Science (AREA)
  • Mechanical Engineering (AREA)
  • Heat Treatment Of Steel (AREA)
  • Metal Rolling (AREA)
  • Heat Treatment Of Articles (AREA)
  • Extrusion Of Metal (AREA)

Abstract

　溶融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を第１加熱炉で加熱する工程（Ｓ２）と、第１加熱炉で加熱された高合金を第１穿孔機を用いて穿孔圧延して中空素管を製造する工程（Ｓ３）と、中空素管を第２加熱炉で加熱する工程（Ｓ４）と、第２の加熱炉で加熱された中空素管を、第１穿孔機又は第１穿孔機と異なる第２穿孔機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、主として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。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する。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。
　中空素管の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。中空素管を延伸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、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（穿孔機及びエロンゲータ）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、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、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も高くなる。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。
　さらに、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ものの、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。
　本発明の目的は、溶融割れに起因する内面疵の発生を抑制できる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を第１加熱炉で加熱する工程と、第１加熱炉で加熱された高合金を第１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、中空素管を第２加熱炉で加熱する工程と、第２加熱炉で加熱された中空素管を第１穿孔機又は第１穿孔機と異なる第２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継目無金属管の製造方法は、溶融割れに起因する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、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３は、図１中の加熱炉の模式図である。 図４は、図１中の穿孔機の模式図である。 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６は、第２加熱炉を用いて穿孔圧延後の中空素管を再加熱した後、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７は、第２加熱炉の加熱時間と、中空素管の外面温度、内面温度及び肉中温度との関係を示す図である。 図８は、図７と異なる条件における、第２加熱炉の加熱時間と、中空素管の外面温度、内面温度及び肉中温度との関係を示す図である。 図９は、図７及び図８と異なる条件における、第２加熱炉の加熱時間と、中空素管の外面温度、内面温度及び肉中温度との関係を示す図である。 図１０は、第２加熱炉における加熱時間と中空素管の偏熱との関係を示す図である。 図１１は、図１０と異なる条件における、第２加熱炉における加熱時間と中空素管の偏熱との関係を示す図である。
　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。
　［第１の実施の形態］
　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回の穿孔圧延で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。２つの穿孔機（第１穿孔機及び第２穿孔機）又は１つの穿孔機を用いて、穿孔圧延及び延伸圧延を実施すれば、つまり、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抑えることができる。
　しかしながら、高合金の継目無金属管を製造するためにダブル・ピアシング方式を利用する場合であっても、溶融割れが発生し得る。特に、穿孔圧延により製造された高合金の中空素管（ホローシェル）を第１又は第２穿孔機により延伸圧延する場合、加工発熱により溶融割れが発生する可能性がある。
　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、上述のとおり第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。このような偏熱を抑えるために、穿孔圧延後の中空素管を延伸圧延する前に、中空素管を加熱炉に装入して再加熱する。この加熱炉は、中空素管の偏熱を小さくする役割を果たす。具体的には、この加熱炉において、穿孔圧延での加工発熱により過剰に高くなった中空素管の肉中温度が低められて、抜熱により低下した外面温度が高められる。
　このように、偏熱を低減するための加熱炉を設ければ、延伸圧延前の中空素管の偏熱を抑えることができる。そのため、高合金の中空素管でも、ダブル・ピアシング方式において溶融割れの発生を抑制できる。
　以上の知見に基づいて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次のとおりである。
　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を第１加熱炉で加熱する工程と、第１加熱炉で加熱された高合金を第１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、中空素管を第２加熱炉で加熱する工程と、第２加熱炉で加熱された中空素管を、第１穿孔機又は第１穿孔機と異なる第２穿孔機を用いて延伸圧延する工程とを備える。
　この場合、穿孔圧延後の中空素管内の偏熱は、第２加熱炉により小さくなる。そのため、中空素管を延伸圧延したとき、肉中温度が過剰に高くなるのを抑制でき、溶融割れの発生を抑制できる。その結果、継目無金属管の内面疵の発生が抑制される。
　好ましくは、中空素管を前記第２加熱炉で加熱する工程では、外面温度が１０００℃以上の中空素管を前記第２加熱炉に装入する。
　この場合、第２加熱炉が中空素管偏熱を有効に抑制する。さらに、生産性及び製造コスト（燃料原単位）が改善される。
　好ましくは、中空素管を第２加熱炉で加熱する工程では、加熱時間を少なくとも３００秒以上にする。
　加熱時間が少なくとも３００秒以上であれば、中空素管の偏熱は十分に小さくなる。
　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、加熱炉Ｆ２と、穿孔機Ｐ２と、圧延機（本例では圧延機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。圧延機１０はたとえばマンドレルミルであり、定径圧延機２０はサイザ又はストレッチレデューサである。
　図１では、穿孔機Ｐ１と穿孔機Ｐ２との間に、加熱炉Ｆ１と異なる加熱炉Ｆ２が配置される。図１では加熱炉Ｆ２は製造ラインに含まれている。しかしながら、加熱炉Ｆ２は、製造ラインに含まれず、いわゆるオフラインに配置されてもよい。
　［製造フロー］
　図２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を準備する（Ｓ１：準備工程）。準備した丸ビレットを加熱炉Ｆ１に装入し、加熱する（Ｓ２：第１加熱工程）。加熱された丸ビレットを穿孔機Ｐ１で穿孔圧延して中空素管（ホローシェル）を製造する（Ｓ３：穿孔圧延工程）。中空素管を加熱炉Ｆ２に装入し、再加熱する（Ｓ４：第２加熱工程）。加熱された中空素管を穿孔機Ｐ２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を、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を準備する。丸ビレットは、質量％で、２０～３０％のＣｒと、２２％を超えて６０％以下のＮｉとを含有する。好ましくは、丸ビレットは、Ｃ：０．００５～０．０４％、Ｓｉ：０．０１～１．０％、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。
　丸ビレットは周知の方法で製造される。例えば、丸ビレットは次の方法により製造される。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鋳片（スラブ）にする。インゴット又は鋳片を熱間加工して、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。
　［第１加熱工程（Ｓ２）］
　準備された丸ビレットを加熱炉Ｆ１に装入し、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を加熱すれば、穿孔圧延時中の丸ビレット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。
　加熱炉Ｆ１は周知の構成を備える。加熱炉Ｆ１は例えば、図３に示すロータリー炉であってもよいし、周知のウォーキングビーム炉であってもよい。
　［穿孔圧延工程（Ｓ３）］
　加熱炉Ｆ１で加熱された丸ビレットを、穿孔機Ｐ１を用いて穿孔圧延する。図４は、穿孔機Ｐ１の構成図である。図４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。
　加熱炉Ｆ１から丸ビレットを抽出する。抽出された丸ビレットを、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を穿孔圧延して中空素管を製造する。
　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。
　［第２加熱工程（Ｓ４）］
　穿孔圧延により製造された中空素管を加熱炉Ｆ２に装入し、加熱する。加熱炉Ｆ２は、加熱炉Ｆ１と同様に、周知の構成を有する。したがって、第２加熱炉は例えば、図３に示すロータリー炉、又は、ウォーキングビーム炉等である。
　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）における肉中（肉厚の中心位置）の温度から、中空素管外面の温度を差分した値を「偏熱」（℃）と定義する。穿孔比が上述の範囲である場合、偏熱は１００～２３０℃程度になる。偏熱が大きいまま、穿孔機Ｐ２を用いて延伸圧延を実施する場合、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、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、加熱炉Ｆ２を配置し、穿孔圧延後の中空素管を速やかに加熱炉Ｆ２に装入する。そして、加熱炉Ｆ２で中空素管を、中空素管の肉中温度よりも低く、外面温度よりも高い温度で加熱する。このとき、加工発熱により過剰に高くなった中空素管肉中温度が低下し、穿孔圧延により低下した中空素管外面温度（及び内面温度）が高まる。これにより、中空素管の温度分布のばらつきを抑え、偏熱を小さくする。
　図５は、穿孔機Ｐ１による穿孔圧延後、再加熱せずに穿孔機Ｐ２により延伸圧延を実施した場合の、各工程（加熱炉Ｆ１抽出時、穿孔圧延直後、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６は、加熱炉Ｆ２を用いて穿孔圧延後の中空素管を再加熱した後、穿孔機Ｐ２により延伸圧延を実施した場合の、各工程（加熱炉Ｆ１抽出時、穿孔圧延直後、加熱炉Ｆ２抽出時、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及び図６は次の数値解析により得られた。
　上述の化学組成を満たす高合金からなる丸ビレットを想定した。丸ビレットの外径は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の外径は７５ｍｍ、肉厚は１０ｍｍ、長さは９４２ｍｍとした。穿孔比は１．８８であった。加熱炉Ｆ２の加熱温度は１２００℃とした。加熱炉Ｆ２において、中空素管の内面温度、外面温度及び肉中温度が加熱温度（１２００℃）になるまで、中空素管を十分な時間加熱したと仮定した。穿孔機Ｐ２を用いた延伸圧延により製造される中空素管の外径は８６ｍｍ、肉厚は７ｍｍ、長さは１１０７ｍｍとした。延伸比は１．１８であった。加熱炉Ｆ２から穿孔機Ｐ２入側までの搬送時間は２０秒とした。穿孔機Ｐ１から加熱炉Ｆ２を経由せずに穿孔機Ｐ２に至るまでの搬送時間（図６に対応）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及び図６を作成した。
　図５及び図６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、加熱炉Ｆ２での再加熱を実施しない場合、穿孔圧延工程後の偏熱（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。
　一方、図６を参照して、加熱炉Ｆ２での再加熱を実施した場合、加熱炉Ｆ２において、中空素管の外面温度ＯＴ、内面温度ＩＴ及び肉中温度ＭＴはいずれも１２００℃になるため、穿孔圧延直後の偏熱は再加熱により解消される。そして、穿孔機Ｐ２の入側での偏熱量も８０℃以内であり、かつ、肉中温度ＭＴは１２００℃未満であった。
　以上より、加熱炉Ｆ２により、中空素管の肉中温度ＭＴを低下することができ、その結果、偏熱も小さくできる。そのため、穿孔機Ｐ２での延伸圧延時に、粒界が溶融するのを抑制でき、内面割れの発生を抑制できる。
　加熱炉Ｆ２の好ましい加熱温度は１１００～１２５０℃である。好ましくは、加熱炉Ｆ２の加熱温度は、加熱炉Ｆ１の加熱温度よりも低い。穿孔機Ｐ２は中空素管を延伸圧延する。そのため、中実の丸ビレットを穿孔圧延する穿孔機Ｐ１よりも、穿孔機Ｐ２が受ける負荷は小さい。したがって、加熱炉Ｆ２の加熱温度が加熱炉Ｆ１の加熱温度よりも低くても、中空素管を延伸圧延することができる。
　生産性と加熱炉Ｆ２の燃料原単位の向上とを考慮すれば、穿孔圧延された中空素管をなるべく早く加熱炉Ｆ２に装入するのが好ましい。しかしながら、製造レイアウトにおいて、穿孔機Ｐ１の配置と加熱炉Ｆ２の配置にも物理的な制限が伴う場合が多い。したがって、穿孔機Ｐ１で穿孔圧延された中空素管が加熱炉Ｆ２に装入されるまでにある程度の時間が必要である。しかしながら、加熱炉Ｆ１とは別個に加熱炉Ｆ２を配置することにより、加熱炉Ｆ２により、穿孔圧延後の中空素管を速やかに再加熱することができる。
　加熱炉Ｆ２に装入される中空素管の外面温度（つまり、装入直前の外面温度）は、好ましくは１０００℃以上であり、さらに好ましくは１０５０℃以上である。この場合、加熱炉Ｆ２での好ましい加熱時間は３００秒以上である。
　図７～図９は加熱炉Ｆ２の加熱時間と、中空素管の外面温度ＯＴ、内面温度ＩＴ、肉中温度ＭＴの温度との関係を示す図である。図７では、加熱炉Ｆ１の加熱温度を１２１０℃とし、加熱炉Ｆ２の加熱温度を１２００℃とした。中空素管の肉厚を２５ｍｍとした。その他の条件は図６を求めたときと同じ条件とした。以上の条件に基づいて、数値解析モデルを構築した。そして差分法により、各加熱時間における中空素管の外面温度ＯＴ、内面温度ＩＴ、肉中温度（肉厚の中心位置での温度）ＭＴを差分法により求め、図７を作成した。
　図８では、図７の条件と比較して、中空素管の肉厚が異なり、５０ｍｍであった。その他の条件は図７と同じであった。図９では、図８の条件と比較して、加熱炉Ｆ２の加熱温度が異なり、１１５０℃であった。その他の条件は図８の条件と同じであった。
　図７～図９中の曲線ＭＴは、中空素管の肉中温度（℃）を示す。曲線ＩＴは、中空素管内面温度（℃）を示す。曲線ＯＴは、中空素管の外面温度（℃）を示す。図７～図９を参照して、いずれにおいても、少なくとも加熱時間が３００秒経てば、偏熱が１０℃以下になる。なお、図７～図９の加熱初期において、内面温度ＩＴは、加熱炉Ｆ２の炉内雰囲気温度（つまり、加熱温度）からの熱伝達と、炉内雰囲気温度（加熱温度）よりも高い肉中温度ＭＴを有する肉中からの熱伝導とにより、加熱温度よりも上昇する。しかしながら、時間の経過とともに、内面温度ＩＴは加熱温度に近づく。
　図１０は、加熱炉Ｆ１の加熱温度が１２１０℃であり、加熱炉Ｆ２の加熱温度が１２００℃である場合の、加熱炉Ｆ２における加熱時間と中空素管の偏熱（肉中温度ＭＴ－外面温度ＯＴ）との関係を示す図である。図１１は、加熱炉Ｆ１の加熱温度が１２１０℃であり、加熱炉Ｆ２の加熱温度が１１５０℃である場合の、加熱炉Ｆ２における加熱時間と中空素管の偏熱との関係を示す図である。図１０及び図１１中の曲線Ｔ２５は、中空素管肉厚が２５ｍｍの場合の偏熱を示す。曲線Ｔ５０は、中空素管肉厚が５０ｍｍの場合の偏熱を示す。図１０及び図１１は、図７～図９のデータを編集して作成された。
　図１０及び図１１を参照して、偏熱は、肉厚が２５ｍｍ、５０ｍｍの場合のいずれにおいても、加熱炉Ｆ２の加熱時間が経過するにしたがって急速に小さくなる。そして、加熱時間が３００秒を経過すると、再加熱時間が経過に伴う偏熱の低下の度合いが小さくなる。加熱時間が３００秒以上であれば、偏熱は１０℃以下になる。
　図７～図１１より、加熱炉Ｆ２において少なくとも３００秒以上加熱すれば、偏熱は十分に小さくなる。そのため、加熱時間を３００秒以上とすれば、次工程の延伸圧延において、溶融割れの発生が抑えられる。
　加熱炉Ｆ２での好ましい加熱時間の上限は、１０００秒以下であり、さらに好ましくは６００秒以下である。この場合、偏熱を十分に低減でき、かつ、生産効率も高まる。
　［延伸圧延工程（Ｓ５）］
　加熱炉Ｆ２から中空素管を抽出し、穿孔機Ｐ２に搬送する。そして、穿孔機Ｐ２を用いて中空素管を延伸圧延する。
　穿孔機Ｐ２の構成は、図４に示す穿孔機Ｐ１と同じである。つまり、穿孔機Ｐ２も、一対の傾斜ロール１と、プラグ２とを備える。ただし、傾斜ロール１、プラグ２の形状は、穿孔機Ｐ１のものと異なっていてもよい。
　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Ｆ２での加熱温度と、延伸比との関係は、加熱炉Ｆ１の場合と同じである。なお、加熱炉Ｆ２での加熱温度が１１００℃未満であれば、延伸圧延が困難である。したがって、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、穿孔圧延後、加熱炉Ｆ２で中空素管を再加熱（均熱）する。そのため、穿孔圧延の加工発熱により過剰に高くなった肉中温度が下がり、偏熱が小さくなる。そのため、延伸圧延において、溶融割れの発生が抑制される。したがって、総延伸比が２．０よりも高くなっても、内面割れの発生が抑制される。
　［延伸工程以降の工程（Ｓ６）］
　延伸工程以降の工程は、周知のマンネスマン法と同様である。例えば、延伸された中空素管を圧延機１０により延伸圧延する。圧延機１０は直列に配列された複数のロールスタンドを含む。圧延機１０は例えば、プラグミルやマンドレルミル等である。さらに、圧延機１０により延伸圧延された中空素管を、定径圧延機２０により定径圧延する。定径圧延機２０は、直列に配列された複数のロールスタンドを含む。定径圧延機２０は例えば、サイザやストレッチレデューサ等である。以上の工程により、高合金からなる継目無金属管が製造される。
　［第２の実施の形態］
　第１の実施の形態では、穿孔機Ｐ２を用いて延伸圧延を実施する。しかしながら、穿孔機Ｐ２に代えて、穿孔機Ｐ１を用いて延伸圧延を実施してもよい。要するに、穿孔機Ｐ１は、加熱炉Ｆ１で加熱された丸ビレットを穿孔圧延し（図２中のＳ３）、さらに、加熱炉Ｆ２で加熱された中空素管を延伸圧延する（図２中のＳ５）。この場合であっても、加熱炉Ｆ２が、過剰に高い肉中温度を低下し、偏熱を小さくする。したがって、穿孔機Ｐ１で中空素管を延伸圧延しても、溶融割れが発生しにくい。
　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準備した。丸ビレットに対してダブル・ピアシング（第１穿孔機による穿孔圧延、第２穿孔機による延伸圧延）を実施し、継目無金属管とした。製造された継目無金属管の内面割れの有無を調査した。
　［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。上述の化学組成の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１時間加熱した。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速やかに加熱炉Ｆ２に装入して加熱した。装入時の中空素管の外面温度は１０５０℃であった。加熱炉Ｆ２での加熱温度は１２００℃、加熱時間は６００秒（１０分）であった。
　加熱後、中空素管を加熱炉Ｆ２から抽出し、穿孔機Ｐ２で延伸圧延して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（つまり、延伸圧延直前での中空素管の外面温度）は１１２０℃であった。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、各継目無金属管を超音波探傷後に軸方向に沿って切断し、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。
　［比較例］
　比較例の継目無金属管を、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Ｆ２に装入せず、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。製造された継目無金属管の寸法は本発明例と同じであった。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の有無を、本発明例と同じ方法で調査した。
　［調査結果］
　本発明例の３本の継目無金属管では、いずれも内面に溶融割れが発生しなかった。一方、比較例の３本の継目無金属管では、いずれも内面に溶融割れが発生した。
　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 (4)

  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を第１加熱炉で加熱する工程と、
    　前記第１加熱炉で加熱された前記高合金を第１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、
    　前記中空素管を第２加熱炉で加熱する工程と、
    　前記第２の加熱炉で加熱された前記中空素管を、前記第１穿孔機又は前記第１穿孔機と異なる第２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、
    　前記中空素管を前記第２加熱炉で加熱する工程では、外面温度が１０００℃以上の前記中空素管を前記第２加熱炉に装入する、継目無金属管の製造方法。
  3. 　請求項２に記載の継目無金属管の製造方法であって、
    　前記中空素管を前記第２加熱炉で加熱する工程では、加熱時間を少なくとも３００秒以上にする、継目無金属管の製造方法。
  4. 　請求項１～請求項３のいずれか１項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）
PCT/JP2012/077495 2011-11-01 2012-10-24 継目無金属管の製造方法 WO2013065554A1 (ja)

Priority Applications (5)

Application Number Priority Date Filing Date Title
CN201280053869.1A CN103917307B (zh) 2011-11-01 2012-10-24 无缝金属管的制造方法
EP12846437.7A EP2752253B1 (en) 2011-11-01 2012-10-24 Seamless-metal-pipe manufacturing method
US14/353,035 US9308561B2 (en) 2011-11-01 2012-10-24 Method of producing seamless metal pipe
MX2014005028A MX345720B (es) 2011-11-01 2012-10-24 Método de producción de tubo de metal sin soldadura.
BR112014010310A BR112014010310A2 (pt) 2011-11-01 2012-10-24 método para produzir tubo de metal sem costura

Applications Claiming Priority (2)

Application Number Priority Date Filing Date Title
JP2011-240610 2011-11-01
JP2011240610A JP5273230B2 (ja) 2011-11-01 2011-11-01 継目無金属管の製造方法

Publications (1)

Publication Number Publication Date
WO2013065554A1 true WO2013065554A1 (ja) 2013-05-10

Family

ID=48191906

Family Applications (1)

Application Number Title Priority Date Filing Date
PCT/JP2012/077495 WO2013065554A1 (ja) 2011-11-01 2012-10-24 継目無金属管の製造方法

Country Status (7)

Country Link
US (1) US9308561B2 (ja)
EP (1) EP2752253B1 (ja)
JP (1) JP5273230B2 (ja)
CN (1) CN103917307B (ja)
BR (1) BR112014010310A2 (ja)
MX (1) MX345720B (ja)
WO (1) WO2013065554A1 (ja)

Cited By (1)

* Cited by examiner, † Cited by third party
Publication number Priority date Publication date Assignee Title
CN111589869A (zh) * 2020-01-09 2020-08-28 西北工业大学 一种2219铝合金管的高强韧二辊斜轧穿孔方法

Families Citing this family (1)

* Cited by examiner, † Cited by third party
Publication number Priority date Publication date Assignee Title
KR20120130324A (ko) * 2010-02-01 2012-11-30 더 팀켄 컴퍼니 롤러 베어링 케이지를 위한 통합된 롤링 및 벤딩 공정

Citations (6)

* Cited by examiner, † Cited by third party
Publication number Priority date Publication date Assignee Title
JPS6427707A (en) 1987-03-13 1989-01-30 Sumitomo Metal Ind Manufacture of steamless steel tube for rim of wheel
JPH04187310A (ja) 1990-11-19 1992-07-06 Sumitomo Metal Ind Ltd 継目無オーステナイト系ステンレス鋼管の製造方法
JPH05277516A (ja) 1992-03-31 1993-10-26 Nippon Steel Corp 管内面品質に優れた高Ｎｉ合金継目無管の製造方法
JPH10128412A (ja) * 1996-10-25 1998-05-19 Sumitomo Metal Ind Ltd 黒皮被覆１３Ｃｒ系ステンレス継目無鋼管の製造方法
JP2002239612A (ja) 2001-02-21 2002-08-27 Nkk Corp 継目無管の製造方法
JP2008161906A (ja) * 2006-12-28 2008-07-17 Sumitomo Metal Ind Ltd 高Ｃｒ−高Ｎｉ基合金鋼からなる継目無鋼管の製造方法

Family Cites Families (6)

* Cited by examiner, † Cited by third party
Publication number Priority date Publication date Assignee Title
JPS6431505A (en) * 1987-07-24 1989-02-01 Sumitomo Metal Ind Piercing method for seamless pipe
CN100522404C (zh) * 2004-06-18 2009-08-05 住友金属工业株式会社 无缝钢管的制造方法
WO2006003954A1 (ja) * 2004-06-30 2006-01-12 Sumitomo Metal Industries, Ltd. Ｎｉ基合金素管及びその製造方法
CA2633376C (en) * 2006-08-14 2010-02-23 Sumitomo Metal Industries, Ltd. Process for manufacturing a seamless tube
CN101020192A (zh) * 2007-03-21 2007-08-22 中冶东方工程技术有限公司 一种热轧无缝钢管的轧制工艺
CN101020190A (zh) * 2007-03-21 2007-08-22 中冶东方工程技术有限公司 热轧无缝钢管的轧制工艺

Patent Citations (6)

* Cited by examiner, † Cited by third party
Publication number Priority date Publication date Assignee Title
JPS6427707A (en) 1987-03-13 1989-01-30 Sumitomo Metal Ind Manufacture of steamless steel tube for rim of wheel
JPH04187310A (ja) 1990-11-19 1992-07-06 Sumitomo Metal Ind Ltd 継目無オーステナイト系ステンレス鋼管の製造方法
JPH05277516A (ja) 1992-03-31 1993-10-26 Nippon Steel Corp 管内面品質に優れた高Ｎｉ合金継目無管の製造方法
JPH10128412A (ja) * 1996-10-25 1998-05-19 Sumitomo Metal Ind Ltd 黒皮被覆１３Ｃｒ系ステンレス継目無鋼管の製造方法
JP2002239612A (ja) 2001-02-21 2002-08-27 Nkk Corp 継目無管の製造方法
JP2008161906A (ja) * 2006-12-28 2008-07-17 Sumitomo Metal Ind Ltd 高Ｃｒ−高Ｎｉ基合金鋼からなる継目無鋼管の製造方法

Cited By (2)

* Cited by examiner, † Cited by third party
Publication number Priority date Publication date Assignee Title
CN111589869A (zh) * 2020-01-09 2020-08-28 西北工业大学 一种2219铝合金管的高强韧二辊斜轧穿孔方法
CN111589869B (zh) * 2020-01-09 2023-08-18 安徽汉正轴承科技有限公司 一种2219铝合金管的高强韧二辊斜轧穿孔方法

Also Published As

Publication number Publication date
MX2014005028A (es) 2014-07-09
JP2013094825A (ja) 2013-05-20
MX345720B (es) 2017-02-10
CN103917307B (zh) 2016-04-27
CN103917307A (zh) 2014-07-09
US9308561B2 (en) 2016-04-12
EP2752253A1 (en) 2014-07-09
EP2752253A4 (en) 2015-04-01
US20140245806A1 (en) 2014-09-04
EP2752253B1 (en) 2018-05-09
JP5273230B2 (ja) 2013-08-28
BR112014010310A2 (pt) 2017-04-18

Similar Documents

Publication Publication Date Title
JP4438960B2 (ja) 継目無管の製造方法
JP5273231B2 (ja) 継目無金属管の製造方法
CN113522981A (zh) 一种减少含硫钢斜轧无缝钢管表面裂纹缺陷的方法
JP4315155B2 (ja) 継目無管の製造方法
JP4359783B2 (ja) 継目無鋼管の製造方法
JP5765191B2 (ja) 高Ｃｒ−高Ｎｉ基合金からなる継目無管の製造方法
JP5273230B2 (ja) 継目無金属管の製造方法
JP5056990B2 (ja) 高Ｃｒ−高Ｎｉ合金からなる継目無管用丸鋼片の製造方法、およびその丸鋼片を用いた継目無管の製造方法
JP6015269B2 (ja) 高Ｃｒ継目無鋼管の製造方法
JP5858206B1 (ja) 継目無金属管の製造方法
EP2286934B1 (en) High-alloy seamless steel pipe manufacturing method
JP4196991B2 (ja) 継目無管の製造における穿孔圧延方法
JP5012992B2 (ja) 継目無管の製造方法
EP2839890B1 (en) Use of a round billet for being produced into seamless metal tube and method for producing seamless metal tube
JP6274449B2 (ja) 継目無鋼管の製造方法
JP3407704B2 (ja) 高炭素継目無鋼管の製造方法
JP2004082174A (ja) 継目無鋼管の製造方法
JPH07136702A (ja) Ｃｒ含有継目無鋼管の製造方法
JP2002273505A (ja) 継目無鋼管の製造方法
JPH04294804A (ja) 継目無鋼管の製造方法およびその設備列

Legal Events

Date Code Title Description
WWE Wipo information: entry into national phase

Ref document number: 201280053869.1

Country of ref document: CN

121 Ep: the epo has been informed by wipo that ep was designated in this application

Ref document number: 12846437

Country of ref document: EP

Kind code of ref document: A1

WWE Wipo information: entry into national phase

Ref document number: 14353035

Country of ref document: US

WWE Wipo information: entry into national phase

Ref document number: MX/A/2014/005028

Country of ref document: MX

NENP Non-entry into the national phase

Ref country code: DE

REG Reference to national code

Ref country code: BR

Ref legal event code: B01A

Ref document number: 112014010310

Country of ref document: BR

ENP Entry into the national phase

Ref document number: 112014010310

Country of ref document: BR

Kind code of ref document: A2

Effective date: 20140429