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WO2008062752A1 - Manufacturing method for seamless pipe - Google Patents

Manufacturing method for seamless pipe Download PDF

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WO2008062752A1
WO2008062752A1 PCT/JP2007/072377 JP2007072377W WO2008062752A1 WO 2008062752 A1 WO2008062752 A1 WO 2008062752A1 JP 2007072377 W JP2007072377 W JP 2007072377W WO 2008062752 A1 WO2008062752 A1 WO 2008062752A1
Authority
WO
WIPO (PCT)
Prior art keywords
billet
plug
piercing
rolling
tdft
Prior art date
Legal status (The legal status 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 status listed.)
Ceased
Application number
PCT/JP2007/072377
Other languages
English (en)
French (fr)
Inventor
Tomio Yamakawa
Kazuhiro Shimoda
Current Assignee (The listed assignees may be inaccurate. Google has not performed a legal analysis and makes no representation or warranty as to the accuracy of the list.)
Nippon Steel Corp
Original Assignee
Sumitomo Metal Industries Ltd
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 Sumitomo Metal Industries Ltd filed Critical Sumitomo Metal Industries Ltd
Priority to CN2007800430525A priority Critical patent/CN101553327B/zh
Priority to BRPI0718636-3A priority patent/BRPI0718636B1/pt
Priority to EP07832107.2A priority patent/EP2098310B1/en
Priority to MX2009005393A priority patent/MX2009005393A/es
Publication of WO2008062752A1 publication Critical patent/WO2008062752A1/ja
Priority to US12/453,568 priority patent/US7739892B2/en
Anticipated expiration legal-status Critical
Ceased legal-status Critical Current

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Classifications

    • 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
    • B21B25/00—Mandrels for metal tube rolling mills, e.g. mandrels of the types used in the methods covered by group B21B17/00; Accessories or auxiliary means therefor ; Construction of, or alloys for, mandrels or plugs

Definitions

  • the present invention relates to a method for producing a seamless pipe, which produces a seamless pipe with less internal flaws and less uneven thickness of the raw pipe with high drilling efficiency without operational troubles such as rolling stop. Related.
  • the heated billet is conveyed to a piercing machine (piercer), pushed by a pusher, and squeezed between a pair of inclined rolling rolls. Thereafter, the billet moves forward by rotating the roll. At this time, the rotary forging effect (Mannesmann effect) acts on the billet center until the billet reaches the tip of the piercing plug arranged between the inclined rolling rolls along the pass line. Becomes brittle. Next, the billet becomes a hollow element tube (hereinafter also simply referred to as an element tube) while being thickened by the pair of inclined rolls and the plug. The hollow shell is further processed by drawing and other subsequent processes to become a seamless pipe of a predetermined size.
  • a piercing machine pushed by a pusher
  • the billet moves forward by rotating the roll.
  • the rotary forging effect Mannesmann effect
  • the billet becomes a hollow element tube (hereinafter also simply referred to as an element tube) while being thickened by the pair of inclined rolls and the plug.
  • the hollow shell is further processed by
  • the piercing-rolling is also performed on, for example, a continuous forging material having a central segregation porosity and a billet such as stainless steel having poor hot deformability.
  • a continuous forging material having a central segregation porosity and a billet such as stainless steel having poor hot deformability.
  • leaf-shaped, fin-shaped, or wrap-shaped wrinkles (collectively referred to as inner surface wrinkles) occur on the inner surface of the hollow shell after drilling due to the rotary forging effect and additional shear deformation.
  • the plug tip reduction ratio is reduced to suppress the rotary forging effect as much as possible to prevent the occurrence of internal flaws.
  • misrolls such as billet stagnation tend to occur.
  • Patent Documents 1 and 2 describe a method for manufacturing a seamless pipe, characterized in that the plug tip reduction ratio is 95% or more or 97% or more.
  • the plug tip reduction rate is defined as “roll interval at the plug tip position / diameter of the flange”, so the above “95% or more” and “97% or more” “0.95 or higher” and “0.97 or higher” should be written respectively.
  • These plug tip reduction ratios are “0.05 or less” and “0.03 or less”, respectively, according to the original definition.
  • Patent Document 1 Japanese Patent Application Laid-Open No. 2001-162307 (Japanese Patent Application No. 11 346513)
  • Patent Document 2 Japanese Patent Application Laid-Open No. 2001-162306 (Japanese Patent Application No. 11-346514)
  • the drilling efficiency is the ratio of the forward speed of the raw tube to the forward speed component of the peripheral speed of the roll gouge part and is defined as follows.
  • V is the advance speed of the tube (m / s)
  • V is the roll
  • Fig. 4 shows the results of tests conducted under the conditions shown in Table 1 using plugs of the same shape to investigate the drilling efficiency. As shown in the figure, the drilling efficiency decreases as the plug tip reduction ratio increases, and particularly when the plug tip reduction ratio is 0.04 or less, the reduction in drilling efficiency is significant.
  • the decrease in the drilling efficiency is caused by a decrease in the advance speed of the raw tube (V mentioned above), in other words, billet
  • the metal flow of the material to be rolled is constrained in the axial direction due to a decrease in piercing efficiency, and tends to flow in the circumferential direction.
  • additional shear deformation in the circumferential direction increases, and the defective portion generated in front of the plug is further promoted by the shear deformation, and the defective portion remains as a large inner surface flaw in the raw tube.
  • the time required for drilling is increased due to a decrease in drilling efficiency, there is a problem that the heat load on the plug increases and the plug life is shortened.
  • Patent Documents 1 and 2 mentioned above are methods that combine a reduction in roll peripheral speed and push-in by a pusher in order to prevent a billet from being poorly squeezed.
  • this method since the drilling is performed at a low plug tip reduction ratio even in the middle of the billet, cracks due to the rotary forging effect that occurs before the plug can be suppressed.
  • the drilling after the middle part of the billet may increase the slip and lower the drilling efficiency.
  • An object of the present invention is to provide a technique for manufacturing a seamless pipe excellent in quality with high productivity. Specifically, the production of seamless pipes that prevent the occurrence of inner surface flaws in the raw pipe, reduce uneven thickness, and that do not cause misroll such as rolling stop without causing a reduction in drilling efficiency over the entire length of the drilled material. It is an object of the present invention to provide a method.
  • the gist of the present invention resides in the following seamless pipe manufacturing method (1) to (3).
  • Plug tip reduction ratio is 0.04 or less or / and the square root of product of plug tip reduction ratio (TDFT) and billet speed (N) (TDFT XN) ° 5 is 0.4 or less Piercing and rolling under the following conditions:
  • Feature (c) Perform piercing and rolling using a plug having a shape that satisfies the following formula (2).
  • N (Ld X EL) / (0.5 X ⁇ X Bd X tan / 3)
  • d2 Outer diameter of the boundary between the rolled part and the reeling part of the plug, that is, the outer diameter (mm) of the starting point of the reeling.
  • a hollow shell with less internal flaws and uneven thickness can be produced with high drilling efficiency without operating trouble such as rolling stop.
  • FIG. 1 is a schematic plan view showing an example of an apparatus for carrying out the method of the present invention
  • FIG. 2 is a side view of the drilling position. Both figures are partially sectional views.
  • the drilling machine 10 includes a pair of cone type inclined rolls (hereinafter simply referred to as rolls) 1, a plug 2, a core metal 3, a pusher 4 and an HMD (Hot
  • the pair of rolls 1 are arranged with a crossing angle ⁇ and an inclination angle 0 with respect to the nosline XX.
  • Plug 2 is attached to the tip of core 3 and placed on the pass line X—X between the rolls Is done.
  • the plug used in the method of the present invention has a special shape as will be described later.
  • the pusher 4 is disposed on the pass line X—X.
  • the pusher is a force S composed of the hydraulic cylinder body 41, the cylinder shaft 42, the connection member 43 and the billet push rod 44, and the type of pusher is not limited to this. In short, it is sufficient if it has a function of forcibly advancing the billet 20 toward the drilling machine with a predetermined force.
  • HMD51 is a detection device that detects whether or not the tip of the hollow core tube that has been perforated has passed between the rolls.
  • the reason why the plug tip reduction ratio (TDFT) is set to 0.04 or less is to suppress the occurrence of inner surface flaws in the raw pipe by light reduction. Also, the square root of the product of the gorge reduction ratio (GDFT) and billet rotation speed (ie, (GDFT XN) ° 5 is set to 0.4 or less in addition to preventing the occurrence of internal flaws, This is to reduce the uneven thickness of the pipe by preventing rolling stop, etc. When the billet rotation speed (N) is large, the rotational forging effect and the additional shear deformation can be suppressed.
  • Thickness processed by rolls and plugs for each rotation increases and slip increases, resulting in a decrease in piercing efficiency, or when the piercing and rolling becomes unstable and the uneven thickness of the raw pipe increases. is therefore less than 0.04 or / and TDFT (GDFT XN) ° -. 5 a to 0.4.
  • One of the objects of the present invention is to reduce the uneven thickness of the raw tube. Normally, when the plug tip draft ratio is 0.04 or less, the drilling efficiency decreases, and the runout during drilling of the rolled material increases and the uneven thickness increases. However, according to the method of the present invention in which the driving force from the roll is increased and the plug resistance is reduced, the piercing and rolling is performed stably, and uneven thickness is reduced.
  • FIG. 5 is a diagram showing the results of examining the relationship between the amount of movement after the billet is swallowed into the roll and the traveling speed in a drilling test in which no pusher is used.
  • the billet speed decreases rapidly after the billet is swallowed in contact with the roll.
  • the traveling speed is minimized at the position where the tip of the billet comes into contact with the plug and drilling is started (the point of LE1 on the horizontal axis).
  • the billet is stably swallowed (that is, the billet force S progresses without slipping), and as the drilling progresses, the billet speed increases gradually.
  • a steady state of almost constant value is reached.
  • the steady state refers to the time from when the tip of the pierced and rolled billet (that is, the tip of the hollow shell) comes out from the rear end of the mouth until the time when the rear end of the billet contacts the roll.
  • the non-stationary state refers to the time from when the billet tip is swollen into the roll and proceeds to contact the plug until the steady state is entered.
  • a small gorge reduction ratio (GDFT, that is, Rg / Bd) means that the roll interval (Rg) is small.
  • Rg the roll interval
  • the ellipticity of the cross-sectional shape of the billet being drilled is increased, and the penetration angle into the roll in the rotating direction of the material to be rolled is increased. This increase in the stagnation angle causes billet slip.
  • the gorge reduction ratio (GDFT, that is, Rg / Bd) is excessively large, since the roll interval (Rg) is large, the contact area between the roll and the billet becomes small, and rolling applied to the material to be rolled from the roll As the driving force in the direction becomes smaller, slipping also occurs in this case.
  • the effect of the gorge reduction ratio (GDFT) on the slip of the material to be rolled is remarkable in comparison with the case where the plug tip reduction ratio is relatively large. Therefore, the gorge reduction ratio (GDFT) has an appropriate range for preventing slip, and the setup of the mill must be set within this range.
  • the perforation ratio (EL, ie, the length of the hollow shell / the length of the billet) also affects the slip.
  • EL perforation ratio
  • GDFT gorge rolling ratio
  • Figure 6 shows an S45C billet with an outer diameter of 70 mm, a tilt angle of 10 °, a crossing angle of 20 °, and various drilling ratios (EU and gorge reduction ratio (GDFT)).
  • EU and gorge reduction ratio GDFT
  • the region where stable piercing and rolling can be performed without occurrence of slip is a region surrounded by straight lines A and B.
  • Lines A and B are represented by the following equations, respectively.
  • the proper gorge reduction ratio is a value within the range expressed by the following equation (1).
  • L2 is the length (mm) of the rolled part 31 of the plug
  • d2 is the outer diameter (mm) of the boundary position between the rolled part 31 and the reeling part 32 of the plug.
  • the rolling part is the part where 98% or more of the wall thickness is processed
  • the reeling part is the part where the thickness of the material to be rolled is finished smoothly.
  • the escape portion 33 is a portion having the same diameter as the plug maximum diameter, or a portion in which the diameter decreases toward the rear.
  • L2 is the length of the rolled part of the plug
  • d2 is the plug diameter at the end of the rolled part (starting point of the reeling part).
  • Figure 7 shows that piercing efficiency can be maintained at a high level if piercing and rolling is performed with the L2 / d2 value in the proper range.
  • the mark in Fig. 8 is an example of plug clogging (bill stagnation), clogging at the bottom, or a decrease in plug life, and X is an example of drilling efficiency of 70% or less.
  • ⁇ marks are examples of drilling efficiency exceeding 70% and less than 75%
  • ⁇ marks are drilling efficiency of 75% or more and low This is an example in which the specified perforation can be carried out and the inner surface flaws of the raw tube are not generated.
  • Lines A and B surround this circled area. Each straight line is represented by the following formula.
  • the area that covers the example of the above ⁇ mark that is, the area where the drilling efficiency is 75% or more and force and stable drilling can be performed and the inner surface flaw of the raw tube does not occur is the following formula (2) This is the area represented by
  • the billet 20 is squeezed into roll 1 and drilling begins. Until the tip of the swallowed billet (the tip of the blank tube) reaches a steady state where the roll is released, in other words, the steady state when the pusher is not used while the billet travels while the unsteady state is reached.
  • Push billet 20 with pusher 4 so that it is faster than the speed at.
  • the billet speed in the non-steady state is the average value of the speed in the unsteady region.
  • the steady-state speed is the same as the billet 20 in the steady state of the billet of the outer diameter and steel type. It is the average value of the traveling speed.
  • the billet is pushed forward by the pusher so that the thrust load force applied to the plug 2 in the unsteady state is equal to or greater than the thrust load applied to the plug 2 in the steady state when the pusher is not used. It is. This prevents billet 20 from slipping in an unsteady state. Further, since the billet traveling speed in the unsteady state becomes larger than that when the pusher is not used, the rotary forging effect is reduced and the generation of inner surface flaws of the hollow shell is suppressed.
  • the thrust load applied to the plug in the steady state may be measured in advance! /, May! /, And calculated from various conditions such as roll rotation speed and billet shape.
  • the traveling speed of the billet 20 in the unsteady state is equal to or higher than the traveling speed in the steady state when the pusher is not used, the rotary forging effect does not use the pusher even in the unsteady state.
  • the rotating forging effect in the steady state is less than Decrease layer.
  • the traveling speed in the steady state when the pusher is not used may also be obtained by measuring in advance and calculating from various conditions such as V, roll speed and billet shape.
  • FIG. 9 is a diagram showing a result of piercing and rolling under the same conditions as in the test of FIG. 5 described above, except that push rolling was performed with a pusher in an unsteady region.
  • the traveling speed increases in the unsteady region (the region between LE1 and LE2) and is almost the same as the velocity in the steady region.
  • the tilt rolling method using a cone-type roll has been mainly described as an example.
  • the shape of the 1S roll may be a barrel type.
  • the method of the present invention can also be carried out by the inclined rolling piercing method using a rolling roll having only an inclination angle.
  • a 70 mm round billet was cut out and pierced and rolled under the conditions of a heating temperature of 1200 ° C, a crossing angle of 15 °, and an inclination angle of 10 °, and a test was conducted to manufacture a blank tube with an outer diameter of 75 mm and a wall thickness of 8 mm.
  • the gorge reduction ratio (GDFT) and the plug shape were determined so as to satisfy the expressions (1) and (2), respectively, and the plug tip draft ratio was set to 0.01.
  • the perforation test was performed on 100 billets, and the occurrence of inner surface flaws in the pipe, the average thickness deviation rate (the circumferential thickness deviation ratio at each position of the pipe was measured in the longitudinal direction and averaged) And the drilling efficiency were measured.
  • the measurement results were as follows. That is, there was no generation of internal flaws, the drilling efficiency was 77 to 82%, and the average wall thickness ratio was 4% or less. From this result, according to the method of the present invention, high quality It is clear that the tube can be produced with high efficiency. Note that the drilling efficiency was 60% or less when the setting conditions defined in the present invention were not satisfied, and there was an example where the rolling was stopped. In the piercing and rolling method of the conventional method, the average thickness deviation is about 6%.
  • FIG. 1 is a schematic plan view (partially sectional view) of a piercing and rolling mill for carrying out the method of the present invention.
  • FIG. 2 is a side view (partially sectional view) showing the perforated part of FIG. 1.
  • FIG. 3 is a diagram showing the shape of a plug used in the method of the present invention.
  • FIG. 4 is a graph showing the relationship between plug tip reduction ratio (TDFT) and drilling efficiency.
  • FIG. 5 is a diagram showing the relationship between the amount of billet movement and the traveling speed when the pusher is not used.
  • FIG. 6 is a diagram showing the relationship between the perforation ratio (EL) and the gorge reduction ratio (GDFT).
  • FIG. 7 is a graph showing the relationship between plug shape (L2 / d2), plug tip reduction ratio (TDFT), and drilling efficiency.
  • FIG. 8 is a diagram showing the influence of the square root of the product of the plug tip reduction ratio (TDFT) and the billet rotation speed (N) and the plug shape (L 2 / d2) on the piercing and rolling state.
  • TDFT plug tip reduction ratio
  • N billet rotation speed
  • L 2 / d2 plug shape
  • FIG. 9 is a diagram showing the relationship between the amount of billet movement and the traveling speed when a pusher is used. Explanation of symbols

Landscapes

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Description

明 細 書
継目無管の製造方法
技術分野
[0001] 本発明は、素管の内面疵の発生が少なぐかつ偏肉が少ない継目無管を圧延停止 等の操業上のトラブルなしに、高い穿孔効率で製造する継目無管の製造方法に関 する。
背景技術
[0002] 継目無鋼管の製造技術は種々知られて!/、るが、最も効率的で量産に適する方法 は、傾斜圧延ロールと穿孔プラグを使用してビレットを穿孔する、傾斜圧延方式 (いわ ゆるマンネスマン方式）による製造方法である。
[0003] 傾斜圧延方式の穿孔では、加熱されたビレットは穿孔機（ピアサ）に搬送され、プッ シャで押されて一対の傾斜圧延ロールに嚙み込まれる。以後、ビレットはロールの回 転によって回転しながら前進して行く。このとき、傾斜圧延ロール間にパスラインに沿 つて配置された穿孔用のプラグの先端にビレットが到達するまでの間にビレット中心 部には回転鍛造効果（マンネスマン効果）が作用し、その中心部が脆くなる。次に、ビ レットは、上記一対の傾斜ロールと上記プラグによって肉厚加工が施されながら、中 空素管（以下、単に素管ともいう）となる。中空素管は、延伸圧延その他の後続のェ 程によってさらに加工されて所定サイズの継目無管となる。
[0004] 上記の穿孔圧延は、例えば、中心偏析ゃポロシティを有する連続铸造材や、熱間 変形能が劣悪なステンレス鋼などのビレットに対しても実施される。その場合、回転鍛 造効果と付加的な剪断変形によって、穿孔後の中空素管の内面に葉状、ひれ状もし くはラップ状の疵 (これらを内面疵と総称する）が発生する。これを防ぐために、一般 にはプラグ先端圧下比を小さくして、回転鍛造効果を極力抑制して内面疵の発生を 防止する。し力もながら、プラグ先端圧下比を小さくするとビレットの嚙み込み不良な どのミスロールが発生しやすくなる。
[0005] プラグ先端圧下比とは、次の式で表されるものである。
[0006] (Bd— dl) /Bd、即ち、 1一（dl/Bd) したがって、プラグ先端圧下比を小さくするということは、ビレットの径 (Bd)が一定の 場合は dl (プラグ先端位置でのロール間隔）を大きくすること、またはプラグをビレット 側に前進させて、その先端をロール径の小さい方向に進めることを意味する（図 1〜3 参照)。
[0007] 特許文献 1および 2には、プラグ先端圧下率を 95%以上または 97%以上とすること を特徴の一つとする継目無管の製造方法が記載されている。ただし、これらの文献で はプラグ先端圧下率を「プラグ先端位置でのロール間隔/铸片の直径」と定義してい るから、上記の「95%以上」および「97%以上」は、本来、それぞれ「0.95以上」および 「0.97以上」と記載されるべきである。そして、これらのプラグ先端圧下率は、前記の 本来の定義に従えば、それぞれ「0.05以下」および「0.03以下」ということになる。
[0008] 特許文献 1：特開 2001— 162307号公報（特願平 11 346513)
特許文献 2 :特開 2001— 162306号公報（特願平 11— 346514)
[0009] プラグ先端圧下比を小さくすることのもう一つの難点は、穿孔効率が低下することで ある。なお、穿孔効率とはロールゴ一ジ部周速の前進方向速度成分に対する素管の 前進速度の比率で、下記のように定義される。
[0010] 7] = (V /V sin Θ ) X 100 (%)
H R
但し、 ]は穿孔効率（％)、 Vは素管の前進速度（m/s)、 Vはロールゴ
H R 一ジ部周速
(m s)でめる。
[0011] 図 4は、穿孔効率を調査するため同一形状のプラグを使用して表 1に示す条件で 試験を行った結果を示すものである。図示のとおり、プラグ先端圧下比が大きくなる につれて穿孔効率は低くなつており、特にプラグ先端圧下比が 0.04以下になると穿 孔効率の低下が顕著である。
[0012] [表 1] 表 1
Figure imgf000005_0001
[0013] 穿孔効率の低下は、素管の前進速度（上記の V )の低下、言い換えれば、ビレット
H
の進行速度の低下を意味し、ビレットが回転鍛造効果を受ける時間が長くなる（ビレツ トの所定位置における回転鍛造の回数が多くなる）ことを意味する。そうすると、連続 铸造材のような中心部に欠陥のある鋼種では、プラグ先端圧下比を小さく設定しても 、過度の回転鍛造効果に起因する内面疵が発生することになる。
[0014] さらに、穿孔効率の低下により被圧延材のメタルフローは軸方向では拘束され、周 方向に流れやすくなる。そうすると円周方向の付加剪断変形が増大し、プラグ前で生 じた欠陥部がこの剪断変形によって更に助長され、欠陥部が大きな内面疵として素 管に残ることになる。そのうえ、穿孔効率の低下によって穿孔に要する時間が長くな るので、プラグへの熱負荷が増加し、プラグ寿命が短くなるという問題もある。
[0015] 先に挙げた特許文献 1および 2の方法は、ともにビレットの嚙み込み不良を防止す るために、ロール周速の低速化とプッシャによる押し込みを組み合わせるという方法 である。その方法においては、ビレット中間部の穿孔でも低いプラグ先端圧下比での 穿孔を行うので、たしかにプラグ前で生じる回転鍛造効果に起因する割れが抑制で きる。しかし、傾斜圧延ロールの設定条件とプラグ形状によっては、嚙み込み不良は 解消できても、ビレットの中間部以降の穿孔ではスリップが大きくなつて、穿孔効率が 低下することがある。
[0016] 上記のようにビレットの中間部以降の穿孔で穿孔効率が低下すると、定常圧延域で あっても、入側ビレットの圧延方向速度が低下してビレット回転数（ビレットがロールに 嚙み込まれてからプラグ先端に到達するまでの間に一対のロールと被圧延材とが接 触する回数）が多くなる。したがって、回転鍛造効果を受ける回数が増加し、プラグ先 端圧下比を小さくしていても、過度の回転鍛造効果によってビレット中心近傍に割れ が生じ、素管に内面疵として残存することになる。
発明の開示
発明が解決しょうとする課題
[0017] 本発明の目的は、品質に優れた継目無管を高い生産性をもって製造する技術を提 供することにある。具体的には、素管の内面疵の発生を防止し偏肉を軽減して、かつ 、穿孔材の全長にわたって穿孔効率の低下を招くことなぐ圧延停止等のミスロール の生じない継目無管の製造方法を提供することが本発明の目的である。
課題を解決するための手段
[0018] 本発明の要旨は、下記（1)〜（3)の継目無管の製造方法にある。
[0019] (1)パスラインに沿って入側に配置されたプッシャと、同じくパスラインに沿って出側 に配置されたプラグと、プラグを挟んで対向して配設された一対の傾斜ロールとを備 えた穿孔機を用いて穿孔圧延を行う継目無管の製造方法であって、下記の特徴 (a) 力、ら特徴 (d)までを備える継目無管の製造方法。
[0020] 特徴 (a) : プラグ先端圧下比 (TDFT)が 0.04以下または/およびプラグ先端圧下 比 (TDFT)とビレット回転数 (N)の積の平方根 (TDFT X N) °· 5が 0.4以下となる条件 で穿孔圧延を行うこと、
特徴 (b)： 傾斜ロールのゴージ部にお!/、て最短距離となるロール間隔 (Rg)とビレツ トの外径（Bd)との比を示すゴージ圧下比（GDFT、即ち、 Rg/Bd)が下記の (1)式を 満たすように傾斜ロールの位置を決定すること、
特徴 (c)： 下記の (2)式を満たす形状のプラグを用いて穿孔圧延を行うこと、 特徴 (d) : 少なくとも穿孔圧延の非定常域において、ビレットをプッシャによって押 圧すること。
[0021] -0.01053 X EL + 0.8768≤GDFT≤ -0.01765 X EL + 0.9717 - - -(1)
-0.95 X (TDFT X N)°- 5+ 1.4≤L2/d2≤- 1.4 X (TDFT X N)°- 5 + 3.15 •••(2)
但し、 TDFT= 1— (dl/Bd)
ここで dl：プラグ先端位置でのロール間の最短距離 (mm)
Bd :ビレット外径（mm)
N = (Ld X EL)/ (0.5 X π X Bd X tan /3 )
ここで Ld：ビレット嚙み込み点からプラグ先端までの投影接触長さ（mm)
EL :穿孔比、即ち、中空素管の長さ/ビレット長さ
β：ロールの傾斜角
L2：プラグの圧延部の長さ（mm)
d2 :プラグの圧延部とリーリング部の境界位置の外径、即ち、リーリング開始 点の外径（mm)。
[0022] (2)上記の特徴 (d)にお!/、て、穿孔圧延の非定常域および定常域でビレットをプッシ ャによって押圧する上記（1)の継目無管の製造方法。
[0023] (3)プッシャの前進速度を、プッシャを使用しな!/、ときの定常状態における入側ビレ ットの進行方向速度以上に設定して穿孔圧延を行う上記（1)または（2)の継目無管 の製造方法。
発明の効果
[0024] 本発明の方法によれば、内面疵および偏肉の少ない中空素管が、圧延停止等の 操業トラブルなしに高い穿孔効率で製管できる。
発明を実施するための最良の形態
[0025] 以下、図面を引用しながら本発明方法の特徴を順次説明する。
[0026] 図 1は、本発明方法を実施する装置の一例を示す模式的な平面図、図 2は、その 穿孔位置の側面図である。両図とも一部分を断面図にしてある。
[0027] 穿孔機 10は、一対のコーン型傾斜ロール（以下、単にロールという） 1、プラグ 2、芯 金 3、プッシャ 4および HMD (Hot
Metal Detector) 51を備えている。一対のロール 1は、ノ スライン X— Xに対して交叉 角 Ίと傾斜角 0をもって配置されている。
[0028] プラグ 2は芯金 3の先端に取り付けられて、ロールの間のパスライン X— X上に配置 される。なお、本発明方法で用いるプラグは後述するように特別な形状のものである
〇
[0029] プッシャ 4は、パスライン X— X上に配置される。図示の例ではプッシャは油圧式シリ ンダ本体 41、シリンダ軸 42、接続部材 43およびビレット押し棒 44からなる力 S、プッシャ の種類はこれに限られない。要するに、ビレット 20を所定の力で穿孔機の方向に強制 的に進行させる機能を備えたものであればよい。 HMD51は検知装置であり、穿孔さ れた中空素管の先端部がロール間を通過したかどうかを検知する。
[0030] 1.特徴 (a)について
プラグ先端圧下比 (TDFT)を 0.04以下にするのは、軽圧下によつて素管の内面疵 の発生を抑えるためである。また、ゴージ圧下比（GDFT)とビレット回転数 ( との 積の平方根、即ち、（GDFT X N) ° 5を 0.4以下にするのは、内面疵の発生を防止す るのに加えて、穿孔圧延を安定させ、圧延停止等を防止して素管偏肉を軽減するた めである。ビレット回転数 (N)が大きいと、回転鍛造効果と付加的剪断変形は抑制で きる力 被圧延材の半回転ごとのロールとプラグとによって加工される肉厚加工度が 大きくなりスリップが大きくなつて、穿孔効率の低下を招く。また、穿孔圧延が不安定 になって素管の偏肉を大きくする場合がある。したがって、 TDFTを 0.04以下または /および（GDFT X N) °- 5を 0.4以下にする。
[0031] なお、本発明の目的の一つは、素管の偏肉を軽減することである。通常、プラグ先 端ドラフト比を 0.04以下にすると、穿孔効率が低下し、被圧延材の穿孔中の振れ廻り が大きくなつて偏肉が増大する。しかし、ロールからの推進力を大きくし、プラグ抗カ を小さくする本発明方法によれば、穿孔圧延が安定して行われ、偏肉が軽減される。
[0032] 2.特徴 (b)について
図 5は、プッシャは使用しない穿孔試験において、ビレットがロールに嚙み込まれて からの移動量と進行速度との関係を調べた結果を示す図である。図示のとおり、ビレ ットの進行速度は、ビレットがロールに接触して嚙み込まれた後には急激に低下する 。そして、ビレットの先端がプラグに接触して穿孔が開始された位置 (横軸の LE1の点 )で進行速度が最小になる。その後、ビレットが安定して嚙み込まれ (つまり、ビレット 力 Sスリップせずに進行して）、穿孔が進むにつれて、ビレットの進行速度が徐々に増 加し、ほぼ一定値の定常状態に達する。
[0033] 図 5に示したように、非定常状態（図の LE1から LE2まで）は、定常状態になった以 降 (LE2以降）に較べてビレットの進行速度が小さい。一方、穿孔作業中はロールの 回転速度は一定である。したがって、非定常域におけるビレットの単位移動量当たり の回鍛造効果は、定常域でのそれよりも大きくなる。その結果、中空素管の先端部で は内面疵が多発するのである。
[0034] なお、定常状態とは、穿孔圧延されたビレットの先端（即ち、中空素管の先端）が口 ール後端から抜けた時点からビレット後端がロールに接触した時点までをいう。非定 常状態とは、ビレット先端がロールに嚙み込まれて進行しプラグに接触した時点から 上記の定常状態に入るまでをいう。
[0035] 中空素管の内面疵の発生を防ぐためには、非定常状態におけるビレットの進行速 度を大きくする必要がある。そうすれば、前述したビレットの単位移動量当たりの回鍛 造効果が小さくなるからである。その手段の一つがプッシャの使用である。なお、定 常状態においてもビレットの進行速度を大きくすることが望ましいので、引き続きプッ シャによる押圧を実施するのがよ!/、。
[0036] ビレットの外径（Bd)が一定であるとき、ゴージ圧下比（GDFT、即ち、 Rg/Bd)が 小さいということは、ロール間隔 (Rg)が小さいことを意味する。その場合、穿孔中のビ レットの横断面形状の楕円率が大きくなり、被圧延材回転方向のロールへの嚙み込 み角が大きくなる。この嚙み込み角の増大は、ビレットのスリップを引き起こす。一方、 ゴージ圧下比（GDFT、即ち、 Rg/Bd)が過度に大きい場合は、ロール間隔 (Rg)が 大きいので、ロールとビレットの接触面積が小さくなり、ロールから被圧延材に付与さ れる圧延方向の推進力が小さくなつて、この場合にもスリップが生じる。特に、プラグ 先端圧下比が小さ!/、範囲では被圧延材のスリップに及ぼすゴージ圧下比（GDFT) の影響は、プラグ先端圧下比が比較的大きい場合に比して顕著である。したがって、 ゴージ圧下比（GDFT)にはスリップを生じさせないための適正範囲があり、その範囲 内でミルの段取り設定を行う必要がある。
[0037] 穿孔比（EL、即ち、中空素管の長さ/ビレットの長さ)もスリップに影響する。穿孔 比を大きくするためには、中空素管の肉厚を薄くする必要があり、そのためにはブラ グの外径を大きくし、プラグ全体も大きくしなければならないため、プラグ抵抗が大きく なる。したがって、同一のゴージ圧下比（GDFT)の設定値で穿孔比を大きくして穿 孔圧延を行うとスリップが生じやすくなる。
[0038] 図 6は、 S45Cの外径 70mmのビレットを使用し、傾斜角 10° 、交叉角 20° とし、穿 孔比（EUとゴージ圧下比（GDFT)を種々変更して穿孔試験を行った結果である。 穿孔圧延においては、プッシャによりビレットを押してロールに嚙み込ませ、穿孔圧延 が定常状態になるまで押し続けた。プッシャを停止した後、スリップ発生の有無を調 ベた。
[0039] 図 6中の〇印は、スリップによるミスロールが発生せず、安定な穿孔圧延が実施でき たことを示す。 ·印は、穿孔圧延中にスリップが増加してミスロールとなったことを示 す。なお、穿孔圧延中にビレットの進行が停止した場合、またはビレット後端を穿孔 中にビレットの進行が停まった場合（いわゆる尻抜け不良の場合）にスリップが発生し たものと判断した。
[0040] 図 6から明らかなように、スリップが発生せずに安定な穿孔圧延が実施できる領域 は、直線 Aと Bで囲まれる領域である。直線 Aと Bはそれぞれ下記の式で表される。
[0041] 直線 A: GDFT= -0.01053 X EL + 0.8768
直線 B : GDFT= -0.01765 X EL + 0.9717
したがって、適正なゴージ圧下比（GDFT)は、下記の (1)式で表される範囲の値で ある。
[0042] -0.01053 X EL + 0.8768≤GDFT≤ -0.01765 X EL + 0.9717 - - -(1)
3.特徴 (c)について
プラグの L2と d2を様々に変えて、表 2に示す条件で穿孔試験を行った。図 3に示す ように、 L2はプラグの圧延部 31の長さ（mm)、 d2はプラグの圧延部 31とリーリング部 3 2の境界位置の外径（mm)である。なお、圧延部というのは肉厚の 98%以上の加工を 施す部分、リーリング部とは被圧延材の肉厚を平滑に仕上げる部分である。逃げ部 3 3は、プラグ最大径と同じ径、または径が後方に向かって縮小していく部分である。
[0043] [表 2] 表 2
Figure imgf000011_0001
[0044] プラグ先端圧下比とビレット回転数の積の平方根をパラメータとして決定した形状の プラグを用いて穿孔圧延試験を行った。図 7に試験結果を示す。先に述べたとおり、 プラグ先端圧下比が小さくなるように穿孔圧延を行うと、穿孔効率が低下することは 既に知られていた。ところ力 プラグ先端圧下比が 0.04以下となる穿孔圧延では、図 7に示すように、 L2/d2と穿孔効率との間にも相関があることが明らかになった。即ち 、 L2/d2の値が大きくなるほど、全般に穿孔効率が高ぐし力、もプラグ先端圧下比の 低下にともなう低下が小さレ、のである。
[0045] 前記のとおり L2はプラグの圧延部の長さで、 d2は圧延部終了点（リーリング部の開 始点）でのプラグ直径である。 L2/d2の値を適正な範囲にして穿孔圧延を実施すれ ば、穿孔効率を高く維持できることを、図 7が示しているのである。
[0046] 次に、図 7の結果を参考にし、さらにロール設定条件と穿孔実績から計算されるビレ ット回転数 (N)を変えて、多数の試験を行い、図 8に示す結果を得た。図 8では横軸 に（TDFT X N) °·5、縦軸に L2/d2をとつている。なお、 TDFTは、先に述べたとおり 、プラグ先端圧下比である。
[0047] 図 8の ·印はプラグ詰まり（ビレットの嚙み込み不良）、尻詰まり、またはプラグの寿 命低下が生じたが生じた例、 X印は穿孔効率が 70%以下であった例、△印は穿孔 効率が 70%を超えて 75%未満であった例、〇印は穿孔効率が 75%以上で、かつ安 定した穿孔が実施できて素管の内面疵が発生しなかった例である。この〇の領域を 囲むのが直線 Aと Bである。そして、それぞれの直線は下記の式で表される。
[0048] 直線 A : L2/d2 = -0.95 X (TDFT X N) 0' 5+ 1.4
直線 B : L2/d2 = - 1.4 X (TDFT X N) 0' 5 + 3.15
以上から、前記の〇印の例をカバーする領域、即ち、穿孔効率が 75%以上で、力、 つ安定した穿孔が実施でき、素管の内面疵が発生しない領域は下記の (2)式で表さ れる領域である。
[0049] — 0.95 X (TDFT X Ν)。· 5+ 1.4≤ L2/d2≤- 1.4 X (TDFT X Ν)。· 5 + 3· 15
•••(2)
4.特徴 (めについて
図 1において、ビレット 20はロール 1に嚙み込まれて穿孔が開始される。嚙み込まれ たビレットの先端 (素管の先端）がロールを離脱する定常状態に到るまで、言い換え れば、非定常状態にある間、ビレットの進行速度がプッシャを使用しないときの定常 状態での進行速度以上となるように、プッシャ 4でビレット 20を推し進める。なお、非定 常状態におけるビレットの進行速度は、非定常域での速度の平均値であり、定常状 態での進行速度とは、ビレット 20とほぼ同じ外径および鋼種のビレットの定常状態の 進行速度の平均値である。
[0050] より好ましいのは、非定常状態でプラグ 2にかかるスラスト荷重力 プッシャを使用し ない場合の定常状態でプラグ 2にかかるスラスト荷重以上となるように、プッシャによつ てビレットを押し進めることである。これによつて、非定常状態でビレット 20がスリップす ることを防止できる。また、非定常状態でのビレットの進行速度が、プッシャを使用し ない場合よりも大きくなるから、回転鍛造効果が小さくなつて中空素管の内面疵の発 生が抑えられる。なお、定常状態でのプラグにかかるスラスト荷重は、予め測定して お!/、てもよ!/、し、ロール回転速度ゃビレット形状等の種々の条件から計算して求めて あよい。
[0051] さらに、非定常状態でのビレット 20の進行速度を、プッシャを使用しないときの定常 状態での進行速度以上とすれば、非定常状態であっても、回転鍛造効果はプッシャ を使用しないときの定常状態での回転鍛造効果以下になって、内面疵の発生が一 層減少する。プッシャを使用しないときの定常状態での進行速度も、予め測定してお V、てもよ!/、し、ロール回転速度ゃビレット形状等の種々の条件から計算して求めても よい。
[0052] 穿孔圧延が定常状態に到ったら、即ち、 HMD51で素管の先端がロールを離脱し たことを検知したら、プッシャの動作を停止する。穿孔圧延が定常状態になって以降 は、プッシャによる押圧を行わなくてもビレットは一定速度で進行しつつ穿孔されてい く。し力もながら、定常状態になつてからも、なおプッシャによる押圧を継続させてもよ い。そうすることによって、定常域においてもプッシャを使用しない場合よりも大きな進 行速度で穿孔圧延が実施できて、内面疵の減少と穿孔効率の増大という効果が得ら れる。
[0053] 図 9は、先に示した図 5の試験と同じ条件で、但し、非定常域でのプッシャによる押 圧延を実施して、穿孔圧延を行った結果を示す図である。図 5と対比すれば明らかな ように、図 9では非定常域 (LE1と LE2の間の領域）で進行速度が大きくなつて、定常 域の速度とほぼ同じになっている。
[0054] 以上、主にコーン型のロールを用いる傾斜圧延方式の穿孔法を例として説明した
1S ロールの形状はバレル型であってもよい。また、本発明方法は傾斜角のみを有 する圧延ロールを使用する傾斜圧延穿孔法によっても実施できる。
実施例
[0055] 連続铸造で得た 1.0%Cr— 0.7%Mo鋼の直径 225mmの丸铸片の中心部から、直径
70mmの丸ビレットを削り出し、加熱温度 1200°C、交叉角 15° 、傾斜角 10° の条件で 穿孔圧延を行い、外径 75mm、肉厚 8mmの素管を製造する試験を実施した。なお、 ゴージ圧下比（GDFT)とプラグ形状は、それぞれ前記の (1)式および (2)式を満たす ように決定し、プラグ先端ドラフト比は 0.01とした。
[0056] 穿孔試験は、 100本のビレットについて行い、素管の内面疵の発生状況、平均偏肉 率 (素管の各位置での周方向偏肉率を長手方向に測定し、それを平均した値)およ び穿孔効率を測定した。
[0057] 測定結果は次のとおりであった。即ち、内面疵の発生は無ぐ穿孔効率は 77〜82% 、平均偏肉率は 4%以下であった。この結果から、本発明方法によれば高品質の素 管が高い効率で生産できることが明らかである。なお、本発明で定める設定条件をは ずれた条件で行った場合の穿孔効率は 60%以下であり、圧延停止に陥った例もあつ た。また、従来方法での穿孔圧延では平均偏肉率は約 6%である。
産業上の利用可能性
[0058] 本発明方法によれば、連続铸造材や Cr等を含有する高合金鋼のような変形能の 劣悪な材料でも、素管全長にわたって内面疵の発生を防止しながら、かつ偏肉が軽 減された継目無管を高レ、穿孔効率で製造することができる。
図面の簡単な説明
[0059] [図 1]本発明方法を実施する穿孔圧延機の模式的な平面図（一部断面図）である。
[図 2]図 1の穿孔部を示す側面図（一部断面図）である。
[図 3]本発明方法で使用するプラグの形状を示す図である。
[図 4]プラグ先端圧下比 (TDFT)と穿孔効率との関係を示す図である。
[図 5]プッシャを使用しないときのビレット移動量と進行速度の関係を示す図である。
[図 6]穿孔比（EL)とゴージ圧下比（GDFT)との関係を示す図である。
[図 7]プラグ形状 (L2/d2)、プラグ先端圧下比 (TDFT)および穿孔効率の関係を示 す図である。
[図 8]プラグ先端圧下比 (TDFT)とビレット回転数 (N)の積の平方根とプラグ形状 (L 2/d2)とが穿孔圧延状態に及ぼす影響を示す図である。
[図 9]プッシャを使用したときのビレット移動量と進行速度の関係を示す図である。 符号の説明
[0060] 1 :傾斜圧延ロール、
2 :プラグ、
3 :芯金、
4 :プッシャ、
20 :ビレット、
51 : HMD

Claims

請求の範囲
[1] パスラインに沿って入側に配置されたプッシャと、同じくパスラインに沿って出側に 配置されたプラグと、プラグを挟んで対向して配設された一対の傾斜ロールとを備え た穿孔機を用いて穿孔圧延を行う継目無管の製造方法であって、下記の特徴 (a)か ら特徴 (d)までを備える継目無管の製造方法。
特徴 (a)： プラグ先端圧下比 (TDFT)が 0.04以下または/およびプラグ先端圧下 比 (TDFT)とビレット回転数 (N)の積の平方根 (TDFT X N) °·5が 0.4以下となる条件 で穿孔圧延を行うこと。
特徴 (b)： 傾斜ロールのゴージ部にお!/、て最短距離となるロール間隔 (Rg)とビレツ トの外径（Bd)との比を示すゴージ圧下比（GDFT、即ち、 Rg/Bd)が下記の (1)式を 満たすように傾斜ロールの位置を決定すること。
特徴 (c)： 下記の (2)式を満たす形状のプラグを用いて穿孔圧延を行うこと。
特徴 (d): 少なくとも穿孔圧延の非定常域において、ビレットをプッシャによって押 圧すること。
-0.01053 XEL + 0.8768≤GDFT≤ -0.01765 XEL + 0.9717 ·'·(1) 0.95 X (TDFT X N)0-5 +1.4≤ L2/d2≤-1.4X (TDFT X N)05 + 3.15
•••(2)
但し、 TDFT= 1— (dl/Bd)
ここで dl：プラグ先端位置でのロール間の最短距離 (mm)
Bd:ビレット外径（mm)
N = (LdXEL)/(0.5X π XBdXtan/3 )
ここで Ld：ビレット嚙み込み点からプラグ先端までの投影接触長さ（mm)
EL:穿孔比、即ち、中空素管の長さ/ビレット長さ
β：ロールの傾斜角
L2：プラグの圧延部の長さ（mm)
d2:プラグの圧延部とリーリング部の境界位置の外径、即ち、リーリング開始 点の外径（mm)
[2] 特徴 (d)において、穿孔圧延の非定常域および定常域でビレットをプッシャによって 押圧する請求項 1に記載の継目無管の製造方法。
プッシャの前進速度を、プッシャを使用しな!/、ときの定常状態における入側ビレット の進行方向速度以上に設定して穿孔圧延を行う請求項 1または請求項 2に記載の継 目無管の製造方法。
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