JPH0252108A - マンドレルの取替時期を決定する方法 - Google Patents

Abstract

(57)【要約】本公報は電子出願前の出願データであるた
め要約のデータは記録されません。

Description

【発明の詳細な説明】 本発明は、素管の中にマンドレルを通したま〜゛溝付ロ
ールにより素管の肉厚を減少させる管材圧延機のマンド
レルの取替時期を決定する方法に関する。

従来、圧延による製管法は、ピアサ−等で穿孔された素
管をマンドレルミル、またはプラグミル等により所定の
外径、肉厚に圧延するものであり、各種の圧延方式があ
る。

近年、圧延能率、歩留上の利点、そして自動化の難易等
生産性の観点から、また管材の内面性状の良否、肉厚分
布の精度そしてきすの発生等品質の観点からマンドレル
ミルが採用されるようになってきている。

このマンドレルミルによる圧延方法にもＰＦＭ（Ｐｕｌ
ｌ　Ｆｌｏａｔ　１ａｎｄｒｅｌ　ｍ１ｌｌ）、ＳＦＸ
　（Ｓｅａ　ｌＲｅ５ｔｒａｉｎｅｄ　　Ｐｌｏａｔｌ
ｎｇ　　５ａｎｄｒｅｌ　　ｍ１ｌｌ）　　、ＲＲＭ（
Ｆｕｌｌｙ　ｅ　Ｒｅ５ｔｒａｌｎｅｄ　＆　Ｒｅｔｒ
ａｃｔｅｄ　Ｉａｎｄｒｃ’１ａ＋１ｌｉ）等の方法が
実施されている。上記マンドレルミルの方法は主として
マンドレルの動作の相違により分類されているが、マン
ドレルを通した素管を溝付ロールとマンドレルの間で圧
延することには変わりない。

第１図と第２図はマンドレルミル圧延前及び圧進中の概
略図である。同図ではＲＲＭによる構成を示している。

第１図と第２図に於いて１はマンドレル推進ブロックで
あり、マンドレルバ−２が連結され、このマンドレルバ
−２に、さらにマンドレル３が連結される。

４はマンドレル推進ブロック１の推進装置であり、５は
推進装Ｗ４の駆動モータである。マンドレル推進ブロッ
ク１は軌道上を摺動するが、図には軌道は示していない
。６はマンドレル駆動制御ビームで第２図に示す如く、
圧延中はマンドレル推進ブ１７ソク１と結合する。

マンドレル駆動制御ビーム６はマンドレル駆動制御装置
７及び駆動源であるマンドレル駆動モータ８によりｆｆ
、制御される。マンドレル駆動制御装置７には歯車機構
、または油圧機構が一般に使用される。マンドレル駆動
制御装置７により駆動棒９が駆動制御され、この駆動棒
９と連結しているマンドレル駆動制御ビーム６が、従っ
てマンドレル駆動制御ビーム６と連結しているマンドレ
ル推進ブロック１とこのマンドレル推進ブロック１と一
体であるマンドレル３が駆動制御されることとなる。

ピアサ−等で穿孔された素管１０が入側テーブル上にく
るとマンドレル推進ブロック１が前進してマンドレル３
が素管１０および圧延スタンドに組み込まれている溝付
ロールｒｌ、ｒｚ・・・’　ｎ−１ｒ　の間隙を貫通し
、同時にマンドレル推進ブロツク１とマンドレル駆動制
御ビーム６が連結される。

素管１０が溝付ロールｒ１〜ｒｏで圧延される間マンド
レル３はマンドレル駆動制御装置７により、移動および
速度が制御されることとなる。

１４−　　（１，）　、１４−　　（２）　、・・・１
４−（ｎｌ）　、１４−　（ｎ）はそれぞれ溝付ロール
ｒ１１２　　　ｎ−１”ｎの駆動用モータである。

第１図および第２図において溝付ロール「１゜２　　　
ｎ−１”ｎは便宜上図に示したごとく一列に描いである
が、実際には各スタンドのロール軸を隣接スタビと互い
に９０６の交差角で配列しているのが一般的である。実
際作業において６スタンドを通過して圧延される管材に
働く張力または圧縮力を圧延条件に対応させて適正な値
に制御することは極めて重要なことである。

スタンド間に於いて管材に働く張力、またはｆ線内の不
適正は管材の直径、肉厚が変化して圧延後の製品に不均
一な寸法をもたらすのみならず、かみ出し、きずの発生
等重大欠陥を生じるものである。又、マンドレルの取替
が適当な時期になされないと、製品である管材の内面柱
状か良好なものとはならないという問題がある。

ところが、マンドレルと溝付ロールを備え、このマンド
レルと溝付ロールの間で圧延が実施されるようなマンド
レルミルの如き管材圧延機においては、適切な時期にマ
ンドレルの取替が実施されていないのが現状である。

本発明は、管材内面とマンドレル等の心金の表面との摩
擦係数も定量的に把握でき、心金の取替え時期を誤まる
ことなく、管ナオの内面性状良好な製品を得ることがで
きるマンドレルの取替時期を決定する方法を提供するも
のである。

先ず、マンドレルと溝付ロールの間で管材か圧延される
場合の基本モデルについて述べる。第３図は、溝付ロー
ルｒ　とマンドレル３の間で管ヰ」１１が圧延されてい
る模式図である。Ｌｌ：、延前の管（オを素管１０と称
したが、圧渾中は全て管材１］と称する。

第３図に於ては、マンドレル３には後方張力Ｔ！Ｌｔが
働いていて、マンドレルバ Ｔ、−０、または管材の後方張力Ｔ　　、及Ｂ、　＋＋
１　　　　　　　　　　　　　　　ｒａ、　１び管材の
前方張力Ｔ　、　はともにＴ　　、−ｍ、＋＋！　　　
　　　ｍ、＋ Ｔ、−００状態にあるとする。上記前後方４／ζｍ、＋
＋１ 力は圧縮力であってもよい。

このような状態は前述したマンドレルミルの圧延方法の
うちＲＲＭ、またはＳＦＭに相当し、■つ最初のスタン
ドかまたは最終、スタンドのみ圧延がなされている場合
に相当する。

第３図に於て圧延倚重をＰ、。、圧延トルクをＧ、。ま
た、マンドレル３ａ管材１１の内面の摩擦係数をμ、と
する。圧延トルクＧ、。は（１）。

式で表わされる。

Ｇ　１，０　−Ｔ、、　　’　　Ｒ１＋　２８　！　　
”　　Ｐ　＋、ｏ　　”’　　（１）（１）式に於いて
、Ｒ，は溝付ロールの形状、寸法および管材の圧延前後
の寸法、形状とマンドレルの径により決まる平均ロール
半径であり、ａｌは板材または条鋼等の圧延に於いて、
一般に２ａＩ　＝Ｇｌ、０　”ｉ、０と表わされる物理
量ニ対応するものである。

マンドレル３と管材１１は常に相対速度があるのでμ、
は運動摩擦係数であり、次の（２）式の！ 関係がある。

ＴＢ、Ｉ−μ、　−ｐ、、、　　　　　　−−−−−・
（２）（１）式と（２）式から次式を（Ｉ７る。

Ｇ　　　−（μ　Ｒ，＋　２　ａ　、）　Ｐ　＊、ｏ−
・・・（３）ｌ、ロ　　　　　　１　　１　　　　　１
即ち、（３）式がマンドレルを用いた管材圧延の無張力
時に於ける圧延荷重と圧延トルクの関係式である。しか
しながら連続圧延機に於いては、スタンドの前後面の被
圧延材には張力、または圧縮力が働くものである。

第４図は３スタンド連続圧延中の模式図である。

前述したように、隣接スタンドではロール軸を互いに９
０６の交差角で配列しているのであるが、便宜上図のよ
うに示しである。第４図に於いて、ｌスタンドの圧延ト
ルクＧ、は次の（４）式で表わされる。

Ｇ、−Ｔ　　　　　−Ｒ−Ｔ　　　　　　−Ｒ＋　　　
　　Ｂ、Ｊ　　　　　Ｉ　　　　　Ｂ、ｉ＋ｌ　　　　
　ＩＩ！＋２ａ　　Ｐ　　＋ΔＧ、　−ΔＧ、、、−（
４）１　　１　　　　　　　＋、ｂ ここで、圧延方向の力の丁衡より次の（５）式の関係が
ある。

ＴＢ、ｉ″″μｍ　°ＰＩ Ｔ　　　　　−μ　　　・　Ｐ Ｂ、＋＋ｌ　　　　　＋＋１．　　　　　ＩＩ＋従って
（４）式は次式となる。

）　・・・　（５） Ｇ、−（μ、　・Ｒ４・　Ｐ。

Ｉ　　　　　　　　ｌ１１ 一″国゛Ｒ国−Ｐ、・１） ＋　２　ａ　＋　−Ｐ　＋　＋ΔＧｉ、ｂ−ΔＧｊ、ｒ
（４）式、また（６）式に於いてΔＧｉ、ｂは石材１１
に１スタンドよりみて後方張力Ｔｍ、ｉが発生したこと
による無張力時からのトルク変化分（以後後方トルクと
呼ぶ）であり、八ＧＬｌ’は盾材１１に前方張力Ｔ　　
　が発生したことによるｍ、Ｉ＋１ 無張力時からのトルク変化分く以後前方トルクと呼ぶ）
である。（６）式よりΔＧ　、　、　ｒは（７）式とな
る。

ΔＧｉ、ｒ＝　（μＩ　”’ｉ　−Ｐｉ−μ国°Ｒ国”
１ｌｌ） ＋２ａ、Ｐ、−Ｇ、＋△Ｇｉ、ｂ ・・（７） ｌスタンドの前方張力を零にする為には、ｌスタンドの
ロール回転速度の補正量は前方張力トルクにｌスタンド
の比例積分制御ゲインｇ、をかけて次式でムｊえられる
。

ΔＮ　　−ｇ　　・Δ制、ｆ　　　　　　・・　（８）
Ｉ Ｎｉはｌスタンドのモータロ転数を示す。またｌスタン
ドの前方着付にかかる張力をＴ　、　にｍ、＋＋１ 制御する場合には４ΔＮ、は次式となる。

ΔＮ−ｇ（ΔＧ１．ｆ−ΔＧｉ、Ｔ）・・・（９）！　
　　　Ｉ （９）式にｂ″゛いて、ΔＧｉ、Ｔは目標張力Ｔ　、　
に対応する前方目標張力トルクであり、ｔａ、　＋＋１ 次の（１０）式で表わされる。

ΔＧ、　−・Ｒ１・Ｔｍ、Ｉ。１ ＋、Ｔ （１＋ｆ　　　）　　　　　　　・　（１０）η、は、
ｌスタンドの減速比（ギア比）、ｆｌはｌスタンドの先
進率である。このとき１＋１スタンドに働く後方張力ト
ルクΔＧ　　　は同−盾］＋ｌ、ｂ 祠の圧延に要する圧延力は一定とみなせるから次上記（
１）弐〜（１１）式がマンドレルと溝付ロールにより管
材を連続圧延する際、張力制御するための基本モデルで
あり、マンドレルに働く張力、マンドレルと管材の間の
摩擦係数を導入し、管材自体にかかる張力および管材圧
延のトルクアームを考慮した解析モデルである。

第５図はマンドレルに動く張力ＴＢを知るために、例え
ば荷重検出器１２を設置した概念図を示す。第５図の（
ａ）、　　（ｂ）はマンドレルと連結したマントルルバ
ー２にかかる張力Ｔｏを検出すべくマンドレル推進ブロ
ック１に荷重検出器１２を設置した例を示す。

また、同図（Ｃ）はマンドレル駆動制御ビーム６と駆動
環９を、荷重検出器１２を介して連結しておくことによ
り、マンドレルバ−２にかかる張力Ｔ８を検出するもの
である。

既設のマンドレルミルを改造して、マンドレルの張力を
検出する荷重検出器を設置することも容易である。

あるいは第１図および第２図に示したマンドレル駆動モ
ータ８のマンドレル駆動トルクＧＢを知れば、マンドレ
ル３にかかる張力Ｔｎを次の（］２）式により求めるこ
ともできる。

ＧＢωＢ＝ＴＢ　ＶＢ＋αＢ　　　　・・・（１２）ω
Ｂはマンドレル駆動モータ８の角速度であり、■　はマ
ンドレルの運動速度、αＢはマンドレル駆動制御装置７
の使用によって決まる定数である。

マンドレル運動速度ＶＢはマンドレルが塑性変形しない
剛体であり、ωＩ３とマンドレル駆動制御装置の減速比
により容易に求められる。

圧延荷重Ｐ、は圧延機に設置しであるロードセルにより
検出可能であり、圧延トルクＧ、は一般にトルク変換器
が設置されていない場合に、次の（１４）式で計算でき
る。

・・・　（１４） （１４）式のＶはモータ電圧、■はモータ電流、Ｒは電
気子抵抗、Ｎ１はモータ回転数、β、γ、δは定数であ
り、右辺第１項はモータトルク、第２項は加減速トルク
、第３項はロストルクである。

かくして、マンドレルに圧延中動らく張力、圧延荷重、
圧延トルクを知れば、圧延中の管月内曲とマンドレルと
の摩擦係数が求められ、この求められた摩擦係数の経時
変化に基づいてマンドレルの取替時期を決定することが
可能である。

以下、具体的に、管材圧延の無張力制御（管Ｈに働く張
力零）の場合を例にして述べる。第６図はｎスタンドマ
ンドレルミルに於いて、第１スタ〉ドでのみ圧延されて
いる状態を示す概念図であり、マンドレル３はｎスタン
ドに渡って貫通し、かつ運動方向は後方（上流）である
。これは前述したＲＲＭに相当する。

管材１１には張力（圧縮力）が働いていない状態であり
、圧延荷重をＰ　　、圧延トルクを１、Ｏ Ｇ　　、マンドレルの張力をＴＢ、Ｉ　とする。圧延１
．０ 荷重、圧延トルクのサフィックス１は第１のスタンドで
あることを意味し、０は無張力状態であることを意味す
る。

張力の存在する場合はＰ　　　、Ｇ　　　のごとく１．
１　　１．１ 示す。また、マンドレルの張力Ｔｏ、ｔのサフィックス
１は第１のスタンドのみで圧延されることを示す。ＴＢ
、ｉとした場合は第１スタンドから第１スタンドに渡っ
て圧延されている場合のマンドレル張力であることを示
す。以下記号のサフィックスについて同様である。

第６図に於いて、（１５）、　　（１６）の関係がある
。

Ｇ　　−μ　・Ｐ　　ＩＲ＋２ａ１・Ｐｉ、。

１．０　　　　１　　　　１，０　　　　１・・・（コ
５） ＴＢ、１　−μｍ　・　Ｐ、ロ　　　　　　　　　　　
・・・　（１６）（１５）式と（１６）式からｕｌとａ
ｒが、４’ｆ’　Ｗされる。次に第７図は、管材１１が
第１スタンドと第２スタンドで圧延されている概念図で
あり、第１スタンドと第２スタンドの間の管Ｈには張力
Ｔｍ、ｌが発生している。第１スタンドの圧延ｌ・ルク
Ｇ１は Ｇ　　−（μｍ　・Ｐｌ−Ｒ２・Ｒ２）Ｒ１＋　２８　
ｔ　Ｐ　ｉ−ΔＧ１．１’ 故にΔＧ　　　−（μｍ　・Ｐｌ−Ｒ２・Ｒ２）Ｒ。

１、ｒ ＋２ａ　　　Ｐ　　　−Ｇ　　　　　＝（１７）１　１
　　　　ｌ また、ＴＢ、２−μｌ　−Ｐ１＋μ２　・Ｒ２・・・（
１８）（１８）式からＲ２が計算され、（１７）式より
ΔＧ１．ｒが計算される。

第１スタンドの速度補正量は ΔＮ　　−ｇ　　・ΔＧＩ、ｆ　　　　　　・・・（１
９）このとき第２スタンドの後方張力トルクΔＧ２．ｂ
は 故に、Ｇ２，０　”＝６２＋Δａ２１．　　−（２０）
管材１１が第３スタンドにかみ込む前に制御が完了して
いれば、第２スタンドも無張力状態であり、このときの
検出圧延荷重Ｐ２と圧延トルクＧ２は、当然（２１）式
の関係である。

Ｐ　　　　−Ｐ　　　　Ｇ　　　　−Ｇ　　　　　　　
・・・　（２１）２．０　　　２　ゝ　　２，０　　　
２このとき、次の（２２）式の関係にあるので、（２２
）式により、Ｇ２を計算しておく。

Ｇ　　　＝　μＰ　　Ｒ＋　２　ａ　２　Ｐ　２．　ｏ
　・・・（２２）２．０２２２ 第８図は管材１１が第３スタンドにまでかみ込まれた場
合の概念図を示す。第３スタンドでの圧延が開始された
ことで、第１スタンドと第２スタンド、および第２スタ
ンドと第３スタンドの間に在る管材１１に何がしかの張
力Ｔ　　　、Ｔ　　　がｍ、！　　　Ｉｌｌ、２ 発生し、これに対応する張力トルクが発生する。

第１スタンドの前方張力トルクΔＧ１．ｒは６″Ｇ１．
１’″′（Ｉ　Ｐ１　　”２　°Ｐ２）Ｒ。

十２ａ　　−Ｐ　　−Ｇ　　　　＝・（２３）ＩＩ 第２スタンドの後方張力トルクΔＧ２．ｂは、従って、
第２スタンドの前方張力トルクΔＧ２．。

は、 ａＧ、ｒ−（“２′Ｐ２−３’　Ｐ　３）　Ｒ２＋　２
２２　Ｐ　２　　Ｇ　２＋ΔＧ２．ｂ（２５）式中μ３
は次式により計算する。

ＴＢ、３−μｍ　・Ｐｔ＋μ２　・Ｐ２＋μ３　・Ｒ３
・・　（２６） （２５）式で表わされるΔＧ２２．は計算でき、従って
第２スタンドの速度補正量ΔＮ２は、ΔＮ２””２’Δ
Ｇ２．ｒ　　　　　　”’　（２７）このときの第１ス
タンドの速度補正量ΔＮ１は、となる。第３スタンドの
後方張力トルクΔＧ３．ｂ従って、第３スタンドの無張
力トルクＧ３．０は、６３．０　＝６３＋ΔＧ３．ｂ　
　　　　　−（’３　（１）管材１１が第４スタンドに
かみ込む前に制御が完了していれば、第３スタンドも無
張力状態であり、このときの検出圧延加重をＲ３、圧延
トルクをＧ３とすれば、 Ｐ　　　　−Ｐ　　　　Ｇ　　　　−Ｇ　　　　　　　
・−（３］）３．０　　　　３’　　　３．０　　　　
３６３．０　””３　Ｒ３，ＯＲ３＋２ａ３　Ｒ３，０
・・・　（３２） である。（３２）式によりＧ３を計算しておく。

以下同様に計算を実施して全スタンドに渡って摩擦係数
μｍを求めること力呵能である。マンドレルと溝付ロー
ルの間で圧延される管材が一定張力制御されている場合
には、（９）式をベースにした基本モデルにより同様に
して摩擦係数μ、を求めることができる。

本発明によると、マンドレルの張力値、および圧延荷重
と圧延トルクからマンドレル表面と管＋」内面の摩擦係
数μＩが直接計算により求めることができるようになる
。マンドレルは過酷な圧延条件のもとで損耗し、表面ｔ
ｎさも増加する。このマンドレル表面の損耗、ないし表
面粗さの増加が限度を越すと管材の内面性状に多大な悪
影響を及ぼすこととなる。従って、マンドレルは一定の
時期、例えば素管の圧延本数、または圧延トン数を目安
として経験的に取替えが実施されている。

本発明によりマンドレルと管材内面の摩擦係数の経時変
化が定量的に把握できることとなり、例えば第９図に示
した如く、マンドレルの取替え時期を摩擦係数μｍの上
限を設定することにより知り得るようになる。第９図に
於いて、横軸は時間、　　変化とマンドレルの取替えタ
イミングを説明する縦軸は摩擦係数であり、斜線で示し
た領域がマン　　　だめの線図である。

ドレルの取替え時期を示す摩擦係数μ、の上限箱囲であ
る。摩擦係数の経時変化を定量的に知るこ古により、マ
ンドレル潤滑方式および潤滑剤の改善も具体的に進めら
れるようになる。

以上述べた如く、本発明によれば管材内面とマンドレル
等の心金の表面との摩擦係数を定量的に把握でき、心金
の取替え時期を誤まることなく、管材の内面性状良好な
製品を得ることができる。

Claims (1)

【特許請求の範囲】
1. マンドレルと、一対の溝付ロールを複数個有し、前記マ
   ンドレルが貫通した被圧延管材が挿入される圧延スタン
   ドとを有し、前記溝付ロールと前記マンドレルにより管
   材を圧延する管材圧延機において、前記マンドレルにか
   かる張力と、マンドレル駆動モータの出力とから圧延中
   の管材内面とマンドレル表面との摩擦係数を求め、この
   摩擦係数の経時変化に基づいてマンドレルの取替時期を
   決定する方法。