JPH03294003A - 耐サワー性に優れたオーステナイト系高合金継目無鋼管の延伸圧延方法 - Google Patents
耐サワー性に優れたオーステナイト系高合金継目無鋼管の延伸圧延方法Info
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- JPH03294003A JPH03294003A JP9826590A JP9826590A JPH03294003A JP H03294003 A JPH03294003 A JP H03294003A JP 9826590 A JP9826590 A JP 9826590A JP 9826590 A JP9826590 A JP 9826590A JP H03294003 A JPH03294003 A JP H03294003A
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- tube
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- B—PERFORMING OPERATIONS; TRANSPORTING
- B21—MECHANICAL METAL-WORKING WITHOUT ESSENTIALLY REMOVING MATERIAL; PUNCHING METAL
- B21B—ROLLING OF METAL
- B21B19/00—Tube-rolling by rollers arranged outside the work and having their axes not perpendicular to the axis of the work
- B21B19/02—Tube-rolling by rollers arranged outside the work and having their axes not perpendicular to the axis of the work the axes of the rollers being arranged essentially diagonally to the axis of the work, e.g. "cross" tube-rolling ; Diescher mills, Stiefel disc piercers or Stiefel rotary piercers
- B21B19/06—Rolling hollow basic material, e.g. Assel mills
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- Engineering & Computer Science (AREA)
- Mechanical Engineering (AREA)
- Heat Treatment Of Steel (AREA)
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。
め要約のデータは記録されません。
Description
【発明の詳細な説明】
〔産業上の利用分野〕
本発明は、耐サワー性に優れたオーステナイト系高合金
継目無鋼管のエロンゲータ圧延方法に関するものである
。
継目無鋼管のエロンゲータ圧延方法に関するものである
。
高温、高圧のＨｉｓ 、 ＣＯ□ガスが存在するサワー
ガス油井では、耐食性、耐応力腐食割れ性Ｃ以下、耐サ
ワー性と呼ぶ）に優れたオーステナイト系高合金継目無
鋼管が油井管あるいはラインパイプとして用いられるよ
うになっている。これらのオーステナイト系高合金鋼は
、耐サワー性を得るため、Ｃｒ 、 Ｎｉ 、 Ｍｏ
、を多量に含有するため、一般に熱間加工性に乏しく熱
間加工中に割れが生じやすい。そのためオーステナイト
系高合金鋼管は、管内外面に造管割れの発生しやすい圧
延法ではなく、ユージンセジュルネ方式に代表される熱
間押出法で製造されてきた。しかし、熱間押出法では大
型のプレス装置の設置（例えば、プレス能力３０００ｔ
ｏｎ）が必要である。また、このような大型の装置を設
置しても、油井管やラインパイプとして最近需要の高ま
ってきている長尺管や中径、大径の管の製造には多くの
制約があり、生産能率の面からも効率的とはいえない。
ガス油井では、耐食性、耐応力腐食割れ性Ｃ以下、耐サ
ワー性と呼ぶ）に優れたオーステナイト系高合金継目無
鋼管が油井管あるいはラインパイプとして用いられるよ
うになっている。これらのオーステナイト系高合金鋼は
、耐サワー性を得るため、Ｃｒ 、 Ｎｉ 、 Ｍｏ
、を多量に含有するため、一般に熱間加工性に乏しく熱
間加工中に割れが生じやすい。そのためオーステナイト
系高合金鋼管は、管内外面に造管割れの発生しやすい圧
延法ではなく、ユージンセジュルネ方式に代表される熱
間押出法で製造されてきた。しかし、熱間押出法では大
型のプレス装置の設置（例えば、プレス能力３０００ｔ
ｏｎ）が必要である。また、このような大型の装置を設
置しても、油井管やラインパイプとして最近需要の高ま
ってきている長尺管や中径、大径の管の製造には多くの
制約があり、生産能率の面からも効率的とはいえない。
従って、エロンゲータあるいはマンドレルミル等の圧延
法によるオーステナイト系高合金継目無鋼管の製造が望
まれている。
法によるオーステナイト系高合金継目無鋼管の製造が望
まれている。
これに対して、従来より、オーステナイト系高合金鋼ま
たはオーステナイト系ステンレス鋼の圧延法による継目
無鋼管の製造を可能とするため、■素材の熱間加工性を
改善する方法（例えば特開昭６０−１１４５５４号公報
）、 ■オーステナイト系ステンレス鋼を延性の良好な温度域
で圧延する方法（例えば、特開昭６３−１５４２０５号
公報） が有効であると考えられ、一応の成果を上げてきた。
たはオーステナイト系ステンレス鋼の圧延法による継目
無鋼管の製造を可能とするため、■素材の熱間加工性を
改善する方法（例えば特開昭６０−１１４５５４号公報
）、 ■オーステナイト系ステンレス鋼を延性の良好な温度域
で圧延する方法（例えば、特開昭６３−１５４２０５号
公報） が有効であると考えられ、一応の成果を上げてきた。
しかし、以上の方法には、それぞれ次のような課題が存
在する。
在する。
従来技術■のように、Ｐ、Ｓ等の熱間加工性に悪影響を
もたらす不純物を低減したり、Ｃａ、ＲＥＭ等を添加し
て結晶粒界を清浄にすることは確かに素材の熱間加工性
を高めて、造管における割れ発生の低減が期待できる。
もたらす不純物を低減したり、Ｃａ、ＲＥＭ等を添加し
て結晶粒界を清浄にすることは確かに素材の熱間加工性
を高めて、造管における割れ発生の低減が期待できる。
しかし、本発明の対象とするエロンゲータ圧延は剪断変
形が大きく、造管時の割れが生じやすい圧延法であるの
で、素材の熱間加工性を改善するだけでは割れの発生を
皆無にすることは困難であり、後述するように第２図に
示すような割れが生じる。
形が大きく、造管時の割れが生じやすい圧延法であるの
で、素材の熱間加工性を改善するだけでは割れの発生を
皆無にすることは困難であり、後述するように第２図に
示すような割れが生じる。
一方、従来技術■の特開昭６３−１５４２０５号公報で
はオーステナイト系ステンレス鋼のマンドレルミル圧延
の下限温度を素材の熱間加工性より決定し、割れの発生
を防止している。しかし、オ・−ステナイト系高合金鋼
では、高温脆化温度がステンレス鋼よりも低くなるので
圧延下限温度のみならず圧延上限温度の規制が必要とな
る。このことは、特開昭６３−１５４２０５号公報の実
施例においても５ＵＳ３４７について指摘されている。
はオーステナイト系ステンレス鋼のマンドレルミル圧延
の下限温度を素材の熱間加工性より決定し、割れの発生
を防止している。しかし、オ・−ステナイト系高合金鋼
では、高温脆化温度がステンレス鋼よりも低くなるので
圧延下限温度のみならず圧延上限温度の規制が必要とな
る。このことは、特開昭６３−１５４２０５号公報の実
施例においても５ＵＳ３４７について指摘されている。
また、エロンゲータ圧延では剪断変形が大きい上に、オ
ーステナイト系高合金鋼の変形抵抗が大きいため加工発
熱量が大きく、この点からも圧延上限温度の規制が必要
となる。さらに、剪断変形が大きいエロンゲータ圧延で
は圧延下限温度、圧延上限温度内であっても変形量があ
る限界を越せば、劃れが発生してしまう。
ーステナイト系高合金鋼の変形抵抗が大きいため加工発
熱量が大きく、この点からも圧延上限温度の規制が必要
となる。さらに、剪断変形が大きいエロンゲータ圧延で
は圧延下限温度、圧延上限温度内であっても変形量があ
る限界を越せば、劃れが発生してしまう。
本発明は上記従来技術の欠点を有利に解消するもので、
化学成分の調整により素材の熱間加工性を良好にした上
で、エロンゲータ圧延の温度と圧延歪を適性範囲内に規
制して造管中の割れの発生を防止するというものである
。
化学成分の調整により素材の熱間加工性を良好にした上
で、エロンゲータ圧延の温度と圧延歪を適性範囲内に規
制して造管中の割れの発生を防止するというものである
。
すなわち、本発明の要旨とするところは、重量％で、
Ｃ≦０．０３％
Ｓｉ ５０．５０％
Ｍｎ≦０．５０％
Ｃｒ ：２０〜２５％
Ｎｉ：２０〜４０％
Ｍｏ：２．５〜４．５％
Ａｔ≦０．０７％
Ｐ≦０．０２％
Ｓ≦０．００２０％
Ｎ≦０．０３％
Ｃａ ≦０．００６０％
０≦０．００５０％
を含み、残部鉄及び不可避的不純物よりなる高合金継目
無鋼管の圧延に際し、穿孔後のシェル内外面温度を、延
伸圧延前に、内面は１１００℃以下、外面は９５０℃以
上とし、かつ、次式 ％式％） （ ） ｔｌ ：延伸圧延前のシェル厚み（閣）ｔｔ ：延伸圧
延後のシェル厚み（ｍ＋）ｌＩ ：延伸圧延前のシェル
長さ（ｍａｎ）Ｉ２ ：延伸圧延後のシェル長さ（＋ｍ
）で表す圧延歪εを１．１以下として圧延することを特
徴とする耐サワー性に優れたオーステナイト系高合金継
目無鋼管の延伸圧延方法にある。
無鋼管の圧延に際し、穿孔後のシェル内外面温度を、延
伸圧延前に、内面は１１００℃以下、外面は９５０℃以
上とし、かつ、次式 ％式％） （ ） ｔｌ ：延伸圧延前のシェル厚み（閣）ｔｔ ：延伸圧
延後のシェル厚み（ｍ＋）ｌＩ ：延伸圧延前のシェル
長さ（ｍａｎ）Ｉ２ ：延伸圧延後のシェル長さ（＋ｍ
）で表す圧延歪εを１．１以下として圧延することを特
徴とする耐サワー性に優れたオーステナイト系高合金継
目無鋼管の延伸圧延方法にある。
本発明者らは、第１表に示すようにオーステナイト系高
合金網のエロンゲータ圧延試験を繰り返して行い、オー
ステナイト系高合金鋼に生じる割れは第２図（ａ）、（
ｂ）に示す割れに分類できることを確認した。第２図（
ａ）は、管の内部の内表面側から内表面にかけて管が二
重管状に剥離する割れで、第２図ら）は圧延のメタルフ
ローに沿って外面に生じた割れである。割れ部の金属組
織の詳細な観察の結果、第２図（ａ）の割れは加工発熱
により結晶粒界が溶融して生じた高温脆化型の割れで、
第２図（ｂ）の割れは管外面の温度が低下して圧延材の
変形能が低下したことにより生じた低温脆化型の割れで
あることが判明した。そこで、第２表に示したオーステ
ナイト系高合金鋼について高温脆化型及び低温脆化型の
割れが生じないエロンゲータ圧延温度条件を検討した結
果、高温脆化型の割れはエロンゲータ圧延開始前の管内
面温度の上限でＴｍａｘ）を、低温脆化型の割れはエロ
ンゲータ圧延開始前の管外面温度の下限（Ｔｗｉｉｎ）
をそれぞれ規制することにより防止可能であることを見
出した。その結果、エロンゲータ圧延では第１図に示す
ように割れの生じない適性温度範囲として、Ｔｍａｘと
Ｔ ｗ＋ ｉ ｎで決まる温度範囲が存在することを見
出した。
合金網のエロンゲータ圧延試験を繰り返して行い、オー
ステナイト系高合金鋼に生じる割れは第２図（ａ）、（
ｂ）に示す割れに分類できることを確認した。第２図（
ａ）は、管の内部の内表面側から内表面にかけて管が二
重管状に剥離する割れで、第２図ら）は圧延のメタルフ
ローに沿って外面に生じた割れである。割れ部の金属組
織の詳細な観察の結果、第２図（ａ）の割れは加工発熱
により結晶粒界が溶融して生じた高温脆化型の割れで、
第２図（ｂ）の割れは管外面の温度が低下して圧延材の
変形能が低下したことにより生じた低温脆化型の割れで
あることが判明した。そこで、第２表に示したオーステ
ナイト系高合金鋼について高温脆化型及び低温脆化型の
割れが生じないエロンゲータ圧延温度条件を検討した結
果、高温脆化型の割れはエロンゲータ圧延開始前の管内
面温度の上限でＴｍａｘ）を、低温脆化型の割れはエロ
ンゲータ圧延開始前の管外面温度の下限（Ｔｗｉｉｎ）
をそれぞれ規制することにより防止可能であることを見
出した。その結果、エロンゲータ圧延では第１図に示す
ように割れの生じない適性温度範囲として、Ｔｍａｘと
Ｔ ｗ＋ ｉ ｎで決まる温度範囲が存在することを見
出した。
第１図は、
ここで、
ｔｃ −１ｎ （ｔｚ／ｌ＋）
ｔｔ ＝１ ｎ （ｌｚ／１
εθ＝−（ε、十ε、）
で、
ｔｌ ：延伸圧延前のシェル厚み（閣）ｔオ ：延伸圧
延後のシェル厚み（■）ｌＩ ：延伸圧延前のシェル長
さ（■）１、：延伸圧延後のシェル長さ（ｍ） で表す圧延歪εが１．１以下となる条件で求めたもので
ある。このεは一般に相当量と呼ばれる歪で、本発明で
は簡単のため、肉厚方向量ε２、長手方向歪ε、から、
変形前後での体積一定条件により周方向歪εθを求め、
これらの３つの歪から算出したものである。以後本発明
においてεは本定義に従うものとする。
延後のシェル厚み（■）ｌＩ ：延伸圧延前のシェル長
さ（■）１、：延伸圧延後のシェル長さ（ｍ） で表す圧延歪εが１．１以下となる条件で求めたもので
ある。このεは一般に相当量と呼ばれる歪で、本発明で
は簡単のため、肉厚方向量ε２、長手方向歪ε、から、
変形前後での体積一定条件により周方向歪εθを求め、
これらの３つの歪から算出したものである。以後本発明
においてεは本定義に従うものとする。
次にＴ ｍａｘとＴｗａｉｎで決まる温度範囲に及ぼす
εの影響を調べたところ、εを１．１以下としても第１
図の範囲が若干拡大される程度である。しかし、εが１
．１を越すと、たとえ第１図に示す適正温度範囲でも、
加工発熱が大きくなり高温脆化型の割れが生じるととも
に、適正温度範囲内の低温域で低温脆化型の割れが生じ
やすくなる。また、圧延荷重の面からも変形負荷が大き
くなるので、事実上圧延は困難になることも知見するに
至った。
εの影響を調べたところ、εを１．１以下としても第１
図の範囲が若干拡大される程度である。しかし、εが１
．１を越すと、たとえ第１図に示す適正温度範囲でも、
加工発熱が大きくなり高温脆化型の割れが生じるととも
に、適正温度範囲内の低温域で低温脆化型の割れが生じ
やすくなる。また、圧延荷重の面からも変形負荷が大き
くなるので、事実上圧延は困難になることも知見するに
至った。
すなわち、本発明は耐サワー性と熱間加工性に優れた合
金成分にエロンゲータ圧延における適正な温度、全条件
を適用することを骨子とする耐サワー性に優れたオース
テナイト系高合金継目無鋼管の延伸圧延方法である。
金成分にエロンゲータ圧延における適正な温度、全条件
を適用することを骨子とする耐サワー性に優れたオース
テナイト系高合金継目無鋼管の延伸圧延方法である。
次に本発明における成分の限定理由について述べる。
Ｃは、粒界に炭化物を析出することにより、サワー環境
中で耐応力腐食割れ性を低下する。このため、炭化物の
析出温度域に保持されたとき短時間で析出しない含有量
である０、０３％以下に低減する。
中で耐応力腐食割れ性を低下する。このため、炭化物の
析出温度域に保持されたとき短時間で析出しない含有量
である０、０３％以下に低減する。
Ｓｉ及びＭｎは脱酸成分として必要な成分であるが、そ
れぞれ０．５０％を越えて添加すると鋼中に非金属介在
物が残存し熱間加工性を低下するので上限を０．５０％
とした。
れぞれ０．５０％を越えて添加すると鋼中に非金属介在
物が残存し熱間加工性を低下するので上限を０．５０％
とした。
Ｃｒはサワー環境中での耐食性を向上させる元素であり
、孔食を防ぐために２０％以上の添加が必要である。一
方２５％を越して添加してもその効果は飽和する上、フ
ェライトが生成すればかえって耐応力腐食割れ性を低下
するので２０〜２５％に限定する。
、孔食を防ぐために２０％以上の添加が必要である。一
方２５％を越して添加してもその効果は飽和する上、フ
ェライトが生成すればかえって耐応力腐食割れ性を低下
するので２０〜２５％に限定する。
Ｎｉ はサワー環境中での耐食性を向上させる元素であ
るが、２０％未満では耐応力腐食割れ性が十分ではなく
、一方４０％を越せばその効果が飽和し、いたずらにコ
スト増を招くため２０〜４０％に限定する。
るが、２０％未満では耐応力腐食割れ性が十分ではなく
、一方４０％を越せばその効果が飽和し、いたずらにコ
スト増を招くため２０〜４０％に限定する。
Ｍｏは応力腐食割れの発生、伝播を抑制する。
２．５％未満の添加では効果が小さく、４．５％を越し
て添加すればフェライトを形成して逆に耐応力腐食割れ
性を劣化するので２．５〜４．５％に限定する。
て添加すればフェライトを形成して逆に耐応力腐食割れ
性を劣化するので２．５〜４．５％に限定する。
Ａｌは有効な脱酸元素である。しかし、０．０７％を越
して添加すると耐応力腐食割れ性を劣化するので０．０
７％以下とする。
して添加すると耐応力腐食割れ性を劣化するので０．０
７％以下とする。
Ｐは熱間加工性及びサワー環境中での耐応力腐食割れ性
を低下する。しかし、０．０２％以下であれば実用上問
題ないので０．０２％以下とする。
を低下する。しかし、０．０２％以下であれば実用上問
題ないので０．０２％以下とする。
Ｓは本発明で対象とする高合金鋼の熱間加工性を著しく
劣化する。０．００２０％を越せば、圧延中の割れの発
生を防止することが困難となるので０、００２０％以下
とする。
劣化する。０．００２０％を越せば、圧延中の割れの発
生を防止することが困難となるので０、００２０％以下
とする。
Ｎは熱間での変形抵抗を増大し、高合金鋼の圧延を困難
にするため０．０３％以下とする。
にするため０．０３％以下とする。
Ｃａは脱酸剤として使用するとともに硫化物の形態を制
御して熱間加工性を向上する有効な元素である。しかし
、多量に添加すると鋼中の非金属介在物量が増大し、か
えって熱間加工性を低下するので０．００６０％以下と
する。
御して熱間加工性を向上する有効な元素である。しかし
、多量に添加すると鋼中の非金属介在物量が増大し、か
えって熱間加工性を低下するので０．００６０％以下と
する。
０は酸化物系介在物を生成して応力腐食割れの起点とな
るとともに熱間加工性を劣化させるので、０、０ Ｏ５
０％以下とする。
るとともに熱間加工性を劣化させるので、０、０ Ｏ５
０％以下とする。
次ぎに、本発明における延伸圧延前の温度条件と延伸圧
延における歪条件について述べる。
延における歪条件について述べる。
本発明で対象とした高合金鋼では、エロンゲータ圧延で
、第２図に示すように高温脆化型と低温脆化型の割れが
生じる。高温脆化型の割れは加工発熱とロール、プラグ
への熱移動により、管内部が局所的に溶融脆化温度に達
し、これに剪断歪が加わって生じる。この高温脆化型の
割れを防止するには、εが１．１以下の場合、第１図に
示すように加工発熱を考慮して延伸圧延前の管内面温度
を１１００℃以下にすることが必要である。一方、低温
脆化型の割れは管外表面の温度が低下し、変形能が低下
することにより、管外面にメタルフローに沿って生じる
。この低温脆化型の割れを防止するには、εが１．１以
下の場合、第１図に示すように延伸圧延前の管外面温度
を９５０℃以上にすることが必要である。
、第２図に示すように高温脆化型と低温脆化型の割れが
生じる。高温脆化型の割れは加工発熱とロール、プラグ
への熱移動により、管内部が局所的に溶融脆化温度に達
し、これに剪断歪が加わって生じる。この高温脆化型の
割れを防止するには、εが１．１以下の場合、第１図に
示すように加工発熱を考慮して延伸圧延前の管内面温度
を１１００℃以下にすることが必要である。一方、低温
脆化型の割れは管外表面の温度が低下し、変形能が低下
することにより、管外面にメタルフローに沿って生じる
。この低温脆化型の割れを防止するには、εが１．１以
下の場合、第１図に示すように延伸圧延前の管外面温度
を９５０℃以上にすることが必要である。
また、本発明では延伸圧延における歪εを１．１以下に
する。これはεが１．１を越すと、エロンゲータ圧延で
割れが生じない温度域が極めて限られ、事実上圧延が困
難となるためである。
する。これはεが１．１を越すと、エロンゲータ圧延で
割れが生じない温度域が極めて限られ、事実上圧延が困
難となるためである。
第２表に化学成分を示す高合金鋼を溶解能力１０ｔｏｎ
の真空溶解炉で溶製し、連続鋳造で口２８０ａｍの角ブ
ルームを製造した。分塊圧延により口２１５ｍｍまで圧
延し、穿孔圧延の素材とした。穿孔は、押し込み穿孔法
のプレスロールピアサ−で行った。穿孔後のシェル（素
管）のサイズは、外径２５６ｍｍ、肉厚６４．８ ｙｍ
で、これを２０−ルタイプのエロンゲータで延伸した。
の真空溶解炉で溶製し、連続鋳造で口２８０ａｍの角ブ
ルームを製造した。分塊圧延により口２１５ｍｍまで圧
延し、穿孔圧延の素材とした。穿孔は、押し込み穿孔法
のプレスロールピアサ−で行った。穿孔後のシェル（素
管）のサイズは、外径２５６ｍｍ、肉厚６４．８ ｙｍ
で、これを２０−ルタイプのエロンゲータで延伸した。
第１表に、第２表でＡ、Ｂ、Ｃ，Ｄで示した各高合金鋼
に本発明の延伸圧延条件を適用した場合の条件と割れの
発生状況を比較例とともに示す。
に本発明の延伸圧延条件を適用した場合の条件と割れの
発生状況を比較例とともに示す。
延伸圧延前の温度コントロールはプレスロールピアサ−
とエロンゲータ間の冷却床にて行った。
とエロンゲータ間の冷却床にて行った。
自然放冷だけでは所望の温度コントロールが困難である
ため、場合に応じて、シェル内面の冷却装置及びシェル
外面の加熱、保温装置を設置して温度を変化させた。ま
た、延伸圧延歪εは主として肉厚方向の圧下率と長手方
向の延伸率を変えることにより変化させた。
ため、場合に応じて、シェル内面の冷却装置及びシェル
外面の加熱、保温装置を設置して温度を変化させた。ま
た、延伸圧延歪εは主として肉厚方向の圧下率と長手方
向の延伸率を変えることにより変化させた。
本発明１〜４では熱間加工性に優れた化学成分の選定と
延伸圧延における適正な温度と歪の制御により、圧延時
に割れの発生がなく、良好な表面品質の継目無鋼管が得
られた。
延伸圧延における適正な温度と歪の制御により、圧延時
に割れの発生がなく、良好な表面品質の継目無鋼管が得
られた。
しかし、比較例１−１．２−１．３−１．４−１では延
伸圧延前管内面温度が１１００℃よりも高いため、エロ
ンゲータ圧延時にいずれも高温脆化型の割れが生じた。
伸圧延前管内面温度が１１００℃よりも高いため、エロ
ンゲータ圧延時にいずれも高温脆化型の割れが生じた。
また、比較例１−２．２−２．３−２．４−２では延伸
圧延前管外面温度が９５０℃よりも低いため、エロンゲ
ータ圧延時にいずれも低温脆化型の割れが生じた。さら
に、比較例１−３．２−３．３−３．４−３、では延伸
圧延歪が１．１よりも大きいため、比較例１−３．２−
３．３−３では低温脆化型の割れが、比較例４−３では
高温脆化型の割れと低温脆化型の割れの両方が生じた。
圧延前管外面温度が９５０℃よりも低いため、エロンゲ
ータ圧延時にいずれも低温脆化型の割れが生じた。さら
に、比較例１−３．２−３．３−３．４−３、では延伸
圧延歪が１．１よりも大きいため、比較例１−３．２−
３．３−３では低温脆化型の割れが、比較例４−３では
高温脆化型の割れと低温脆化型の割れの両方が生じた。
（発明の効果）
本発明により、従来は熱間押出法によらなければ製造が
困難であった耐サワー性に優れたオーステナイト系高合
金継目無鋼管を圧延法により製造でき、しかも割れの発
生のない表面品質の良好な鋼管が得られるので工業的効
果は甚だしく大きい。
困難であった耐サワー性に優れたオーステナイト系高合
金継目無鋼管を圧延法により製造でき、しかも割れの発
生のない表面品質の良好な鋼管が得られるので工業的効
果は甚だしく大きい。
第１図は延伸圧延における歪εが１．１以下の場合、延
伸圧延開始前の管内面温度を１１００℃以下、管外面温
度を９５０℃以上とすれば圧延時に割れが生じず、延伸
圧延開始前の管内面温度が１１００’Ｃを越せば圧延中
に高温脆化型の割れが、延伸圧延開始前の管外面温度が
９５０℃未満となれば低温脆化型の割れが生じることを
模式的に示した図面である。 また、第２図は高合金鋼管の延伸圧延において生じる２
つのタイプの割れを示した管断面模式図で、（ａ）は加
工発熱により管内部の内表面側が高温脆性温度に達し、
１で示す二重管状の割れが生じることを、（５）は管外
面の温度低下により変形能が低下し、２で示すメタルフ
ローに沿った割れが住しることを示す図面である。 第 １ 図 １θθ ％θ んＶθ 〃σθ ｌ々Ｖ 皿度 （°Ｑ） 第２図 （α） （ｂ）
伸圧延開始前の管内面温度を１１００℃以下、管外面温
度を９５０℃以上とすれば圧延時に割れが生じず、延伸
圧延開始前の管内面温度が１１００’Ｃを越せば圧延中
に高温脆化型の割れが、延伸圧延開始前の管外面温度が
９５０℃未満となれば低温脆化型の割れが生じることを
模式的に示した図面である。 また、第２図は高合金鋼管の延伸圧延において生じる２
つのタイプの割れを示した管断面模式図で、（ａ）は加
工発熱により管内部の内表面側が高温脆性温度に達し、
１で示す二重管状の割れが生じることを、（５）は管外
面の温度低下により変形能が低下し、２で示すメタルフ
ローに沿った割れが住しることを示す図面である。 第 １ 図 １θθ ％θ んＶθ 〃σθ ｌ々Ｖ 皿度 （°Ｑ） 第２図 （α） （ｂ）
Claims (1)
- 【特許請求の範囲】 重量％で、 Ｃ≦０．０３％ Ｓｉ≦０．５０％ Ｍｎ≦０．５０％ Ｃｒ：２０〜２５％ Ｎｉ：２０〜４０％ Ｍｏ：２．５〜４．５％ Ａｌ≦０．０７％ Ｐ≦０．０２％ Ｓ≦０．００２０％ Ｎ≦０．０３％ Ｃａ≦０．００６０％ Ｏ≦０．００５０％ を含み、残部鉄及び不可避的不純物よりなる高合金継目
無鋼管の圧延に際し、穿孔後のシェル（素管）内外面温
度を、延伸圧延前に、内面は１１００℃以下、外面は９
５０℃以上とし、かつ、次式で表す圧延歪εを１．１以
下に規制して圧延することを特徴とする耐サワー性に優
れたオーステナイト系高合金継目無鋼管の延伸圧延方法
。 ε＝√２／３（ε＿ｔ＾２＋ε＿Ｌ＾２＋εθ＾２）こ
こで、 ε＿ｔ＝１ｎ（ｔ＿２／ｔ＿１） ε＿Ｌ＝１ｎ（ｌ＿２／ｌ＿１） εθ＝−（ε＿ｔ＋ε＿Ｌ） で、 ｔ＿１：延伸圧延前のシェル厚み（ｍｍ） ｔ＿２：延伸圧延後のシェル厚み（ｍｍ） ｌ＿１：延伸圧延前のシェル長さ（ｍｍ） ｌ＿２：延伸圧延後のシェル長さ（ｍｍ）
Priority Applications (1)
| Application Number | Priority Date | Filing Date | Title |
|---|---|---|---|
| JP9826590A JPH0729128B2 (ja) | 1990-04-13 | 1990-04-13 | 耐サワー性に優れたオーステナイト系高合金継目無鋼管の延伸圧延方法 |
Applications Claiming Priority (1)
| Application Number | Priority Date | Filing Date | Title |
|---|---|---|---|
| JP9826590A JPH0729128B2 (ja) | 1990-04-13 | 1990-04-13 | 耐サワー性に優れたオーステナイト系高合金継目無鋼管の延伸圧延方法 |
Publications (2)
| Publication Number | Publication Date |
|---|---|
| JPH03294003A true JPH03294003A (ja) | 1991-12-25 |
| JPH0729128B2 JPH0729128B2 (ja) | 1995-04-05 |
Family
ID=14215116
Family Applications (1)
| Application Number | Title | Priority Date | Filing Date |
|---|---|---|---|
| JP9826590A Expired - Lifetime JPH0729128B2 (ja) | 1990-04-13 | 1990-04-13 | 耐サワー性に優れたオーステナイト系高合金継目無鋼管の延伸圧延方法 |
Country Status (1)
| Country | Link |
|---|---|
| JP (1) | JPH0729128B2 (ja) |
-
1990
- 1990-04-13 JP JP9826590A patent/JPH0729128B2/ja not_active Expired - Lifetime
Also Published As
| Publication number | Publication date |
|---|---|
| JPH0729128B2 (ja) | 1995-04-05 |
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