JPH04158906A - 絞り圧延機の肉厚制御方法 - Google Patents
絞り圧延機の肉厚制御方法Info
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- JPH04158906A JPH04158906A JP28079090A JP28079090A JPH04158906A JP H04158906 A JPH04158906 A JP H04158906A JP 28079090 A JP28079090 A JP 28079090A JP 28079090 A JP28079090 A JP 28079090A JP H04158906 A JPH04158906 A JP H04158906A
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- Japan
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- wall thickness
- stand
- tensile coefficient
- coefficient
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- B—PERFORMING OPERATIONS; TRANSPORTING
- B21—MECHANICAL METAL-WORKING WITHOUT ESSENTIALLY REMOVING MATERIAL; PUNCHING METAL
- B21B—ROLLING OF METAL
- B21B17/00—Tube-rolling by rollers of which the axes are arranged essentially perpendicular to the axis of the work, e.g. "axial" tube-rolling
- B21B17/14—Tube-rolling by rollers of which the axes are arranged essentially perpendicular to the axis of the work, e.g. "axial" tube-rolling without mandrel, e.g. stretch-reducing mills
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- Engineering & Computer Science (AREA)
- Mechanical Engineering (AREA)
- Control Of Metal Rolling (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
本発明は、鋼管の絞り圧延に係り、特に、前工程である
延伸圧延工程等で製造された母管を絞り圧延して６、目
標寸法の外径及び肉厚を有する圧延仕上がり管を製造す
る際に用いるのに好適な、絞り圧延機の肉厚制御方法に
関するものである。
延伸圧延工程等で製造された母管を絞り圧延して６、目
標寸法の外径及び肉厚を有する圧延仕上がり管を製造す
る際に用いるのに好適な、絞り圧延機の肉厚制御方法に
関するものである。
継目無管（特に鋼管）の製造方法について、その代表例
を、第７図に工程順に示す各処理手段に基づき、簡単に
説明する。第７図において、素材１０（例えば丸鋼）は
、加熱炉１２によって所要の温度まで加熱された後、穿
孔圧延ＷＡ１４（例えばマンネスマンピアサ）に送られ
て穿孔圧延される。このようにして穿孔圧延された中空
棒状素材１６は、まだ厚肉なので、次の延伸圧延機２０
（例えばマンドレルミル）で肉厚を減じられて後記絞り
圧延機２６の素管２２が形成される。この素管２２は再
び加熱炉２４にて所要温度まで加熱された後、絞り圧延
機２６（例えばストレッチレデューサ）に送られて所要
寸法に絞り圧延される。 絞り圧延後の仕上り管２８の肉厚分布は、例えば第８図
に示すようになり、長手方向中央の定常部で目標肉厚が
得られるように圧延する。 絞り圧延機として最も広く採用されているストレッチレ
デューサは、通常８〜２８スタンドから構成されており
、一般には、１スタンド当り５〜７％の外径圧下を加え
つつ、絞り圧延することにより、製品外径を定径すると
同時に、スタンド間張力を付加して肉厚の加工を行う。 このストレッチレデューサにおいては、各スタンドのロ
ール回転数が自由且つ正確に変換できるようにするため
に、各スタンドのロールはそれぞれ単独に例えば直流電
動機により駆動されることが多い。 このストレッチレデューサの大きな特徴の１つは、上記
のロール回転数の与え方によりスタンド間張力を調整し
て、同一素管より種々の製品肉厚を得ることができるこ
とである。定性的には、第９図に示すように、Ｎ０１１
からＮｏ、ｎスタンド（Ｎｏ 、 ｎ ：圧延に用いる
最終のスタンド番号）に至るロール回転数の勾配を急に
すれば（図中（Ｃ）→（ｂ）→（ａ ）のように）、ス
タンド間張力が強まり製品肉厚はより薄くなり、又、勾
配を綴れば（図中（ａ ）→（ｂ ）→（Ｃ）のように
）、各スタンド間張力が減して、製品肉厚はより厚くな
ることはよく知られている。言い換えれば、一般に引張
係数２を用いて圧延仕上がり管の肉厚を制御できるもの
で、圧延仕上がり管の肉厚は、各スタンド間張力を強め
てこの引張係数Ｚの値を大きくするほど薄くなり、逆に
、スタンド間張力を弱めてこの引張係数Ｚの値を小さく
するほど厚くなる。なお、引張係数７は理論的に（１）
式により求められる。 Ｚ＝σ １／Ｋｆ ・・・（１）但し、Ｚは引
張係数、σ１は管長手方向応力、Ｋｒは変形抵抗である
。 一方、ストレッチレデューサの大きな特質の１つは、内
面加工に工具を使用しないため、圧延仕上がり管の肉厚
が、上述のように、ロール回転数の勾配、即ちスタンド
間の回転数偏差に大゛きく依存することである。これは
、圧延仕上がり管の肉厚がロール表面と素管表面の摩擦
に大きく影響を受けて、ロールの表面状況あるいは素管
表面温度により製品肉厚が大きくばらつくことを意味し
ている。 又、前記特質の他の１つは、圧延仕上がり管の目標肉厚
を得るために各スタンドのロール回転数を調整するが、
肉厚の制御範囲にはおのずと限界があることである。例
えば第９図に示したように、回転数偏差を大きくするに
従い圧延仕上がり管の肉厚が薄くなるが、無限に肉厚が
薄くなるわけではなく、どのようなミルでも限界がある
。 従って、従来は絞り圧延機の肉厚制御において、圧延仕
上がり管の定常部の肉厚を目標肉厚にしようとする場合
、前記のような絞り圧延機の特質上、ロールの表面状況
あるいは素管表面温度により、特に、ロフト替わり目の
圧延仕上がり管の肉厚が大きくばらつき、目標肉厚が達
成され難いという問題点がある。 このような問題点に対して、絞り圧延機で目標肉厚を得
ようとする技術が、例えば特公昭４４−２４７４３、特
公昭５１−４３４６９、あるいは特公昭６１−５０６８
６号公報で提案されている。 前者（特公昭４４−２４７４３と特公昭５ｌ−４３４６
９）は、絞り圧延前後のバイブの肉厚あるいは長さを測
定し、次材の肉厚が目標肉厚となるように回転数を調整
する技術である。これらの技術により、絞り圧延のロフ
トの２本目以降については、ロフトの１本目の状態を参
考にしながら目標肉厚に近づけることが可能である。し
かしながら、ロフトの１本目の肉厚制御について何らの
技術の開示がない。 又、後者（特公昭６１−５０’６８６）の技術は、引張
係数に基づいて仕上がり管の肉厚を制御する方法であり
、前者より改善されているものの、上述の２つの特質を
理由としてロフトの１本目については目標肉厚が達成さ
れ難いという問題が依然として残されたままのものであ
る。 本発明は、上記従来の問題点を解消するべくなされた−
もので、仕上がり管の肉厚を精度良く目標肉厚とするこ
とができる、絞り圧延機の肉厚制御方法を提供すること
を目的とする。
を、第７図に工程順に示す各処理手段に基づき、簡単に
説明する。第７図において、素材１０（例えば丸鋼）は
、加熱炉１２によって所要の温度まで加熱された後、穿
孔圧延ＷＡ１４（例えばマンネスマンピアサ）に送られ
て穿孔圧延される。このようにして穿孔圧延された中空
棒状素材１６は、まだ厚肉なので、次の延伸圧延機２０
（例えばマンドレルミル）で肉厚を減じられて後記絞り
圧延機２６の素管２２が形成される。この素管２２は再
び加熱炉２４にて所要温度まで加熱された後、絞り圧延
機２６（例えばストレッチレデューサ）に送られて所要
寸法に絞り圧延される。 絞り圧延後の仕上り管２８の肉厚分布は、例えば第８図
に示すようになり、長手方向中央の定常部で目標肉厚が
得られるように圧延する。 絞り圧延機として最も広く採用されているストレッチレ
デューサは、通常８〜２８スタンドから構成されており
、一般には、１スタンド当り５〜７％の外径圧下を加え
つつ、絞り圧延することにより、製品外径を定径すると
同時に、スタンド間張力を付加して肉厚の加工を行う。 このストレッチレデューサにおいては、各スタンドのロ
ール回転数が自由且つ正確に変換できるようにするため
に、各スタンドのロールはそれぞれ単独に例えば直流電
動機により駆動されることが多い。 このストレッチレデューサの大きな特徴の１つは、上記
のロール回転数の与え方によりスタンド間張力を調整し
て、同一素管より種々の製品肉厚を得ることができるこ
とである。定性的には、第９図に示すように、Ｎ０１１
からＮｏ、ｎスタンド（Ｎｏ 、 ｎ ：圧延に用いる
最終のスタンド番号）に至るロール回転数の勾配を急に
すれば（図中（Ｃ）→（ｂ）→（ａ ）のように）、ス
タンド間張力が強まり製品肉厚はより薄くなり、又、勾
配を綴れば（図中（ａ ）→（ｂ ）→（Ｃ）のように
）、各スタンド間張力が減して、製品肉厚はより厚くな
ることはよく知られている。言い換えれば、一般に引張
係数２を用いて圧延仕上がり管の肉厚を制御できるもの
で、圧延仕上がり管の肉厚は、各スタンド間張力を強め
てこの引張係数Ｚの値を大きくするほど薄くなり、逆に
、スタンド間張力を弱めてこの引張係数Ｚの値を小さく
するほど厚くなる。なお、引張係数７は理論的に（１）
式により求められる。 Ｚ＝σ １／Ｋｆ ・・・（１）但し、Ｚは引
張係数、σ１は管長手方向応力、Ｋｒは変形抵抗である
。 一方、ストレッチレデューサの大きな特質の１つは、内
面加工に工具を使用しないため、圧延仕上がり管の肉厚
が、上述のように、ロール回転数の勾配、即ちスタンド
間の回転数偏差に大゛きく依存することである。これは
、圧延仕上がり管の肉厚がロール表面と素管表面の摩擦
に大きく影響を受けて、ロールの表面状況あるいは素管
表面温度により製品肉厚が大きくばらつくことを意味し
ている。 又、前記特質の他の１つは、圧延仕上がり管の目標肉厚
を得るために各スタンドのロール回転数を調整するが、
肉厚の制御範囲にはおのずと限界があることである。例
えば第９図に示したように、回転数偏差を大きくするに
従い圧延仕上がり管の肉厚が薄くなるが、無限に肉厚が
薄くなるわけではなく、どのようなミルでも限界がある
。 従って、従来は絞り圧延機の肉厚制御において、圧延仕
上がり管の定常部の肉厚を目標肉厚にしようとする場合
、前記のような絞り圧延機の特質上、ロールの表面状況
あるいは素管表面温度により、特に、ロフト替わり目の
圧延仕上がり管の肉厚が大きくばらつき、目標肉厚が達
成され難いという問題点がある。 このような問題点に対して、絞り圧延機で目標肉厚を得
ようとする技術が、例えば特公昭４４−２４７４３、特
公昭５１−４３４６９、あるいは特公昭６１−５０６８
６号公報で提案されている。 前者（特公昭４４−２４７４３と特公昭５ｌ−４３４６
９）は、絞り圧延前後のバイブの肉厚あるいは長さを測
定し、次材の肉厚が目標肉厚となるように回転数を調整
する技術である。これらの技術により、絞り圧延のロフ
トの２本目以降については、ロフトの１本目の状態を参
考にしながら目標肉厚に近づけることが可能である。し
かしながら、ロフトの１本目の肉厚制御について何らの
技術の開示がない。 又、後者（特公昭６１−５０’６８６）の技術は、引張
係数に基づいて仕上がり管の肉厚を制御する方法であり
、前者より改善されているものの、上述の２つの特質を
理由としてロフトの１本目については目標肉厚が達成さ
れ難いという問題が依然として残されたままのものであ
る。 本発明は、上記従来の問題点を解消するべくなされた−
もので、仕上がり管の肉厚を精度良く目標肉厚とするこ
とができる、絞り圧延機の肉厚制御方法を提供すること
を目的とする。
本発明は、製管ラインの絞り圧延工程において、素管の
外径と肉厚、仕上がり管の目標外径と肉厚、及び各スタ
ンドの縮管率より、各スタンドで物理的に付加可能な最
大引張係数を求め、求められた最大引張係数の８０％以
下の引張係数を各スタンドで付加して絞り圧延を行うこ
とにより、前記課題を解決するものである。
外径と肉厚、仕上がり管の目標外径と肉厚、及び各スタ
ンドの縮管率より、各スタンドで物理的に付加可能な最
大引張係数を求め、求められた最大引張係数の８０％以
下の引張係数を各スタンドで付加して絞り圧延を行うこ
とにより、前記課題を解決するものである。
【作用］
本発明者は、絞り圧延工程における絞り圧延機の肉厚制
御方法について調査・研究を重ねた結果、仕上がり管の
肉厚不良に対しては、最大引張係数が大きな影響を及ぼ
していることを見いだした。 そして、更に研究を重ねたところ、絞り圧延機の肉厚を
制御するに際し、物理的に付加可能な最大引張係数の８
０％以下で絞り圧延機の肉厚制御を行うことにより、ロ
ット替わり目の圧延仕上がり管の肉厚不良を有効に防止
することに成功した。 本発明者は、このような知見に基づき本発明を創案した
ものである。本発明によれば、仕上り管の肉厚を精度良
く目標肉厚とすることができる。 以下、本発明の原理について詳細に説明する。 本発明者は、絞り圧延においてロフト替わり目の圧延仕
上がり管の肉厚不良材について、物理的に付加可能な最
大引張係数を求めて、最大引張係数と付加しようとして
いる引張係数との関係を比較検討した結果、肉厚不良材
では、付加しようとしている引張係数が、物理的に付加
可能な最大引張とほぼ同等かあるいはそれより大きいこ
とが確認された。又、付加しようとしている引張係数が
物理的に付加可能な引張係数より大きいときに肉厚不良
材の発生する傾向が大きく、付加しようとしている引張
係数を、物理的に付加可能な最大引張係数の８０％以下
に設定することにより、肉厚不良を有効に防止し得るこ
とが明らかとなった。 従って、圧延仕上がり管の肉厚不良の原因は、付加しよ
うとしている引張係数が物理的に付加可能な最大引張係
数の８０％より大きいためと考えられる。即ち、最大引
張係数付近の引張を付加して絞り圧延としたならば、被
圧延材に付加しようとしている引張りが物理的に付加さ
れない状態、あるいは、引張りが付加される限界近傍の
状態で圧延することになるので、外乱の影響（ロールの
表面状況及び素管表面温度等）により、引張りが付加さ
れなくなって滑りが生じる。従って非常に不安定な圧延
状態になるため、この状態に起因して肉厚不良が生じる
ものと考えられる。 前記のような検討結果より、まず、物理的に付加可能な
最大引張係数を求める。この最大引張係数は、例えば文
献二鉄と鋼Ｎｏ 、５１ （１９６５）９２８頁に示さ
れている方法で算出される。この方法では計算途中での
簡易式の使用やロールカリバーを真円と仮定している等
の理由のために、算出される最大引張係数値は近似的で
あるが、実験で求められる最大引張係数と比較して誤差
範囲内で一致する。 このようにして求めた、物理的に付加可能な最大引張係
数を用いて操業用の引張係数を算出し操業条件を決定し
て絞り圧延を実施した。この際、素管の寸法は直径８９
．１１１１で厚さ３．９８１１であり、仕上がり管が直
径２１．８１１であった。 即ち、この試験結果は第１図に示す通りであり、第１図
から物理的に付加可能な最大引張係数の８０％以下で絞
り圧延することにより、肉厚不良率が著しく低減するこ
とがわかる。 又、計算で求められる最大引張係数の８０％以下にしな
ければならない理由は、最大引張係数近傍の圧延では、
外乱の影響により全面滑りを起こし易く、滑らない安定
域が８０％以下であると考えられるからである。 又、引張係数の下限値としては、内面形状の良好さを得
ようとする観点から最大引張係数の０％以上が望ましい
。 なお、前述した最大引張係数は前記文献に従い求められ
るが、その求め方を以下に簡単に述べる。 ここで、絞り圧延機において圧延スタンド内の圧延状態
を第２図に示す。第２図において、符号３０は圧延ロー
ルである。 スタンド内の力の釣り合いは、第２図に示す矢印のよう
になり、材料とロールとの闇の中立線は板圧延の場合と
異なり複雑な軌跡をとる。これは、ロールの周速がロー
ル軸方向に変化しているためである。この中立線を境に
して、圧延入側の後方滑りが生じている領域を３ｂ、出
側の前方滑りが生じている領域〈第２図中斜線の部分）
をＳｆとすると、管の圧延方向の力の釣り合いは、巨視
的に次式（２）で与えられる。 Ｆｌ） ＋Ｐｒ−μ”ＰＣ−（Ｓｂ −８ｆ ）／Ｓ
＋Ｆｆ ・・・（２） 但し、Ｆｆ 、 Ｆｂ ：前方張力、後方張力（ｋｇ）
、ＰＣ二〇−ル面圧（ロール３本分＞（ｈａ）Ｐｒ：ロ
ール面圧の圧延方向反力（ｋｇ）、Ｓｒ、Ｓｂ：前方及
び後方滑り領域の 面積（１ｍ２）、 Ｓ二ロールと管の全接触面積（ｉｌ１２）、μ：ロール
と材料間の摩擦係数である。 ここで、接触面積比γ（−（Ｓｂ −８ｆ ）／Ｓ）に
ついては、ロール面圧Ｐｃ、その圧延方向反力ｐｒを近
似的に求めて代入すると次式が得られる。 ７− ［（（Ｄｏ−ｔｏ） ・Ｚｂ −（Ｄｉ−ｔｌ）−Ｚｆ ）／（２（１−Ｚ）−Ｃ「Ｙ
璽Ｔ口＋３／４・ （（ＤＯ２−Ｄｉ ２）／ （ＤＯ＋２Ｄ１ ）ｆｆｉ
Σ−一：＝＝°−１＝チー−“］「−−°） ］
／ ＜ μ −−１１＞ ・ （３）但し
、Ｄｏ、［）１ ：スタンド入側外径及び出鋼外径（−
ｍ）、 ｔｏ、ｔｌ：スタンド入側肉厚及び出側肉厚（ＩＩｌｍ
）、 Ｒ：ロール溝底半径（…ｆｆ１）、 Ｚｆ、Ｚｂ：前方張力／変形抵抗（以下、前方引張係数
という）及び 後方張力／変形抵抗（以下、 後方引張係数という）であ る。 又、引張係数２はこれら前方及び後方の引張係数Ｚｆ
、 Ｚｂ （７）平均、即ち、（Ｚｆ ＋Ｚｂ ）／２
で与えられる。又、各スタンドの最大引張係数を求める
際には各スタンドの縮管率（（ＤＯ−Ｄｉ ）／ＤＯ）
ｘｌＯＯ（％）が必要となる。このように、特に各スタ
ンドの縮管率を必要とする理由は、この値から各スタン
ドの出側外径Ｄ１を求めるためである。例えば第１のス
タンド出側の外径Ｄ１は、素管の外径及び第１スタンド
縮管率より求め得るものである。 各スタンドの最大引張係数は、前記のように求めた接触
係数に基づき、以下のようにして求められる。 即ち、前段スタンドでは全面前方滑りであるから、接触
面積比γが−１に収束するように、前記各引張係数７−
ｆ及びｚｂを求める。まず、第１スタンドでは、後方引
張係数ｚｂ＝ｏとして接触面積比γが−１に収束するよ
うに前方引張係数Ｚｆを決定する。又、第２スタンドで
は、後方引張係数ｚｂは、第１スタンドの前方引張係数
Ｚｆと等しいとして、接触面積比Ｔが−１に収束するよ
うに前方引張係数７−ｆを決定する。同様にして、次ス
タンド以降の各引張係数Ｚｆ及びｚｂを決めていく。 又、後段スタンドでは、全面に後方滑りが生じるから、
接触面積比γが１に収束するように、各引張係数Ｚｆ及
びｚｂを求める。まず、最終スタンドでは、前方引張係
数ｚｒ −ｏとして接触面積比γが１に収束するように
後方引張係数ｚｂを決定する。又、第（最終−１）スタ
ンドでは、前方引張係数２「は、最終スタンドの後方引
張係数Ｚｂと等しいとして、接触面積比γが１に収束す
るように決定する。同様にして、前スタンド以前の各引
張係数ｌｆ及びｚｂを決めていく。 以上ようにして、各スタンドでの各引張係数Ｚｆ及びｚ
ｂを決定する。なお、全面前方滑りと全面後方滑りが交
差するスタンドでは、全面前方滑りによる引張係数であ
るか全面後方滑りによる引張係数であるかは、引張係数
が小さいほうをとる。 又、この交差スタンドでは、当然、全面前方滑りから求
めた素管の肉厚と全面後方滴りから求めた場合の肉厚が
一致するように繰り返し計算する必要がある。以上のよ
うにして各スタンドの最大引張係数Ｚが決定できる。 【実施例】 以下、本発明の実施例について詳細に説明する。 第３図に示す各サイズ（寸法）の各バイブを素管として
、通常の絞り圧延のロット替わり目と同様の条件下で全
２１スタンドの絞り圧延機で絞り圧延を行った。 この場合、本発明の実施例は、第３図の（１）、（２）
及び（４）のバイブである。又、比較例として引張係数
が８０％越えるようにして圧延した（３）、（５）、（
６）のパイプの寸法を合せて示す。 又、各パイプの圧延条件は、それぞれ第１スタンド入側
において素管の温度が９２０〜９３０℃、圧延速度１．
６ｉ／ｓの条件下で行った。更に、各パイプ（１）〜（
６）の本数はそれぞれ１１１本である。 又、前出文献の方法で求めた最大引張係数に対して第３
図中に示す比を乗じて各パイプの各スタンドにおける引
張係数を求めて絞り圧延を実施した。なお、各スタンド
の摩擦係数μは、パイプ（１）、（２ン、（３）におい
て、第１〜第７スタンドでμｍ０．４、第１８〜第２１
スタンドでμｍ０．３、パイプ（４）、（５）、（６）
において、第１〜第１３スタンドでμｍ０．４、第１４
〜第１７でμｍ０．３とした。 前記条件下バイブ（１）〜〈６）に付加した各スタンド
の引張係数の分布を第４図（Ａ）、（Ｂ）に示し、該冬
用張係数の値を第５図に示す。第５図に合せて絞り圧延
された仕上がり管の良品、又は、不良品であるか否かの
判断結果を示す。判断基準は仕上り管肉厚が目標肉厚に
対して＝４．０％以上はずれたものを不良品とした。な
お、各パイプの縮管率（＝（ＤＯ−Ｄｌ）／Ｄ○％）を
第６図に示す。 第５図に示すように、本発明に基づいて、物理的に付加
可能な最大引張係数８０％以下の引張係数を付加した（
１）、（２）及び（４）のパイプは、肉厚の不良は見ら
れなかった。これに対し、最大引張係数の８０％を越え
る引張係数を用いた比較例のパイプ（３）、（５）及び
（６）では、全てのパイプに肉厚不良が生じた。従って
、本発明を実施すれば不良品を生じることなく絞り圧延
ができることがわかる。なお、不良率はパイプ（３）で
４３％、パイプ（５）で１．８％、パイプ（６）で３０
％である。 なお、前記実施例では、例えば第３図に示すように付加
する引張係数を、最大引張係数にそれぞれ一定の係数を
乗じて求めたが、引張係数との比が８０％以下となれば
必ずしも一定の係数を乗じなくでもよい。 即ち、前記実施例で確認されたように、物理的に付加可
能な最大引張係数の８０％以下の引張係数を用いること
により、肉厚精度は改善され、絞り圧延工程における絞
り圧延機の肉厚制御方法として本発明は極めて有効であ
る。従って、引張係数が最大引張係数の８０％以下であ
ればいずれの引張係数でも本発明の効果を得られる。
御方法について調査・研究を重ねた結果、仕上がり管の
肉厚不良に対しては、最大引張係数が大きな影響を及ぼ
していることを見いだした。 そして、更に研究を重ねたところ、絞り圧延機の肉厚を
制御するに際し、物理的に付加可能な最大引張係数の８
０％以下で絞り圧延機の肉厚制御を行うことにより、ロ
ット替わり目の圧延仕上がり管の肉厚不良を有効に防止
することに成功した。 本発明者は、このような知見に基づき本発明を創案した
ものである。本発明によれば、仕上り管の肉厚を精度良
く目標肉厚とすることができる。 以下、本発明の原理について詳細に説明する。 本発明者は、絞り圧延においてロフト替わり目の圧延仕
上がり管の肉厚不良材について、物理的に付加可能な最
大引張係数を求めて、最大引張係数と付加しようとして
いる引張係数との関係を比較検討した結果、肉厚不良材
では、付加しようとしている引張係数が、物理的に付加
可能な最大引張とほぼ同等かあるいはそれより大きいこ
とが確認された。又、付加しようとしている引張係数が
物理的に付加可能な引張係数より大きいときに肉厚不良
材の発生する傾向が大きく、付加しようとしている引張
係数を、物理的に付加可能な最大引張係数の８０％以下
に設定することにより、肉厚不良を有効に防止し得るこ
とが明らかとなった。 従って、圧延仕上がり管の肉厚不良の原因は、付加しよ
うとしている引張係数が物理的に付加可能な最大引張係
数の８０％より大きいためと考えられる。即ち、最大引
張係数付近の引張を付加して絞り圧延としたならば、被
圧延材に付加しようとしている引張りが物理的に付加さ
れない状態、あるいは、引張りが付加される限界近傍の
状態で圧延することになるので、外乱の影響（ロールの
表面状況及び素管表面温度等）により、引張りが付加さ
れなくなって滑りが生じる。従って非常に不安定な圧延
状態になるため、この状態に起因して肉厚不良が生じる
ものと考えられる。 前記のような検討結果より、まず、物理的に付加可能な
最大引張係数を求める。この最大引張係数は、例えば文
献二鉄と鋼Ｎｏ 、５１ （１９６５）９２８頁に示さ
れている方法で算出される。この方法では計算途中での
簡易式の使用やロールカリバーを真円と仮定している等
の理由のために、算出される最大引張係数値は近似的で
あるが、実験で求められる最大引張係数と比較して誤差
範囲内で一致する。 このようにして求めた、物理的に付加可能な最大引張係
数を用いて操業用の引張係数を算出し操業条件を決定し
て絞り圧延を実施した。この際、素管の寸法は直径８９
．１１１１で厚さ３．９８１１であり、仕上がり管が直
径２１．８１１であった。 即ち、この試験結果は第１図に示す通りであり、第１図
から物理的に付加可能な最大引張係数の８０％以下で絞
り圧延することにより、肉厚不良率が著しく低減するこ
とがわかる。 又、計算で求められる最大引張係数の８０％以下にしな
ければならない理由は、最大引張係数近傍の圧延では、
外乱の影響により全面滑りを起こし易く、滑らない安定
域が８０％以下であると考えられるからである。 又、引張係数の下限値としては、内面形状の良好さを得
ようとする観点から最大引張係数の０％以上が望ましい
。 なお、前述した最大引張係数は前記文献に従い求められ
るが、その求め方を以下に簡単に述べる。 ここで、絞り圧延機において圧延スタンド内の圧延状態
を第２図に示す。第２図において、符号３０は圧延ロー
ルである。 スタンド内の力の釣り合いは、第２図に示す矢印のよう
になり、材料とロールとの闇の中立線は板圧延の場合と
異なり複雑な軌跡をとる。これは、ロールの周速がロー
ル軸方向に変化しているためである。この中立線を境に
して、圧延入側の後方滑りが生じている領域を３ｂ、出
側の前方滑りが生じている領域〈第２図中斜線の部分）
をＳｆとすると、管の圧延方向の力の釣り合いは、巨視
的に次式（２）で与えられる。 Ｆｌ） ＋Ｐｒ−μ”ＰＣ−（Ｓｂ −８ｆ ）／Ｓ
＋Ｆｆ ・・・（２） 但し、Ｆｆ 、 Ｆｂ ：前方張力、後方張力（ｋｇ）
、ＰＣ二〇−ル面圧（ロール３本分＞（ｈａ）Ｐｒ：ロ
ール面圧の圧延方向反力（ｋｇ）、Ｓｒ、Ｓｂ：前方及
び後方滑り領域の 面積（１ｍ２）、 Ｓ二ロールと管の全接触面積（ｉｌ１２）、μ：ロール
と材料間の摩擦係数である。 ここで、接触面積比γ（−（Ｓｂ −８ｆ ）／Ｓ）に
ついては、ロール面圧Ｐｃ、その圧延方向反力ｐｒを近
似的に求めて代入すると次式が得られる。 ７− ［（（Ｄｏ−ｔｏ） ・Ｚｂ −（Ｄｉ−ｔｌ）−Ｚｆ ）／（２（１−Ｚ）−Ｃ「Ｙ
璽Ｔ口＋３／４・ （（ＤＯ２−Ｄｉ ２）／ （ＤＯ＋２Ｄ１ ）ｆｆｉ
Σ−一：＝＝°−１＝チー−“］「−−°） ］
／ ＜ μ −−１１＞ ・ （３）但し
、Ｄｏ、［）１ ：スタンド入側外径及び出鋼外径（−
ｍ）、 ｔｏ、ｔｌ：スタンド入側肉厚及び出側肉厚（ＩＩｌｍ
）、 Ｒ：ロール溝底半径（…ｆｆ１）、 Ｚｆ、Ｚｂ：前方張力／変形抵抗（以下、前方引張係数
という）及び 後方張力／変形抵抗（以下、 後方引張係数という）であ る。 又、引張係数２はこれら前方及び後方の引張係数Ｚｆ
、 Ｚｂ （７）平均、即ち、（Ｚｆ ＋Ｚｂ ）／２
で与えられる。又、各スタンドの最大引張係数を求める
際には各スタンドの縮管率（（ＤＯ−Ｄｉ ）／ＤＯ）
ｘｌＯＯ（％）が必要となる。このように、特に各スタ
ンドの縮管率を必要とする理由は、この値から各スタン
ドの出側外径Ｄ１を求めるためである。例えば第１のス
タンド出側の外径Ｄ１は、素管の外径及び第１スタンド
縮管率より求め得るものである。 各スタンドの最大引張係数は、前記のように求めた接触
係数に基づき、以下のようにして求められる。 即ち、前段スタンドでは全面前方滑りであるから、接触
面積比γが−１に収束するように、前記各引張係数７−
ｆ及びｚｂを求める。まず、第１スタンドでは、後方引
張係数ｚｂ＝ｏとして接触面積比γが−１に収束するよ
うに前方引張係数Ｚｆを決定する。又、第２スタンドで
は、後方引張係数ｚｂは、第１スタンドの前方引張係数
Ｚｆと等しいとして、接触面積比Ｔが−１に収束するよ
うに前方引張係数７−ｆを決定する。同様にして、次ス
タンド以降の各引張係数Ｚｆ及びｚｂを決めていく。 又、後段スタンドでは、全面に後方滑りが生じるから、
接触面積比γが１に収束するように、各引張係数Ｚｆ及
びｚｂを求める。まず、最終スタンドでは、前方引張係
数ｚｒ −ｏとして接触面積比γが１に収束するように
後方引張係数ｚｂを決定する。又、第（最終−１）スタ
ンドでは、前方引張係数２「は、最終スタンドの後方引
張係数Ｚｂと等しいとして、接触面積比γが１に収束す
るように決定する。同様にして、前スタンド以前の各引
張係数ｌｆ及びｚｂを決めていく。 以上ようにして、各スタンドでの各引張係数Ｚｆ及びｚ
ｂを決定する。なお、全面前方滑りと全面後方滑りが交
差するスタンドでは、全面前方滑りによる引張係数であ
るか全面後方滑りによる引張係数であるかは、引張係数
が小さいほうをとる。 又、この交差スタンドでは、当然、全面前方滑りから求
めた素管の肉厚と全面後方滴りから求めた場合の肉厚が
一致するように繰り返し計算する必要がある。以上のよ
うにして各スタンドの最大引張係数Ｚが決定できる。 【実施例】 以下、本発明の実施例について詳細に説明する。 第３図に示す各サイズ（寸法）の各バイブを素管として
、通常の絞り圧延のロット替わり目と同様の条件下で全
２１スタンドの絞り圧延機で絞り圧延を行った。 この場合、本発明の実施例は、第３図の（１）、（２）
及び（４）のバイブである。又、比較例として引張係数
が８０％越えるようにして圧延した（３）、（５）、（
６）のパイプの寸法を合せて示す。 又、各パイプの圧延条件は、それぞれ第１スタンド入側
において素管の温度が９２０〜９３０℃、圧延速度１．
６ｉ／ｓの条件下で行った。更に、各パイプ（１）〜（
６）の本数はそれぞれ１１１本である。 又、前出文献の方法で求めた最大引張係数に対して第３
図中に示す比を乗じて各パイプの各スタンドにおける引
張係数を求めて絞り圧延を実施した。なお、各スタンド
の摩擦係数μは、パイプ（１）、（２ン、（３）におい
て、第１〜第７スタンドでμｍ０．４、第１８〜第２１
スタンドでμｍ０．３、パイプ（４）、（５）、（６）
において、第１〜第１３スタンドでμｍ０．４、第１４
〜第１７でμｍ０．３とした。 前記条件下バイブ（１）〜〈６）に付加した各スタンド
の引張係数の分布を第４図（Ａ）、（Ｂ）に示し、該冬
用張係数の値を第５図に示す。第５図に合せて絞り圧延
された仕上がり管の良品、又は、不良品であるか否かの
判断結果を示す。判断基準は仕上り管肉厚が目標肉厚に
対して＝４．０％以上はずれたものを不良品とした。な
お、各パイプの縮管率（＝（ＤＯ−Ｄｌ）／Ｄ○％）を
第６図に示す。 第５図に示すように、本発明に基づいて、物理的に付加
可能な最大引張係数８０％以下の引張係数を付加した（
１）、（２）及び（４）のパイプは、肉厚の不良は見ら
れなかった。これに対し、最大引張係数の８０％を越え
る引張係数を用いた比較例のパイプ（３）、（５）及び
（６）では、全てのパイプに肉厚不良が生じた。従って
、本発明を実施すれば不良品を生じることなく絞り圧延
ができることがわかる。なお、不良率はパイプ（３）で
４３％、パイプ（５）で１．８％、パイプ（６）で３０
％である。 なお、前記実施例では、例えば第３図に示すように付加
する引張係数を、最大引張係数にそれぞれ一定の係数を
乗じて求めたが、引張係数との比が８０％以下となれば
必ずしも一定の係数を乗じなくでもよい。 即ち、前記実施例で確認されたように、物理的に付加可
能な最大引張係数の８０％以下の引張係数を用いること
により、肉厚精度は改善され、絞り圧延工程における絞
り圧延機の肉厚制御方法として本発明は極めて有効であ
る。従って、引張係数が最大引張係数の８０％以下であ
ればいずれの引張係数でも本発明の効果を得られる。
【発明の効果】
以上説明したような本発明によれば、精度良く仕上がり
管に目標肉厚が得られるため、絞り圧延工程における絞
り圧延機の肉厚制御として極めて有効である。従って、
工業的に利用価値が高いという優れた効果が得られる。
管に目標肉厚が得られるため、絞り圧延工程における絞
り圧延機の肉厚制御として極めて有効である。従って、
工業的に利用価値が高いという優れた効果が得られる。
第１図は、本発明の詳細な説明するための、引張係数の
最大引張係数との比と肉厚不良の発生率との関係例を示
す線図、 第２図は、同じく、スタンド内の力の釣り合い状態を示
す要部断面図、 第３図は、本発明の実施例、比較例に係る圧延条件を示
す線図、 第４図（Ａ＞、（Ｂ）は、前記実施例、比較例の引張係
数の分布例を示す線図、 第５図は、前記実施例、比較例の引張係数及び肉厚段、
不良結果例を示す線図、 第６図は、前記実施例、比較例の縮管率例を示す線図、 第７図は、−船釣鋼管の製造工程設備例を示す斜視図、 第８図は、絞り圧延後の圧延材の長手方向に肉厚分布例
を示す線図、 第９図は、各スタンドに対するロール回転数設定例を示
す線図である。 １ｏ・・・素材（丸鋼）、 １４・・・穿孔圧延機、 １６・・・中空棒状素材、 ２０・・・延伸圧延機、 ２２・・・絞り圧延機の素管、 ２６・・・絞り圧延機、 ２８・・・仕上り管。
最大引張係数との比と肉厚不良の発生率との関係例を示
す線図、 第２図は、同じく、スタンド内の力の釣り合い状態を示
す要部断面図、 第３図は、本発明の実施例、比較例に係る圧延条件を示
す線図、 第４図（Ａ＞、（Ｂ）は、前記実施例、比較例の引張係
数の分布例を示す線図、 第５図は、前記実施例、比較例の引張係数及び肉厚段、
不良結果例を示す線図、 第６図は、前記実施例、比較例の縮管率例を示す線図、 第７図は、−船釣鋼管の製造工程設備例を示す斜視図、 第８図は、絞り圧延後の圧延材の長手方向に肉厚分布例
を示す線図、 第９図は、各スタンドに対するロール回転数設定例を示
す線図である。 １ｏ・・・素材（丸鋼）、 １４・・・穿孔圧延機、 １６・・・中空棒状素材、 ２０・・・延伸圧延機、 ２２・・・絞り圧延機の素管、 ２６・・・絞り圧延機、 ２８・・・仕上り管。
Claims (1)
- （１）製管ラインの絞り圧延工程において、素管の外径
と肉厚、仕上がり管の目標外径と肉厚、及び各スタンド
の縮管率より、各スタンドで物理的に付加可能な最大引
張係数を求め、 求められた最大引張係数の８０％以下の引張係数を各ス
タンドで付加して絞り圧延を行うことを特徴とする絞り
圧延機の肉厚制御方法。
Priority Applications (1)
| Application Number | Priority Date | Filing Date | Title |
|---|---|---|---|
| JP2280790A JPH0716688B2 (ja) | 1990-10-19 | 1990-10-19 | 絞り圧延機の肉厚制御方法 |
Applications Claiming Priority (1)
| Application Number | Priority Date | Filing Date | Title |
|---|---|---|---|
| JP2280790A JPH0716688B2 (ja) | 1990-10-19 | 1990-10-19 | 絞り圧延機の肉厚制御方法 |
Publications (2)
| Publication Number | Publication Date |
|---|---|
| JPH04158906A true JPH04158906A (ja) | 1992-06-02 |
| JPH0716688B2 JPH0716688B2 (ja) | 1995-03-01 |
Family
ID=17629998
Family Applications (1)
| Application Number | Title | Priority Date | Filing Date |
|---|---|---|---|
| JP2280790A Expired - Lifetime JPH0716688B2 (ja) | 1990-10-19 | 1990-10-19 | 絞り圧延機の肉厚制御方法 |
Country Status (1)
| Country | Link |
|---|---|
| JP (1) | JPH0716688B2 (ja) |
Cited By (1)
| Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
|---|---|---|---|---|
| CN112823064A (zh) * | 2018-10-11 | 2021-05-18 | Sms集团有限公司 | 管件张力减径时的壁厚控制 |
-
1990
- 1990-10-19 JP JP2280790A patent/JPH0716688B2/ja not_active Expired - Lifetime
Non-Patent Citations (1)
| Title |
|---|
| STAHL U.EISEN75=1955 * |
Cited By (1)
| Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
|---|---|---|---|---|
| CN112823064A (zh) * | 2018-10-11 | 2021-05-18 | Sms集团有限公司 | 管件张力减径时的壁厚控制 |
Also Published As
| Publication number | Publication date |
|---|---|
| JPH0716688B2 (ja) | 1995-03-01 |
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