JPH0472601B2 - - Google Patents
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- Publication number
- JPH0472601B2 JPH0472601B2 JP11359887A JP11359887A JPH0472601B2 JP H0472601 B2 JPH0472601 B2 JP H0472601B2 JP 11359887 A JP11359887 A JP 11359887A JP 11359887 A JP11359887 A JP 11359887A JP H0472601 B2 JPH0472601 B2 JP H0472601B2
- Authority
- JP
- Japan
- Prior art keywords
- rolling
- piercing
- mannesmann
- billet
- temperature
- 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.)
- Expired
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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
Landscapes
- Engineering & Computer Science (AREA)
- Mechanical Engineering (AREA)
- Heat Treatment Of Steel (AREA)
Description
＜産業上の利用分野＞
本発明は、油井管やラインパイプ等に使用され
るマルテンサイト系ステンレス継目無鋼管のマン
ネスマンピアサ穿孔圧延方法に関する。 ＜従来の技術＞ SUS410鋼種あるいはSUS420鋼種で代表され
るマルテンサイト系ステンレス継目無鋼管は、
CO2を含む腐食環境下で優れた耐蝕性を示すこと
から、油井管、地熱井管、ラインパイプ等に使用
される。 ところで、ステンレス継目無鋼管製造時の穿孔
工程には、マンネスマンピアサに代表される傾斜
圧延方式あるいはユージンセジユルネ方式で代表
される熱間押出法が適用されるが、マルテンサイ
ト系ステンレス鋼のある種の鋼種は熱間加工性が
悪く、そのためマンネスマンピアサでの穿孔圧延
過程で、外表面または内表面に割れやへげ等の欠
陥が発生することがある。したがつて、このよう
な鋼種の継目無鋼管の製造には、熱間加工性の劣
る材質の製造に適しているといわれるユージンセ
ジユルネ法で代表される熱間押出法で製造するの
が通常である。 ＜発明が解決しようとする問題点＞ ところで、熱間押出法を適用してビレツトを直
接穿孔する場合には、ビレツトの長さが径の５〜
７倍となれば偏肉が大きくなるため、長尺の継目
無鋼管を製造することが困難である。その問題を
解決するため、予めビレツト中央に機械加工によ
つてガイド穴を形成しておき、それを押し拡げる
いわゆるエキスパンジヨン法においてもビレツト
の長さは径の約15倍に制限される。さらに、熱間
押出の代表的なユージンセジユルネ方式では、ガ
ラス潤滑材を使用するから、押出後にガラス潤滑
材を剥離させる必要があるが、この剥離工程に相
当の手間およびコストを要するという欠点があ
る。 このようにユージンセジユルネ法などの熱間押
出法では、ビレツト長さが制約されるために生産
性をある程度以上高くすることはでくず、また短
いビレツトを使用する関係から歩留りも低くなら
ざるを得ず、コスト的にも不利となる問題があ
る。 これに対して、マンドレルミル方式やプラグミ
ル方式では、ユージンセジユル方式などの熱間押
出法と比較して、長尺管を製造することができ、
そのため生産性も高く、コスト的にも有利である
等の種々の利点を有することが知られている。し
かしながら、その中空素管を製造する穿孔工程に
はマンネスマンピアサを使用するのが一般的であ
るため、前述のような穿孔圧延時における割れや
へげ等の欠陥発生による大幅な歩留り低下の問題
からマルテンサイト系ステンレス鋼の一部の鋼種
には適用困難とされていた。 マンネスマンピアサ穿孔圧延時の欠陥発生を防
止するために、例えば特開昭59−208055号公報に
開示されているように、鋼中の不純物元素である
Ｐ、Ｓを低減させ、被圧延材の熱間加工性を向上
させる方法が提案されているが、このような被圧
延材を用いてもビレツト加熱条件、あるいは穿孔
圧延設定条件が不適当であると、穿孔圧延時の欠
陥の発生を完全に回避することは不可能である。 本発明は、上記のような事情に鑑みてなされた
ものであつて、従来マンネスマンピアサ穿孔圧延
時の欠陥発生の問題から系目無鋼管の製造が困難
とされていたマルテンサイト系ステンレス鋼の一
部の鋼種においてもマンネスマンピアサ穿孔圧延
を実際的に適用可能とし、これによりこの種のマ
ルテンサイト系ステンレス継目無鋼管を高い生産
性、低コスト、かつ高歩留りで製造し得るような
マンネスマンピアサ穿孔圧延方法を提供すること
を目的とする。 ＜問題点を解決するための手段＞ 本発明者らは、マンネスマンピアサにてＣ：
0.12〜0.30％（重量％、以下同じ）、Cr：11〜14
％を含有するマルテンサイト系ステンレス鋼を穿
孔圧延する際に発生する内外表面に割れやへげ等
の欠陥発生要因について鋭意調査・研究を重ねた
結果、この種の欠陥発生には穿孔圧延中のフエラ
イトの存在が大きな影響を及ぼしていることを見
出し、さらに研究を進めたところ、ビレツト加熱
中フエライト析出を抑制し、かつマンネスマンピ
マサ穿孔圧延時の加工発熱による材料温度上昇に
伴うフエライトの析出を抑制することによつて上
述のような欠陥を生ずることなく穿孔圧延が可能
となることを見出し、この知見に基づいて本発明
をなすに至つたのである。 すなわち、本発明は、Ｃ：0.12〜0.30重量％、
Cr：11〜14重量％を含有するマルテンサイト系
ステンレス鋼のマンネスマンピアサによる穿孔圧
延において、平衡状態図上のオーステナイト単層
領域とフエライト−オーステナイト二相領域との
境界温度より少なくとも30℃以上の低い温度でビ
レツトを加熱し、かつ穿孔圧延の際の歪速度を下
記式で求められる平均歪速度ε〜が1.3sec-1以下と
することを特徴とするマンネスマンピアサ穿孔圧
延方法。 記 ε〜＝ln（A0／Ａ）／△Ｔ（Ld／Lh）（sec-1） ここで、 A0；ビレツト断面積（mm2） Ａ；圧延後の中空素管断面積（mm2） △Ｔ；穿孔圧延開始から終了までの時間（sec） Ld；被圧延材とロールとの穿孔方向の投影接触
長（mm） Lh；圧延後中空素管の長さ（mm） により、上記目的を達成するものである。 ＜作用＞ 本発明者らの詳細なる実験・調査により、マル
テンサイト系ステンレス鋼のマンネスマンピアサ
での穿孔圧延後に発生するホロー内外表面の割れ
やへげ等の欠陥は、ビレツト加熱中もしくはマン
ネスマンピアサ穿孔圧延時の加工発熱に伴う被圧
延材の温度上昇によつて析出したフエライトによ
つて引き起こされていることが明らかとなつた。
すなわち、オーステナイト相中に少量のフエライ
ト相が析出した場合、マンネスマンピアサ穿孔圧
延時に発生する付加的な剪断歪は基地のオーステ
ナイト相よりも機械的強度が低いフエライト相に
集中し、フエライト相とオーステナイト相との境
界近傍で破壊に至り、内外表面での割れやへげ等
の欠陥に結び付くのである。したがつて、このよ
うな欠陥発生を防止するにはマンネスマンピアサ
穿孔圧延時の引圧延材のオーステナイト相中のフ
エライト相の析出量を少なくするか、好ましくは
フエライト相を析出さないことが必要である。 第２図に一例として13％Cr鋼の炭素量と温度
による平衡状態図を示す。炭素量が0.12〜0.30％
の間で、一般的なマンネスマンピアサの穿孔圧延
温度である1100℃〜1350℃付近ではオーステナイ
ト単相（γ）もしくはフエライト−オーステナイ
ト二相領域（α＋γ）が主である。フエライト
は、加熱炉でのビレツト加熱中に析出する場合と
マンネスマンピアサ穿孔圧延中の加工発熱に伴う
温度上昇によつて析出する場合とがある。したが
つて、マンネスマンピアサでの穿孔圧延中にフエ
ライトの析出量を少なくするか、もしくは析出さ
せないためには、被圧延材の加熱温度を低くし、
かつマンネスマンピアサ穿孔圧延時の加工発熱に
伴う被圧延材の温度上昇を小さくする必要があ
る。 単位時間、単位体積あたりの加工発熱量Ｑは一
般的に下記(1)式で与えられる。 Ｑ・＝Kf・ε・・△Ｖ ……(1) ここで、 Kf；変形抵抗（Kg／cm2） ε・；相当歪速度（sec-1） △Ｖ；単位体積（mm3） この(1)式から明らかなように、加工発熱に伴う
被圧延材の温度上昇を小さくするには穿孔圧延時
の歪速度を小さくすればよいことがわかる。 ここで、マンネスマンピアサ穿孔圧延時の歪、
歪速度の取り扱いと方として平均的な歪ε〜、歪速
度ε〜をそれぞれ以下のように定義することにす
る。 ε〜＝ln（Ap／Ａ） ……(2) ε〜＝ε〜／△τ ……(3) △τ＝△Ｔ（Ld／Lh） ……(4) ここで、 A0；ビレツト断面積（mm2） Ａ；圧延後の中空素管断面積（mm2） △τ；被圧延材の微小部分が実際に塑性変形をし
ている時間（sec） △Ｔ；穿孔圧延開始から終了までの時間（sec） Ld；第３図に示す被圧延材とロールとの穿孔方
向の投影接触長（mm） Lh；圧延後中空素管の長さ（mm） したがつて、平均歪速度ε〜は、下記(5)式で求め
られる。 ε〜＝ln（Ap／Ａ）／△Ｔ（Ld／Lh） ……(5) すなわち、平均歪速度ε〜は、穿孔圧延後の中空
素管の断面積Ａおよび長さLh、穿孔開始から終
了までの時間△Ｔ、被圧延材とロールとの穿孔方
向の投影接触長Ldによつて決定されるのである。 そこで、第１表に示す代表的なマルテンサイト
系ステンレス鋼の成分を持つ各鋼種を各加熱温
度、平均歪速度でロールゴージ部外径が1045mmの
マンネスマンピアサにて穿孔圧延し、穿孔後の中
空素
るマルテンサイト系ステンレス継目無鋼管のマン
ネスマンピアサ穿孔圧延方法に関する。 ＜従来の技術＞ SUS410鋼種あるいはSUS420鋼種で代表され
るマルテンサイト系ステンレス継目無鋼管は、
CO2を含む腐食環境下で優れた耐蝕性を示すこと
から、油井管、地熱井管、ラインパイプ等に使用
される。 ところで、ステンレス継目無鋼管製造時の穿孔
工程には、マンネスマンピアサに代表される傾斜
圧延方式あるいはユージンセジユルネ方式で代表
される熱間押出法が適用されるが、マルテンサイ
ト系ステンレス鋼のある種の鋼種は熱間加工性が
悪く、そのためマンネスマンピアサでの穿孔圧延
過程で、外表面または内表面に割れやへげ等の欠
陥が発生することがある。したがつて、このよう
な鋼種の継目無鋼管の製造には、熱間加工性の劣
る材質の製造に適しているといわれるユージンセ
ジユルネ法で代表される熱間押出法で製造するの
が通常である。 ＜発明が解決しようとする問題点＞ ところで、熱間押出法を適用してビレツトを直
接穿孔する場合には、ビレツトの長さが径の５〜
７倍となれば偏肉が大きくなるため、長尺の継目
無鋼管を製造することが困難である。その問題を
解決するため、予めビレツト中央に機械加工によ
つてガイド穴を形成しておき、それを押し拡げる
いわゆるエキスパンジヨン法においてもビレツト
の長さは径の約15倍に制限される。さらに、熱間
押出の代表的なユージンセジユルネ方式では、ガ
ラス潤滑材を使用するから、押出後にガラス潤滑
材を剥離させる必要があるが、この剥離工程に相
当の手間およびコストを要するという欠点があ
る。 このようにユージンセジユルネ法などの熱間押
出法では、ビレツト長さが制約されるために生産
性をある程度以上高くすることはでくず、また短
いビレツトを使用する関係から歩留りも低くなら
ざるを得ず、コスト的にも不利となる問題があ
る。 これに対して、マンドレルミル方式やプラグミ
ル方式では、ユージンセジユル方式などの熱間押
出法と比較して、長尺管を製造することができ、
そのため生産性も高く、コスト的にも有利である
等の種々の利点を有することが知られている。し
かしながら、その中空素管を製造する穿孔工程に
はマンネスマンピアサを使用するのが一般的であ
るため、前述のような穿孔圧延時における割れや
へげ等の欠陥発生による大幅な歩留り低下の問題
からマルテンサイト系ステンレス鋼の一部の鋼種
には適用困難とされていた。 マンネスマンピアサ穿孔圧延時の欠陥発生を防
止するために、例えば特開昭59−208055号公報に
開示されているように、鋼中の不純物元素である
Ｐ、Ｓを低減させ、被圧延材の熱間加工性を向上
させる方法が提案されているが、このような被圧
延材を用いてもビレツト加熱条件、あるいは穿孔
圧延設定条件が不適当であると、穿孔圧延時の欠
陥の発生を完全に回避することは不可能である。 本発明は、上記のような事情に鑑みてなされた
ものであつて、従来マンネスマンピアサ穿孔圧延
時の欠陥発生の問題から系目無鋼管の製造が困難
とされていたマルテンサイト系ステンレス鋼の一
部の鋼種においてもマンネスマンピアサ穿孔圧延
を実際的に適用可能とし、これによりこの種のマ
ルテンサイト系ステンレス継目無鋼管を高い生産
性、低コスト、かつ高歩留りで製造し得るような
マンネスマンピアサ穿孔圧延方法を提供すること
を目的とする。 ＜問題点を解決するための手段＞ 本発明者らは、マンネスマンピアサにてＣ：
0.12〜0.30％（重量％、以下同じ）、Cr：11〜14
％を含有するマルテンサイト系ステンレス鋼を穿
孔圧延する際に発生する内外表面に割れやへげ等
の欠陥発生要因について鋭意調査・研究を重ねた
結果、この種の欠陥発生には穿孔圧延中のフエラ
イトの存在が大きな影響を及ぼしていることを見
出し、さらに研究を進めたところ、ビレツト加熱
中フエライト析出を抑制し、かつマンネスマンピ
マサ穿孔圧延時の加工発熱による材料温度上昇に
伴うフエライトの析出を抑制することによつて上
述のような欠陥を生ずることなく穿孔圧延が可能
となることを見出し、この知見に基づいて本発明
をなすに至つたのである。 すなわち、本発明は、Ｃ：0.12〜0.30重量％、
Cr：11〜14重量％を含有するマルテンサイト系
ステンレス鋼のマンネスマンピアサによる穿孔圧
延において、平衡状態図上のオーステナイト単層
領域とフエライト−オーステナイト二相領域との
境界温度より少なくとも30℃以上の低い温度でビ
レツトを加熱し、かつ穿孔圧延の際の歪速度を下
記式で求められる平均歪速度ε〜が1.3sec-1以下と
することを特徴とするマンネスマンピアサ穿孔圧
延方法。 記 ε〜＝ln（A0／Ａ）／△Ｔ（Ld／Lh）（sec-1） ここで、 A0；ビレツト断面積（mm2） Ａ；圧延後の中空素管断面積（mm2） △Ｔ；穿孔圧延開始から終了までの時間（sec） Ld；被圧延材とロールとの穿孔方向の投影接触
長（mm） Lh；圧延後中空素管の長さ（mm） により、上記目的を達成するものである。 ＜作用＞ 本発明者らの詳細なる実験・調査により、マル
テンサイト系ステンレス鋼のマンネスマンピアサ
での穿孔圧延後に発生するホロー内外表面の割れ
やへげ等の欠陥は、ビレツト加熱中もしくはマン
ネスマンピアサ穿孔圧延時の加工発熱に伴う被圧
延材の温度上昇によつて析出したフエライトによ
つて引き起こされていることが明らかとなつた。
すなわち、オーステナイト相中に少量のフエライ
ト相が析出した場合、マンネスマンピアサ穿孔圧
延時に発生する付加的な剪断歪は基地のオーステ
ナイト相よりも機械的強度が低いフエライト相に
集中し、フエライト相とオーステナイト相との境
界近傍で破壊に至り、内外表面での割れやへげ等
の欠陥に結び付くのである。したがつて、このよ
うな欠陥発生を防止するにはマンネスマンピアサ
穿孔圧延時の引圧延材のオーステナイト相中のフ
エライト相の析出量を少なくするか、好ましくは
フエライト相を析出さないことが必要である。 第２図に一例として13％Cr鋼の炭素量と温度
による平衡状態図を示す。炭素量が0.12〜0.30％
の間で、一般的なマンネスマンピアサの穿孔圧延
温度である1100℃〜1350℃付近ではオーステナイ
ト単相（γ）もしくはフエライト−オーステナイ
ト二相領域（α＋γ）が主である。フエライト
は、加熱炉でのビレツト加熱中に析出する場合と
マンネスマンピアサ穿孔圧延中の加工発熱に伴う
温度上昇によつて析出する場合とがある。したが
つて、マンネスマンピアサでの穿孔圧延中にフエ
ライトの析出量を少なくするか、もしくは析出さ
せないためには、被圧延材の加熱温度を低くし、
かつマンネスマンピアサ穿孔圧延時の加工発熱に
伴う被圧延材の温度上昇を小さくする必要があ
る。 単位時間、単位体積あたりの加工発熱量Ｑは一
般的に下記(1)式で与えられる。 Ｑ・＝Kf・ε・・△Ｖ ……(1) ここで、 Kf；変形抵抗（Kg／cm2） ε・；相当歪速度（sec-1） △Ｖ；単位体積（mm3） この(1)式から明らかなように、加工発熱に伴う
被圧延材の温度上昇を小さくするには穿孔圧延時
の歪速度を小さくすればよいことがわかる。 ここで、マンネスマンピアサ穿孔圧延時の歪、
歪速度の取り扱いと方として平均的な歪ε〜、歪速
度ε〜をそれぞれ以下のように定義することにす
る。 ε〜＝ln（Ap／Ａ） ……(2) ε〜＝ε〜／△τ ……(3) △τ＝△Ｔ（Ld／Lh） ……(4) ここで、 A0；ビレツト断面積（mm2） Ａ；圧延後の中空素管断面積（mm2） △τ；被圧延材の微小部分が実際に塑性変形をし
ている時間（sec） △Ｔ；穿孔圧延開始から終了までの時間（sec） Ld；第３図に示す被圧延材とロールとの穿孔方
向の投影接触長（mm） Lh；圧延後中空素管の長さ（mm） したがつて、平均歪速度ε〜は、下記(5)式で求め
られる。 ε〜＝ln（Ap／Ａ）／△Ｔ（Ld／Lh） ……(5) すなわち、平均歪速度ε〜は、穿孔圧延後の中空
素管の断面積Ａおよび長さLh、穿孔開始から終
了までの時間△Ｔ、被圧延材とロールとの穿孔方
向の投影接触長Ldによつて決定されるのである。 そこで、第１表に示す代表的なマルテンサイト
系ステンレス鋼の成分を持つ各鋼種を各加熱温
度、平均歪速度でロールゴージ部外径が1045mmの
マンネスマンピアサにて穿孔圧延し、穿孔後の中
空素
【表】
(注) フエライト析出温度；平衡状態
図上のオーステナイト単相領域
とフエライト−オーステナイト二相
領域との境界温度
管の内外表面の割れやへげ等の欠陥発生状況を調
査した。 その調査結果を第２表にまとめて示した。な
お、表中における欠陥発生状況の判定結果は目視
により行つたもので、それぞれ ○；欠陥発生無し △；後端部のみ欠陥発生 ×；全長にわたつて欠陥発生 として表した。 この第２表に基づいて、フエライト析出温度と
加熱温度の差と平均歪速度ε〜との関係を第１図に
示した。 第１図から明らかなように、フエライト析出温
度即ち平衡状態図上のオーステナイト単層領域と
フエライト−オーステナイト二相領域との境界温
度より少なくとも30℃以上の低い温度でビレツト
を加熱し、かつ平均歪速度ε〜が1.3sec-1以下であ
る時には穿孔後の中空素管の内外表面の割れやへ
げ等の欠陥が全く発生しないことがわかる。 したがつて、平衡状態図上のオーステナイト単
層領域とフエライト−オーステナイト二相領域と
の境界温度より少なくとも30℃以上の低い温度で
ビレツトを加熱し、かつ平均歪速度ε〜が1.3sec-1
図上のオーステナイト単相領域
とフエライト−オーステナイト二相
領域との境界温度
管の内外表面の割れやへげ等の欠陥発生状況を調
査した。 その調査結果を第２表にまとめて示した。な
お、表中における欠陥発生状況の判定結果は目視
により行つたもので、それぞれ ○；欠陥発生無し △；後端部のみ欠陥発生 ×；全長にわたつて欠陥発生 として表した。 この第２表に基づいて、フエライト析出温度と
加熱温度の差と平均歪速度ε〜との関係を第１図に
示した。 第１図から明らかなように、フエライト析出温
度即ち平衡状態図上のオーステナイト単層領域と
フエライト−オーステナイト二相領域との境界温
度より少なくとも30℃以上の低い温度でビレツト
を加熱し、かつ平均歪速度ε〜が1.3sec-1以下であ
る時には穿孔後の中空素管の内外表面の割れやへ
げ等の欠陥が全く発生しないことがわかる。 したがつて、平衡状態図上のオーステナイト単
層領域とフエライト−オーステナイト二相領域と
の境界温度より少なくとも30℃以上の低い温度で
ビレツトを加熱し、かつ平均歪速度ε〜が1.3sec-1
【表】
【表】
以下に規制してマンネスマンピアサでの穿孔圧延
を実施することにより、穿孔後の中空素管の内外
表面の割れやへげ等の欠陥の発生を防止すること
ができる。 ここで、フエライト相を析出させないために
は、ビレツト加熱温度は低ければ低いほど有利で
あるが、温度が降下し過ぎると変形抵抗が増加
し、ピアサミルの圧延負荷が増大する。これは、
単にミルの能力制限を越えるたけではなく、圧延
負荷が増大することになりプラグ等の工具寿命を
短くするため、工具寿命の面から見ると、ビレツ
ト加熱温度は高い方がよい。したがつて、ビレツ
ト加熱温度は1100℃以上とするのが現実的であ
る。 また、加工発熱による材料の温度上昇を小さく
するためには、ε〜は小さければ小さいほどよい。
ε〜を小さくする手段としては、ピアサでの加工量
を小さくするか、ロール周速度を遅くして、圧延
時間を長くすることが必要である。しかし、ピア
サの加工量が小さくなると下流工程のミルの負荷
が増大することになるから限度があり、またロー
ル周速度が遅くて圧延時間が長くなるとプラグ等
の工具への負荷が増大し工具寿命を低下させるこ
とになり問題である。したがつて、ε〜は0.4以上
とするのが現実的である。 ＜実施例＞ 以下に、本発明の実施例について説明する。 第４図は、マルテンサイト系ステンレス継目無
鋼管を圧延するマンネスマンピアサ−マンドレル
ミル方式の一例を模式的に示したものである。 素材ビレツト２は回転炉床式加熱炉１において
所定の温度まで加熱された後、マンネスマンピア
サ６により穿孔圧延されて中空素管８Ａとなる。
この中空素管８Ａは厚肉かつ短尺であるので、延
伸圧延機であるマンドレルミル１０により減肉延
伸される。マンドレルミル１０は中空素管８Ａに
マンドレルバー１２を挿入した状態で延伸圧延す
る圧延機であり、通常６〜８基のロールスタンド
から構成されており、各ロールスタンドは２本の
孔型ロール１４を備え、隣接するロールスタンド
間ではこの孔型ロール１４の回転軸を圧延軸に垂
直な面内で相互に90度ずつずらして配置してい
る。中空素管８Ａはマンドレルミル１０で元の長
さの２〜４倍の長さに延伸され、仕上圧延用素管
８Ｂとなる。仕上圧延用素管８Ｂは、必要に応じ
て再加熱炉１６によつて所定の温度に再加熱され
た後、仕上圧延機であるたとえばストレツチレデ
ユサ１８によつ仕上圧延される。ストレツチレデ
ユサ１８によつて素管の外径は最大で75％も絞ら
れ、素材ビレツトの長さの40倍以上にも延伸さ
れ、さらにその外表面はストレツチレデユサ１８
の最終側の数スタンドの真円孔型ロールによつて
定形されるため比較的優れた外径寸法精度の仕上
管２０が得られる。 被圧延材であるマルテンサイト系ステンレス鋼
としてＣ；0.19％、Si；0.45％、Mn；0.45％、
Ｐ；0.015％、Ｓ；0.0013％、Cr；12.9％、Ｎ；
0.022％のSUS420J2を用いた。この材料の平衡状
態図上のオーステナイト単層領域とフエライト−
オーステナイト二相領域との境界温度は1285℃で
あつた。外径207mmφ、長さ2000mmのビレツトを
回転炉床式加熱炉１にて1250℃、在炉時間163分
で加熱し、外径222mmφ、肉厚20mm、長さ5300mm
となるようにマンネスマンピアサ６にて穿孔圧延
を行つた。使用したピアサは、ロールゴージ部直
径1045mm、ゴージ間隔189mm、リード62mm、プラ
グ径156mmφで、ロール回転数104rpm、ロール傾
斜角9°とし、このときの投影接触長Ldは505mm、
穿孔時間△Ｔは9.8sec、△τは0.93sec、平均歪ε〜
は1.12、平均歪速度ε〜は1.2sec-1であつた。その
結果、ピアサ穿孔圧延後の中空素管の内外表面に
は欠陥が皆無であつた。 ＜発明の効果＞ 以上説明したように、本発明によれば、マンネ
スマンピアサ穿孔圧延時の割れやへげ等の重大な
欠陥の発生を防止することができるから、歩留り
を向上させ、さらに今まで圧延不可能だつた鋼種
まで圧延が可能となり、ユージンセジユルネなど
の熱間押出法に比較して高生産性、高歩留り、低
コストでマルテンサイト系ステンレス継目無鋼管
を製造することが可能である。
を実施することにより、穿孔後の中空素管の内外
表面の割れやへげ等の欠陥の発生を防止すること
ができる。 ここで、フエライト相を析出させないために
は、ビレツト加熱温度は低ければ低いほど有利で
あるが、温度が降下し過ぎると変形抵抗が増加
し、ピアサミルの圧延負荷が増大する。これは、
単にミルの能力制限を越えるたけではなく、圧延
負荷が増大することになりプラグ等の工具寿命を
短くするため、工具寿命の面から見ると、ビレツ
ト加熱温度は高い方がよい。したがつて、ビレツ
ト加熱温度は1100℃以上とするのが現実的であ
る。 また、加工発熱による材料の温度上昇を小さく
するためには、ε〜は小さければ小さいほどよい。
ε〜を小さくする手段としては、ピアサでの加工量
を小さくするか、ロール周速度を遅くして、圧延
時間を長くすることが必要である。しかし、ピア
サの加工量が小さくなると下流工程のミルの負荷
が増大することになるから限度があり、またロー
ル周速度が遅くて圧延時間が長くなるとプラグ等
の工具への負荷が増大し工具寿命を低下させるこ
とになり問題である。したがつて、ε〜は0.4以上
とするのが現実的である。 ＜実施例＞ 以下に、本発明の実施例について説明する。 第４図は、マルテンサイト系ステンレス継目無
鋼管を圧延するマンネスマンピアサ−マンドレル
ミル方式の一例を模式的に示したものである。 素材ビレツト２は回転炉床式加熱炉１において
所定の温度まで加熱された後、マンネスマンピア
サ６により穿孔圧延されて中空素管８Ａとなる。
この中空素管８Ａは厚肉かつ短尺であるので、延
伸圧延機であるマンドレルミル１０により減肉延
伸される。マンドレルミル１０は中空素管８Ａに
マンドレルバー１２を挿入した状態で延伸圧延す
る圧延機であり、通常６〜８基のロールスタンド
から構成されており、各ロールスタンドは２本の
孔型ロール１４を備え、隣接するロールスタンド
間ではこの孔型ロール１４の回転軸を圧延軸に垂
直な面内で相互に90度ずつずらして配置してい
る。中空素管８Ａはマンドレルミル１０で元の長
さの２〜４倍の長さに延伸され、仕上圧延用素管
８Ｂとなる。仕上圧延用素管８Ｂは、必要に応じ
て再加熱炉１６によつて所定の温度に再加熱され
た後、仕上圧延機であるたとえばストレツチレデ
ユサ１８によつ仕上圧延される。ストレツチレデ
ユサ１８によつて素管の外径は最大で75％も絞ら
れ、素材ビレツトの長さの40倍以上にも延伸さ
れ、さらにその外表面はストレツチレデユサ１８
の最終側の数スタンドの真円孔型ロールによつて
定形されるため比較的優れた外径寸法精度の仕上
管２０が得られる。 被圧延材であるマルテンサイト系ステンレス鋼
としてＣ；0.19％、Si；0.45％、Mn；0.45％、
Ｐ；0.015％、Ｓ；0.0013％、Cr；12.9％、Ｎ；
0.022％のSUS420J2を用いた。この材料の平衡状
態図上のオーステナイト単層領域とフエライト−
オーステナイト二相領域との境界温度は1285℃で
あつた。外径207mmφ、長さ2000mmのビレツトを
回転炉床式加熱炉１にて1250℃、在炉時間163分
で加熱し、外径222mmφ、肉厚20mm、長さ5300mm
となるようにマンネスマンピアサ６にて穿孔圧延
を行つた。使用したピアサは、ロールゴージ部直
径1045mm、ゴージ間隔189mm、リード62mm、プラ
グ径156mmφで、ロール回転数104rpm、ロール傾
斜角9°とし、このときの投影接触長Ldは505mm、
穿孔時間△Ｔは9.8sec、△τは0.93sec、平均歪ε〜
は1.12、平均歪速度ε〜は1.2sec-1であつた。その
結果、ピアサ穿孔圧延後の中空素管の内外表面に
は欠陥が皆無であつた。 ＜発明の効果＞ 以上説明したように、本発明によれば、マンネ
スマンピアサ穿孔圧延時の割れやへげ等の重大な
欠陥の発生を防止することができるから、歩留り
を向上させ、さらに今まで圧延不可能だつた鋼種
まで圧延が可能となり、ユージンセジユルネなど
の熱間押出法に比較して高生産性、高歩留り、低
コストでマルテンサイト系ステンレス継目無鋼管
を製造することが可能である。
第１図は、欠陥発生の有無に関するフエライト
析出温度と加熱温度の差と平均歪速度との関係を
示す特性図、第２図は、13％Cr鋼の炭素量と温
度による平衡状態を示す特性図、第３図は、マン
ネスマンピアサの穿孔圧延を模式的に示す斜視
図、第４図は、マンネスマンピアサ・マンドレル
ミル方式製造ラインの一例を模式的に示す斜視図
である。 １……回転炉床式加熱炉、２……素材ビレツ
ト、３……マンネスマンピアサ、４……プラグバ
ー、５……プラグ、６……ピアサロール、８Ａ…
…中空素管。
析出温度と加熱温度の差と平均歪速度との関係を
示す特性図、第２図は、13％Cr鋼の炭素量と温
度による平衡状態を示す特性図、第３図は、マン
ネスマンピアサの穿孔圧延を模式的に示す斜視
図、第４図は、マンネスマンピアサ・マンドレル
ミル方式製造ラインの一例を模式的に示す斜視図
である。 １……回転炉床式加熱炉、２……素材ビレツ
ト、３……マンネスマンピアサ、４……プラグバ
ー、５……プラグ、６……ピアサロール、８Ａ…
…中空素管。
Claims (1)
- 【特許請求の範囲】 １ Ｃ：0.12〜0.30重量％、Cr：11〜14重量％を
含有するマルテンサイト系ステンレス鋼のマンネ
スマンピアサによる穿孔圧延において、平衡状態
図上のオーステナイト単相領域とフエライト−オ
ーステナイト二相領域との境界温度より少なくと
も30℃以上の低い温度でビレツトを加熱し、かつ
穿孔圧延の際の歪速度を下記式で求められる平均
歪速度ε〜が1.3sec-1以下とすることを特徴とする
マンネスマンピアサ穿孔圧延方法。 記 ε〜＝ln（A0／Ａ）／△Ｔ（Ld／Lh）（sec-1） ここで、 A0；ビレツト断面積（mm2） Ａ；圧延後の中空素管断面積（mm2） △Ｔ；穿孔圧延開始から終了までの時間（sec） Ld；被圧延材とロールとの穿孔方向の投影接触
長（mm） Lh；圧延後中空素管の長さ（mm）
Priority Applications (1)
| Application Number | Priority Date | Filing Date | Title |
|---|---|---|---|
| JP11359887A JPS63281705A (ja) | 1987-05-12 | 1987-05-12 | マンネスマンピアサ穿孔圧延方法 |
Applications Claiming Priority (1)
| Application Number | Priority Date | Filing Date | Title |
|---|---|---|---|
| JP11359887A JPS63281705A (ja) | 1987-05-12 | 1987-05-12 | マンネスマンピアサ穿孔圧延方法 |
Publications (2)
| Publication Number | Publication Date |
|---|---|
| JPS63281705A JPS63281705A (ja) | 1988-11-18 |
| JPH0472601B2 true JPH0472601B2 (ja) | 1992-11-18 |
Family
ID=14616267
Family Applications (1)
| Application Number | Title | Priority Date | Filing Date |
|---|---|---|---|
| JP11359887A Granted JPS63281705A (ja) | 1987-05-12 | 1987-05-12 | マンネスマンピアサ穿孔圧延方法 |
Country Status (1)
| Country | Link |
|---|---|
| JP (1) | JPS63281705A (ja) |
Families Citing this family (3)
| Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
|---|---|---|---|---|
| MX9702792A (es) * | 1994-10-20 | 1998-02-28 | Sumitomo Metal Ind | Procedimiento para fabricar tubos de acero sin costura. |
| DE602005011281D1 (de) | 2004-05-28 | 2009-01-08 | Sumitomo Metal Ind | Verfahren zur herstellung eines nahtlosen stahlrohrs |
| JPWO2007100042A1 (ja) | 2006-03-01 | 2009-07-23 | 住友金属工業株式会社 | 高Ｃｒ継目無管の製造方法 |
-
1987
- 1987-05-12 JP JP11359887A patent/JPS63281705A/ja active Granted
Also Published As
| Publication number | Publication date |
|---|---|
| JPS63281705A (ja) | 1988-11-18 |
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