JPH0729127B2 - 継目無オーステナイト系ステンレス鋼管の製造方法 - Google Patents
継目無オーステナイト系ステンレス鋼管の製造方法Info
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- JPH0729127B2 JPH0729127B2 JP2313586A JP31358690A JPH0729127B2 JP H0729127 B2 JPH0729127 B2 JP H0729127B2 JP 2313586 A JP2313586 A JP 2313586A JP 31358690 A JP31358690 A JP 31358690A JP H0729127 B2 JPH0729127 B2 JP H0729127B2
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- Japan
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- elongator
- rolling
- stainless steel
- austenitic stainless
- steel pipe
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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)
Description
【発明の詳細な説明】 産業上の利用分野 この発明は、傾斜圧延方式による継目無鋼管の製造方法
に係り、マンネスマン穿孔後傾斜ロール式エロンゲータ
にて延伸圧延する際の条件を適正化することによって、
内面欠陥のない高品質の継目無オーステナイト系ステン
レス鋼管を製造する方法に関する。
に係り、マンネスマン穿孔後傾斜ロール式エロンゲータ
にて延伸圧延する際の条件を適正化することによって、
内面欠陥のない高品質の継目無オーステナイト系ステン
レス鋼管を製造する方法に関する。
従来の技術 傾斜圧延方式による継目無鋼管の製造は、加熱炉で加熱
された丸鋼片を、マンネスマン穿孔機で中空厚肉のホロ
ーシェルとなした後、傾斜ロール式エロンゲータ（第２
穿孔機）で拡径薄肉化圧延を行い、プラグミルあるいは
マンドレルミル、ピルガーミル等の圧延機で延伸圧延し
て小径化、薄肉化して製造する方法である。
された丸鋼片を、マンネスマン穿孔機で中空厚肉のホロ
ーシェルとなした後、傾斜ロール式エロンゲータ（第２
穿孔機）で拡径薄肉化圧延を行い、プラグミルあるいは
マンドレルミル、ピルガーミル等の圧延機で延伸圧延し
て小径化、薄肉化して製造する方法である。
上記のエロンゲータを設置したダブルピアシング（２重
穿孔）方式を採用したマンネスマン製管法により継目無
オーステナイト系ステンレス鋼管を製造する場合、従来
はピアサーにて穿孔圧延されたホローシェルをエロンゲ
ータにて延伸圧延する際、エロンゲータ圧延時のホロー
シェルの噛込不良を防止し、かつピアサーにて発生する
ガイドシュー疵、ピット疵等の外面疵を低減するため、
エロンゲータでの延伸比を大きくとってピアサーの穿孔
比を小さくし、ホローシェルの肉厚を大きくしていた。
穿孔）方式を採用したマンネスマン製管法により継目無
オーステナイト系ステンレス鋼管を製造する場合、従来
はピアサーにて穿孔圧延されたホローシェルをエロンゲ
ータにて延伸圧延する際、エロンゲータ圧延時のホロー
シェルの噛込不良を防止し、かつピアサーにて発生する
ガイドシュー疵、ピット疵等の外面疵を低減するため、
エロンゲータでの延伸比を大きくとってピアサーの穿孔
比を小さくし、ホローシェルの肉厚を大きくしていた。
すなわち、ピアサーでの穿孔比（延伸比）が大きい場合
の薄肉穿孔は、前記外面疵の発生が多くなり、かつエロ
ンゲータでのホローシェル噛込性が悪くなるため、ピア
サーでの低穿孔比、つまりt/Dの大きい厚肉穿孔とする
一方、エロンゲータでは加工度を大きくとって圧延して
いたのである。
の薄肉穿孔は、前記外面疵の発生が多くなり、かつエロ
ンゲータでのホローシェル噛込性が悪くなるため、ピア
サーでの低穿孔比、つまりt/Dの大きい厚肉穿孔とする
一方、エロンゲータでは加工度を大きくとって圧延して
いたのである。
発明が解決しようとする課題 しかるに、オーステナイト系ステンレス鋼の場合は、比
較的変形抵抗が高く、かつ固相線温度の低いステンレス
鋼（例えばsus 316）では、エロンゲータの圧延工程に
おける加工熱の上昇に起因して内面に粒界溶融状の中か
ぶれ疵が発生するという問題がある。
較的変形抵抗が高く、かつ固相線温度の低いステンレス
鋼（例えばsus 316）では、エロンゲータの圧延工程に
おける加工熱の上昇に起因して内面に粒界溶融状の中か
ぶれ疵が発生するという問題がある。
これは、高変形抵抗でかつ低固相線温度のステンレス鋼
の場合は熱間加工性が悪いにもかかわらず、高加工度
（高延伸比）で圧延されるからである。また、延伸比が
大きいためガイドシュー疵も多発する傾向がある。
の場合は熱間加工性が悪いにもかかわらず、高加工度
（高延伸比）で圧延されるからである。また、延伸比が
大きいためガイドシュー疵も多発する傾向がある。
この発明は、上記した従来の問題を解決し、難加工性の
継目無オーステナイト系ステンレス鋼管を中かぶれ疵を
発生させることなくエロンゲータ設置のダブルピアシン
グ方式にて製造し得る方法を提案しようとするものであ
る。
継目無オーステナイト系ステンレス鋼管を中かぶれ疵を
発生させることなくエロンゲータ設置のダブルピアシン
グ方式にて製造し得る方法を提案しようとするものであ
る。
課題を解決するための手段 この発明は、エロンゲータでの中かぶれ疵の発生を防止
する手段として、エロンゲータのロール傾斜角と延伸比
を適正化することによって圧延負荷を低減し、かつオー
ステナイト系ステンレス鋼の熱間加工性を考慮してエロ
ンゲータでの圧延温度を規制するもので、その要旨は、
前記エロンゲータ主ロールの傾斜角を６度以上、延伸比
を1.7以下に設定し、被圧延材のエロンゲータ圧延後の
内面温度が高温引張試験における試験片破断時の断面積
減少率で50％以上となる温度に被圧延材温度を調整して
延伸圧延する方法である。
する手段として、エロンゲータのロール傾斜角と延伸比
を適正化することによって圧延負荷を低減し、かつオー
ステナイト系ステンレス鋼の熱間加工性を考慮してエロ
ンゲータでの圧延温度を規制するもので、その要旨は、
前記エロンゲータ主ロールの傾斜角を６度以上、延伸比
を1.7以下に設定し、被圧延材のエロンゲータ圧延後の
内面温度が高温引張試験における試験片破断時の断面積
減少率で50％以上となる温度に被圧延材温度を調整して
延伸圧延する方法である。
作用 この発明において、エロンゲータでのロール傾斜角を６
度以上に限定したのは、以下に示す理由による。
度以上に限定したのは、以下に示す理由による。
エロンゲータで発生する中かぶれ疵は、モデルピアサー
による円周方向剪断歪に関する実験結果より、円周方向
剪断歪が大きいほど（周方向メタルフローが大）発生し
易く、この時加工熱の上昇により粒界が溶融状態である
と、ここを起点に破壊が起って発生することが判明し、
さらにロール傾斜角を６度以上に設定することにより、
中かぶれ疵の発生が抑制されることが判明した。
による円周方向剪断歪に関する実験結果より、円周方向
剪断歪が大きいほど（周方向メタルフローが大）発生し
易く、この時加工熱の上昇により粒界が溶融状態である
と、ここを起点に破壊が起って発生することが判明し、
さらにロール傾斜角を６度以上に設定することにより、
中かぶれ疵の発生が抑制されることが判明した。
これは、エロンゲータロールの傾斜角を６度以上に設定
することにより、管軸方向メタルフローが増加する分、
周方向メタルフローが減少するためと考えられる。
することにより、管軸方向メタルフローが増加する分、
周方向メタルフローが減少するためと考えられる。
なお、エロンゲータロールの傾斜角は大きければ大きい
ほどよく、特にその上限を制限する必要はないが、実際
には圧延機の構造上、通常20度程度が上限となる。
ほどよく、特にその上限を制限する必要はないが、実際
には圧延機の構造上、通常20度程度が上限となる。
また、エロンゲータでの延伸比を1.7以下に設定するこ
ととしたのは、延伸比を大きくとるとそれだけ加工度が
大きくなるため内面疵が発生し易くなり、難加工性のオ
ーステナイト系ステンレス鋼管の場合は延伸比1.7を超
えると内面に中かぶれ疵が発生するため、エロンゲータ
での延伸比は1.7以下に設定するのが好ましい。
ととしたのは、延伸比を大きくとるとそれだけ加工度が
大きくなるため内面疵が発生し易くなり、難加工性のオ
ーステナイト系ステンレス鋼管の場合は延伸比1.7を超
えると内面に中かぶれ疵が発生するため、エロンゲータ
での延伸比は1.7以下に設定するのが好ましい。
次に、エロンゲータにおける被圧延材の圧延後内面温度
を高温引張試験における試験片破断時の直径減少率で50
％以上となる温度に調整することとした理由について説
明する。
を高温引張試験における試験片破断時の直径減少率で50
％以上となる温度に調整することとした理由について説
明する。
第１図は第１表に示す各種のオーステナイト系ステンレ
ス鋼管についての高温引張試験（グリーブル試験）を行
って得られたデータである。
ス鋼管についての高温引張試験（グリーブル試験）を行
って得られたデータである。
この発明者はこの第１図に示すデータに着目し、圧延対
象鋼の高温引張試験結果とエロンゲータ圧延直後（圧延
１秒後のボトム端より長さ500mm付近）の内面温度およ
び圧延後疵の発生状況を調べた結果、エロンゲータ圧延
直後の内面温度での高温引張試験における延性値である
試験片破断時の断面積減少率と、圧延後の疵状況に明確
な相関があることが判明した。
象鋼の高温引張試験結果とエロンゲータ圧延直後（圧延
１秒後のボトム端より長さ500mm付近）の内面温度およ
び圧延後疵の発生状況を調べた結果、エロンゲータ圧延
直後の内面温度での高温引張試験における延性値である
試験片破断時の断面積減少率と、圧延後の疵状況に明確
な相関があることが判明した。
すなわち、sus 304とsus 316について、ビレットを1170
℃に加熱後ピアサーにて穿孔比1.5で穿孔したホローシ
ェルを対象に、主ロールの傾斜角を6.5度に設定したエ
ロンゲータにて延伸比1.9で圧延した圧延直後の内面温
度が、それぞれ1300℃、1330℃（この温度差は材料の変
形抵抗差によるもの）であり、このときの熱間加工性が
高温引張試験における試験片破断時の断面積減少率でそ
れぞれ96.9％、0.2％であったエロンゲータ圧延後の内
面疵有無を観察したところ、sus 304では確認されなか
ったのに対し、sus 316では粒界溶融状の疵が確認され
た。このことは、sus 316は1300℃以上で急激に熱間加
工性が圧下するにもかかわらず、高加工度でかつ1300℃
以上で圧延されたためである。
℃に加熱後ピアサーにて穿孔比1.5で穿孔したホローシ
ェルを対象に、主ロールの傾斜角を6.5度に設定したエ
ロンゲータにて延伸比1.9で圧延した圧延直後の内面温
度が、それぞれ1300℃、1330℃（この温度差は材料の変
形抵抗差によるもの）であり、このときの熱間加工性が
高温引張試験における試験片破断時の断面積減少率でそ
れぞれ96.9％、0.2％であったエロンゲータ圧延後の内
面疵有無を観察したところ、sus 304では確認されなか
ったのに対し、sus 316では粒界溶融状の疵が確認され
た。このことは、sus 316は1300℃以上で急激に熱間加
工性が圧下するにもかかわらず、高加工度でかつ1300℃
以上で圧延されたためである。
また、sus 316について、前記と同一傾斜角設定エロン
ゲータで延伸比を1.5にして圧延を行い、圧延後の内面
温度が1275℃で高温引張試験における試験片破断時の断
面積減少率が58.1％であったものについては内面疵は確
認されなかった。
ゲータで延伸比を1.5にして圧延を行い、圧延後の内面
温度が1275℃で高温引張試験における試験片破断時の断
面積減少率が58.1％であったものについては内面疵は確
認されなかった。
さらに、前記と同一傾斜角設定エロンゲータにて延伸比
を1.9に設定し、圧延中にエロンゲータプラグ先端より
冷却水をパージして圧延後の内面温度を1250℃に調整し
たsus 304とsus 316にはいずれも内面疵が発生した。
を1.9に設定し、圧延中にエロンゲータプラグ先端より
冷却水をパージして圧延後の内面温度を1250℃に調整し
たsus 304とsus 316にはいずれも内面疵が発生した。
以上のことから、継目無オーステナイト系ステンレス鋼
管のエロンゲータでの内面疵発生防止のためには、エロ
ンゲータの主ロール傾斜角を６度以上とし、かつ延伸比
を1.7以下に設定して加工度を小さくするとともに、圧
延直後の内面温度を高温引張試験における試験片破断時
の断面積減少率が少なくとも50％以上となる温度領域に
調整して圧延すればよいことが判明した。
管のエロンゲータでの内面疵発生防止のためには、エロ
ンゲータの主ロール傾斜角を６度以上とし、かつ延伸比
を1.7以下に設定して加工度を小さくするとともに、圧
延直後の内面温度を高温引張試験における試験片破断時
の断面積減少率が少なくとも50％以上となる温度領域に
調整して圧延すればよいことが判明した。
実 施 例 実施例１ 第２図は継目無オーステナイト系ステンレス鋼管の製造
方法を例示したもので、素材ビレット（１）は回転炉床
式加熱炉（２）において所定の温度まで加熱された後、
マンネスマン穿孔機（３）により穿孔圧延されてホロー
シェル（1-1）となる。
方法を例示したもので、素材ビレット（１）は回転炉床
式加熱炉（２）において所定の温度まで加熱された後、
マンネスマン穿孔機（３）により穿孔圧延されてホロー
シェル（1-1）となる。
続いて、このホローシェル（1-1）は傾斜ロール式エロ
ンゲータ（第２穿孔機）（４）にて拡径薄肉化圧延され
て仕上圧延用素管（2-2）となり、例えば次のプラグミ
ル工程に導かれるが、この発明ではエロンゲータの主ロ
ール（4-1）の傾斜角θを６度以上、延伸比を1.7以下に
設定し、かつエロンゲータ圧延直後の内面温度が高温引
張試験における試験片破断時の試験片断面積減少率が少
なくとも50％以上となる温度領域になるように調整して
圧延を行う。
ンゲータ（第２穿孔機）（４）にて拡径薄肉化圧延され
て仕上圧延用素管（2-2）となり、例えば次のプラグミ
ル工程に導かれるが、この発明ではエロンゲータの主ロ
ール（4-1）の傾斜角θを６度以上、延伸比を1.7以下に
設定し、かつエロンゲータ圧延直後の内面温度が高温引
張試験における試験片破断時の試験片断面積減少率が少
なくとも50％以上となる温度領域になるように調整して
圧延を行う。
ここで、エロンゲータでの圧延温度の調整方法として
は、圧延中にエロンゲータプラグ（4-2）の先端より冷
却水をパージして調整する方法が一般的であるが、ビレ
ット加熱温度をマンネスマン穿孔機（３）による穿孔圧
延に支障をきたさない範囲内で調整するか、エロンゲー
タ入側テーブル上にて温度調整して後圧延に供するよう
にしてもよい。
は、圧延中にエロンゲータプラグ（4-2）の先端より冷
却水をパージして調整する方法が一般的であるが、ビレ
ット加熱温度をマンネスマン穿孔機（３）による穿孔圧
延に支障をきたさない範囲内で調整するか、エロンゲー
タ入側テーブル上にて温度調整して後圧延に供するよう
にしてもよい。
上記この発明の条件にてエロンゲータ圧延を実施するこ
とにより、内面品質良好な継目無オーステナイト系ステ
ンレス鋼管が得られる。
とにより、内面品質良好な継目無オーステナイト系ステ
ンレス鋼管が得られる。
実施例２ 第２図に示す傾斜式エロンゲータを備えたマンネスマン
ブラグミル製管法により、前記第１表に示す鋼種sus 31
6のビレット（250φ×2100 l）を使用して継目無オース
テナイト系ステンレス鋼管を製造した。
ブラグミル製管法により、前記第１表に示す鋼種sus 31
6のビレット（250φ×2100 l）を使用して継目無オース
テナイト系ステンレス鋼管を製造した。
本実施例では、素材ビレットを加熱炉にて1170℃まで加
熱後、穿孔比1.5にてピアサーで穿孔してエロンゲータ
に供し、エロンゲータ圧延直後（約１秒後）にボトム端
長さ500mmの内面温度を放射温度計で測定し、またエロ
ンゲータ圧延後に被圧延材を払い出し、半成品の状態で
内面品質を確認した。
熱後、穿孔比1.5にてピアサーで穿孔してエロンゲータ
に供し、エロンゲータ圧延直後（約１秒後）にボトム端
長さ500mmの内面温度を放射温度計で測定し、またエロ
ンゲータ圧延後に被圧延材を払い出し、半成品の状態で
内面品質を確認した。
エロンゲータ圧延条件と圧延後内部品質を、本発明の設
定条件を外れたものと比較して第２表に示す。
定条件を外れたものと比較して第２表に示す。
第２表より明らかなごとく、エロンゲータにおいて、延
伸比1.7以下、ロール傾斜角６度以上のもとで前記断面
積減少率が50％以上となる温度（1280℃以下）で圧延し
た本発明例は、いずれも中かぶれ疵のない内面品質良好
なオーステナイト系ステンレス鋼管が得られた。
伸比1.7以下、ロール傾斜角６度以上のもとで前記断面
積減少率が50％以上となる温度（1280℃以下）で圧延し
た本発明例は、いずれも中かぶれ疵のない内面品質良好
なオーステナイト系ステンレス鋼管が得られた。
実施例３ 前記第１表に示す鋼種sus 321のビレット（250φ×2100
l）を使用し、実施例２と同一のマンネスマンプラグミ
ル製管法により継目無オーステナイト系ステンレス鋼管
を製造した。
l）を使用し、実施例２と同一のマンネスマンプラグミ
ル製管法により継目無オーステナイト系ステンレス鋼管
を製造した。
本実施例では、素材ビレットを加熱炉にて1170℃まで加
熱した後、穿孔比1.5にてピアサーで穿孔してエロンゲ
ータに供し、エロンゲータ圧延直後（約１秒後）にボト
ム端長さ500mm付近の内面温度を放射温度計で測定し、
またエロンゲータ圧延後に実施例２と同様にして内面品
質を確認した。
熱した後、穿孔比1.5にてピアサーで穿孔してエロンゲ
ータに供し、エロンゲータ圧延直後（約１秒後）にボト
ム端長さ500mm付近の内面温度を放射温度計で測定し、
またエロンゲータ圧延後に実施例２と同様にして内面品
質を確認した。
その時のエロンゲータ圧延条件と圧延後内部品質を、本
発明の設定条件を外れたものと比較して第３表に示す。
発明の設定条件を外れたものと比較して第３表に示す。
第３表より、本実施例においても、内部品質良好な継目
無オーステナイト系ステンレス鋼管が得られた。
無オーステナイト系ステンレス鋼管が得られた。
実施例４ 前記第１表に示す鋼種sus 304のビレット（250φ×2800
l）を使用し、実施例２および３と同一のマンネスマン
プラグミル製管法により継目無オーステナイト系ステン
レス鋼管を製造した。
l）を使用し、実施例２および３と同一のマンネスマン
プラグミル製管法により継目無オーステナイト系ステン
レス鋼管を製造した。
本実施例では、素材ビレットを加熱炉にて1170℃まで加
熱した後、穿孔比1.3にてピアサーで穿孔してエロンゲ
ータに供し、エロンゲータ圧延直後（約１秒後）にボト
ム端長さ500mm付近の内面温度を放射温度計で測定し、
またエロンゲータ圧延後に実施例２および３と同様にし
て内面品質を確認した。
熱した後、穿孔比1.3にてピアサーで穿孔してエロンゲ
ータに供し、エロンゲータ圧延直後（約１秒後）にボト
ム端長さ500mm付近の内面温度を放射温度計で測定し、
またエロンゲータ圧延後に実施例２および３と同様にし
て内面品質を確認した。
その時のエロンゲータ圧延条件と圧延後内面品質を、本
発明の設定条件を外れたものと比較して第４表に示す。
発明の設定条件を外れたものと比較して第４表に示す。
第４表より明らかなごとく、本実施例においても、内部
品質良好な継目無オーステナイト系ステンレス鋼管が得
られた。
品質良好な継目無オーステナイト系ステンレス鋼管が得
られた。
発明の効果 以上説明したごとく、この発明方法は、マンネスマン穿
孔後エロンゲータにて延伸圧延する際の延伸比、主ロー
ルの傾斜角および内面温度を適正化することによって、
中かぶれ疵等の内面疵の発生を抑え内面品質良好な継目
無オーステナイト系ステンレス鋼管の製造が可能となる
という優れた効果を奏するものである。
孔後エロンゲータにて延伸圧延する際の延伸比、主ロー
ルの傾斜角および内面温度を適正化することによって、
中かぶれ疵等の内面疵の発生を抑え内面品質良好な継目
無オーステナイト系ステンレス鋼管の製造が可能となる
という優れた効果を奏するものである。
第１図はこの発明におけるオーステナイト系ステンレス
鋼について行った高温引張試験結果の一例を示す図、第
２図はこの発明の対象とするオーステナイト系ステンレ
ス鋼管の製造方法を例示した概略図である。 １……素材ビレット、２……加熱炉 ３……マンネスマン穿孔機、４……エロンゲータ
鋼について行った高温引張試験結果の一例を示す図、第
２図はこの発明の対象とするオーステナイト系ステンレ
ス鋼管の製造方法を例示した概略図である。 １……素材ビレット、２……加熱炉 ３……マンネスマン穿孔機、４……エロンゲータ
Claims (1)
- 【請求項１】傾斜圧延方式によりオーステナイト系ステ
ンレス鋼管を製造する方法において、マンネスマン穿孔
後、傾斜ロール式のエロンゲータにて延伸圧延する際、
前記エロンゲータの主ロールの傾斜角を６度以上、延伸
比を1.7以下に設定し、被圧延材のエロンゲータ圧延後
の内面温度が高温引張試験における試験片破断時の断面
積減少率で50％以上となる温度に被圧延材温度を調整し
て延伸圧延することを特徴とする継目無オーステナイト
系ステンレス鋼管の製造方法。
Priority Applications (1)
| Application Number | Priority Date | Filing Date | Title |
|---|---|---|---|
| JP2313586A JPH0729127B2 (ja) | 1990-11-19 | 1990-11-19 | 継目無オーステナイト系ステンレス鋼管の製造方法 |
Applications Claiming Priority (1)
| Application Number | Priority Date | Filing Date | Title |
|---|---|---|---|
| JP2313586A JPH0729127B2 (ja) | 1990-11-19 | 1990-11-19 | 継目無オーステナイト系ステンレス鋼管の製造方法 |
Publications (2)
| Publication Number | Publication Date |
|---|---|
| JPH04187310A JPH04187310A (ja) | 1992-07-06 |
| JPH0729127B2 true JPH0729127B2 (ja) | 1995-04-05 |
Family
ID=18043098
Family Applications (1)
| Application Number | Title | Priority Date | Filing Date |
|---|---|---|---|
| JP2313586A Expired - Fee Related JPH0729127B2 (ja) | 1990-11-19 | 1990-11-19 | 継目無オーステナイト系ステンレス鋼管の製造方法 |
Country Status (1)
| Country | Link |
|---|---|
| JP (1) | JPH0729127B2 (ja) |
Cited By (1)
| Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
|---|---|---|---|---|
| JPH09271811A (ja) * | 1996-04-10 | 1997-10-21 | Sumitomo Metal Ind Ltd | 二相ステンレス鋼製継目無鋼管の製造方法 |
Families Citing this family (4)
| Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
|---|---|---|---|---|
| JP4603707B2 (ja) * | 2001-02-21 | 2010-12-22 | エヌケーケーシームレス鋼管株式会社 | 継目無管の製造方法 |
| JP5273230B2 (ja) | 2011-11-01 | 2013-08-28 | 新日鐵住金株式会社 | 継目無金属管の製造方法 |
| JP5273231B2 (ja) | 2011-11-01 | 2013-08-28 | 新日鐵住金株式会社 | 継目無金属管の製造方法 |
| CN103464507B (zh) * | 2013-07-25 | 2015-11-11 | 攀钢集团成都钢钒有限公司 | 一种生产高精度奥氏体无缝钢管的方法 |
-
1990
- 1990-11-19 JP JP2313586A patent/JPH0729127B2/ja not_active Expired - Fee Related
Cited By (1)
| Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
|---|---|---|---|---|
| JPH09271811A (ja) * | 1996-04-10 | 1997-10-21 | Sumitomo Metal Ind Ltd | 二相ステンレス鋼製継目無鋼管の製造方法 |
Also Published As
| Publication number | Publication date |
|---|---|
| JPH04187310A (ja) | 1992-07-06 |
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