JPS6235846B2 - - Google Patents

Description

【発明の詳細な説明】

本発明は、継目無鋼管の偏肉除去方法、特に、
マンネスマン穿孔圧延方式による継目無鋼管の製
造において熱間オンラインで素管の偏肉の有無お
よびその発生要因を検出し、直ちにこの要因に対
応した適切な処置をとるようにした圧延方法に関
する。 マンネスマン・プラグミル方式による継目無鋼
管の製造方法を例にして説明すると、加熱炉から
出た丸ビレツトがピアサで穿孔されて中空素管と
なり、その後エロンゲータ、プラグミルで延伸、
減肉され、さらにリーラ、サイザで内外面の仕上
げがなされ、精整工程を経て最終製品となる。こ
の一連の圧延工程のうちピアサの圧延機構を第１
図ａ，ｂに模型的に示して説明する。一対のバレ
ル形ロール１，１′が左右（あるいは上下）に配
置され、マンドレルバー６の先端に取り付けた穿
孔用プラグ２がバレル形ロール１，１′の中間位
置にセツトされる。３はガイドシユー、４は穿孔
された素管、５は穿孔前の丸ビレツトである。こ
こでマンドレルバー６は、その一端がスラストブ
ロツク７側に連結され他端でプラグ２を保持する
状態にあり、一種の片持ち梁となつている。その
ため穿孔用プラグ２は穿孔中にロール間の中心位
置から偏倚しやすく、その結果として圧延素管４
の肉厚に不均等（偏肉）が生じやすい。これはマ
ンネスマン式製管法の不可避的現象であつて、偏
肉が所定の基準値以上に大きくなると素管は格落
ちとなり、製品歩止りを著しく損ねる。 従来、上記の偏肉発生量を軽減するために種々
の努力が払われているが、従来の素管の寸法検査
は、主に、熱間圧延後の冷材に対して、その管端
部をマイクロメータやゲージにより、また管全長
を超音波法などによつて肉厚測定しており、偏肉
除去の充分な対策がたてられなかつた。即ち、圧
延終了後の冷材に対する肉厚測定結果が得られる
までには、熱間圧延後数時間にもおよぶ遅れ時間
が生じるのであつて、この時間内に圧延を終了す
る被圧延材は数百本〜千本となる。したがつて、
冷間寸法測定結果を解析して偏肉要因を推定し、
その対策をオンラインにフイードバツクして操業
条件を改善することの効果は極端に少ないのであ
る。冷管材の肉厚データは、実際上次回の圧延チ
ヤンスに活用されるしかないのであるが、偏肉の
発生は圧延チヤンスごとに微妙に異り、前回の実
績がそのまま次回の操業に適用できるとは限らな
い。 これに対して熱間で管肉厚を測定して目下の圧
延に反映させる方法も二、三提案されているが、
それらはいずれも測定機器に関するものであり、
それによつて得られる情報は測定個所の肉厚ある
いはそれらの肉厚差である。オンラインで偏肉改
善のための手段をとる点から考えると、目下の操
業で生じている偏肉が管理基準内にあるのか否
か、あるいは偏肉発生要因がどこに起因している
のかを遅れ時間なく判断できることが重要であ
る。 本発明は、上述の背景に鑑みてなされたもので
あつて、熱間圧延管材について肉厚測定しその肉
厚変動パターンを解析することにより、肉厚の有
無およびその発生要因を直ちに判断し、この偏肉
発生要因を取り除くように熱間オンラインで次材
の圧延条件へフイードバツクすることのできる継
目無鋼管の偏肉除去圧延方法を提供することを目
的とする。 本発明の要旨は、マンネスマン式穿孔圧延方式
によつて圧延される管材横断面の偏肉は主として
プラグの偏芯運動によつて惹起され、その管材長
手方向への偏肉分布は、プラグと材料との相対的
な回転速度差により、発生要因に応じた周期でね
じれて現われるという事実に着目し、熱間肉厚デ
ータの解析から軸方向のねじれ角を求め、このね
じれ角に基いて偏肉発生要因を推定し、これを除
去するところにある。 まず一例として、ピアサによつて穿孔圧延した
後の中空素管の肉厚分布を第２図ａ，ｂ，ｃに示
して説明する。第２図ａは素管の長手方向の各点
Ｅ，Ｆ，Ｇ，Ｈ点における横断面の肉厚変化を模
式的に示し、さらに長手方向各点における同じ肉
厚の部分例えば最大肉厚部分をなぞつた長手方向
軌跡を示したものである。図中の実線は素管の垂
直直径Ａ（またはA′）Ｃから紙面手前側の半
分、点線は同じ直径AC裏側の半分についての変
化曲線である。任意横断面における肉厚分布は、
最大肉厚および最小肉厚がそれぞれ１個所づつ、
互いに180゜離れた位置に存在し、かつ最大肉厚
点から最小肉厚点の間は漸減あるいは漸増のほぼ
連続的な肉厚変化を呈する。このような断面偏肉
パターンは管長手方向に少しづつねじれており、
したがつてそれらの等肉厚部分を結んだ長手方向
軌跡は第２図ａの実線および点線の如く比較的規
則正しい正弦波状のパターンを呈する。第２図ｂ
は管を長手方向に沿う基準線Ａ（A′）―A″で切
断し周方向に展開した場合の偏肉パターンを示し
たものである。第２図ｂのＥ〜Ｈ点は同図ａのＥ
〜Ｈ点に対応するが、例えば第２図ａ、Ｅ、Ｇ点
断面では平均肉厚は水平直径線BD上にあり、こ
れを第２図ｂで０とし、平均肉厚以下の部分をマ
イナス側、以上の部分をプラス側としてＥ〜Ｈ断
面の周方向肉厚分布を模式的に示した。各断面の
最大肉厚部分を結ぶ線はねじれ角βを勾配とする
直線となる。第２図ｃは管の長手方向Ａ（A′）
―A″線上における肉厚分布である。このような
正弦波状の偏肉パターンの周期、いいかえれば正
弦波曲線のねじれ角βは各偏肉誘起要因に対して
特有の値を示すことが確かめられる。ここで本発
明は、あらかじめ実験によつて偏肉要因とこれに
対応するねじれ角とを求めておき、実際の熱間圧
延中に管長手方向の肉厚変動を検出し、この肉厚
変動を解析して前記ねじれ角βを算出し、あらか
じめ求めておいた偏肉要因一ねじれ角の関係を使
つて前述の肉厚変動を解析して算出した前記ねじ
れ角βに対する目下圧延における偏肉発生要因を
推定し、これに対する改善策をオンラインで実施
する。例えばピアサにおける穿孔工程後に注目す
ると、偏肉誘起要因としては、ビレツトの不均一
加熱、プラグの傾斜性偏芯、管振れなどが主要因
子として挙げられる。これらの影響によるねじれ
角を詳細に検討することにより、圧延条件の変動
分も含めて、下記の如き判定基準を得た。即ち、
ビレツトの偏熱による偏肉パターンのねじれ角は
10〜30゜、プラグの傾斜偏芯による偏肉ねじれ角
は30〜60゜、管振れによるものは60〜85゜となる
ことが判明した。したがつて熱間圧延中に偏肉パ
ターンの波形を分析し、そのねじれ角（または周
期）と偏肉度合いに対する寄与率とを求め、目下
の造管操業中における偏肉発生の主要因と発生量
の度合い即ち偏肉率とを常時把握し、これに応じ
た適切な改善策をオンラインで実施する。なお、
現実の肉厚変動パターンはいくつかの影響因子が
重なり合つている場合が多い。したがつて本発明
では肉厚変動波形を解析し、いくつかの基本波形
をとり出し、それぞれのねじれ角から個々の偏肉
発生要因とそれぞれの寄与率とに基いて熱間オン
ラインで偏肉改善を実施しつつ圧延する。このた
めに熱間肉厚計および波形分析器を熱間圧延工程
ライン上に併設して熱間肉厚測定と波形分析を行
う。なお、（最大肉厚−最小肉厚）×100／平均肉
厚で表わされる断面偏肉率については、上記偏肉
要因の寄与率の加算から推定することも可能であ
るが、管の先後端部が非定常圧延部であることか
ら３点以上のマルチビーム式管肉厚計で直接測定
することも有効である。 以上はピアサ穿孔圧延直後で管の肉厚測定およ
び波形分析を行う場合であるが、エロンゲータ以
下後続の圧延工程においても前段の圧延結果をふ
まえてそれぞれ偏肉要因特有の偏肉パターンを生
ずる。プラグミルとサイザを除く他の圧延機では
圧延中に圧延ロールとともに素管も回転するが、
プラグミルでは圧延中素管を回転させずに軸方向
に移動させ、パス間で通常90゜周方向に回転させ
る。したがつてプラグミル、サイザを除く他の圧
延機で生ずる偏肉とプラグミルが原因で発生する
偏肉とは形態が異る。ピアサ、エロンゲータ、リ
ーラなどではいずれも前述のような螺旋状偏肉パ
ターンとなる。このことは前工程での偏肉ねじれ
角が当該工程でのねじれ作用および管寸法の変化
（外径、管長さの変化）により変化することを示
している。これに対してプラグミルがサイザでは
外径縮小と延伸比による前工程の螺旋状偏肉を補
正することになる。なお、プラグミル自体で生じ
る対称性平行偏肉は該ミルでの１パスでの減肉量
および２パスでの減肉量を管理することにより比
較的容易に防止できる。 以上の点を考察して偏肉ねじれ角の圧延スケジ
ユールによる変化を以下に示す。圧延前の外径を
ｄ、管長さをｌ、ねじれ角をβとし、延伸後の外
径をＤ、管長さをＬとすると、延伸加工時にねじ
れ作用がない場合には、延伸後のねじれ角Ｂは次
式で与えられる。 tanB＝（Ｄ／ｄ）（ｌ／Ｌ）tanβ……(1) 延伸加工時に材料ねじれが生ずる場合、当該圧
延機単体で生じるねじれ角をB′とすると、(1)式は
つぎのように書き換えられる。即ち、延伸後のね
じれ角Ｂは、 tanB＝（Ｄ／ｄ）（ｌ／Ｌ）tanβ＋tanB′ ……(2) 上述の取り扱いを展開して注目した偏肉要因の
ねじれ角は、各圧延機単体で生じるねじれ角をβ
ｉ、材料ねじれのない延伸加工の場合のそれを
β′ｉ、両者を合成して得られるねじれ角をβ″ｉ
として、ピアサ（ｉ＝１）、エロンゲータ（ｉ＝
２）、プラグミル（ｉ＝３）、リーラ（ｉ＝４）、
サイザ（ｉ＝５）の各工程間でのねじれ角は下記
のように変化していく。 (i) ピアサ後；β″_１＝β_１ ……(3) (ii) エロンゲータ後； tanβ″_２＝tanβ_２ ＋（D₂／D₁）（L₁／L₂）tanβ_１ ……(4) (iii) プラグミル後； tanβ″_３＝（D₃／D₂）（L₂／L₃）tanβ″_２ …(5) (iv) リーラ後； tanβ″_４＝tanβ_４ ＋（D₄／D₃）（L₃／L₄）tanβ″_３ ……(6) (v) サイザ後； tanβ″_５＝（D₅／D₄）（L₄／L₅）tanβ″_４ …(7) ここでDi、Li（ｉ＝１〜５）は各圧延機出側で
の管外径および長さである。 一例としてリーラ後に熱間肉厚計と偏肉波形解
析装置を付設した場合には、注目する要因ごとに
前記の(3)〜(6)式によりtanβ₄″算出する。すなわ
ち、リーラ後の偏肉ねじれ角β″_４はプラグミル
圧延後リーラ入側までに生成された見かけのねじ
れ角β₄′とリーラ圧延で付加されるねじれ角β_４
との合成からなり、(2)〜(6)式よりつぎのようにな
る。 tanβ₄″＝tanβ_４＋tanβ₄′＝tanβ_４＋（D₄／D₃）（L₃／L₄）tanβ₃″ ＝tanβ_４＋（D₄／D₂）（L₂／L₄）tanβ_２＋（D₄／D₁）（L₁／L₄）tanβ_１｝ …(8) (8)式より、例えばビレツト偏熱に起因する偏肉
ねじれ角の変化はつぎのように算出される。前述
したように、あるいは後述の表１に示すように、
ピアサ（ミル区分１）で生じるビレツト偏熱のね
じれ角はβ_１＝10〜30゜であるから、エロンゲー
タ（ミル区分２）およびリーラ（ミル区分４）で
生じるミル単体のねじれ角としてそれぞれβ_２
（３〜30゜）、β_４（０〜10゜）の適正値を採用し
(8)式に代入する。また(8)式中の管外径Ｄと管長さ
Ｌは、目下の製管圧延におけるパススケジユール
より各ミル後の数値を用いるとよい。例えば後述
する実施例で外径７インチ（177.8mm）、肉厚8.05
mmの製品サイズでは（D₄／D₂）（L₂／L₄）＝
0.59、（D₄／D₁）（L₁／L₄）＝0.18であるから、ビ
レツト偏熱のねじれ角はリーラ圧延後では概ね以
下の範囲になる。 ビレツト偏熱 β₄″≒９〜21゜ 同様にして、ピアサプラグ芯ぶれによる偏肉ね
じれ角のリーラ後の値は、表１よりβ_１＝30〜60
゜を採用し、上記と同様にして ピアサプラグ芯ぶれ β₄″≒19〜31゜ を得る。以下同様にして、注目する偏肉要因のね
じれ角度β_i（ｉ＝１〜４）を入力することによ
り、複数ミル通過後の被圧延管材に生じる偏肉ね
じれ角を予測することができる。上記例の７イン
チ管材では、熱間肉厚測定とその偏肉解析装置か
ら出力される、いわゆる実測偏肉ねじれ角として
は17゜および24゜などが頻発しており、これらは
それぞれビレツト偏熱およびピアサプラグ芯ぶれ
の悪影響によることが瞬時に判断される。これに
対する改善策とその結果については後述する実施
例で説明する。エロンゲータ（ｉ≧２）以後で
は、前出の式で前工程のピアサ等の関係項（ｉ−
１まで）を省略すればよい。 このようにして各圧延機単体で生ずる固有偏肉
ねじれ角β_iをミル特性としてあらかじめ評価し
ておき、あとは圧延スケジユールによる変化分で
予測することができる。この固有ねじれ角を基準
として実圧延におけるねじれ角の解析結果を比較
することにより、偏肉発生要因の推定が可能とな
り、これに応じた熱間オンラインでのアクシヨ
ン、例えば在炉時間の延長、軽圧下などの処置を
直ちにとることにより偏肉改善が図られる。な
お、偏肉発生をもたらすいくつかの圧延工程と当
該工程での各偏肉要因およびそれに対応する固有
ねじれ角を示すと概略第１表のとおりである。

【表】 上表において、ビレツト偏熱とは、加熱時間時
の不足や炉床面に接する部分の昇温不足によつて
ビレツト内部に温度差が生じることをさす。これ
が変形抵抗の差となるため、プラグ位置がビレツ
ト中心位置から偏倚して穿孔することとなり、こ
れによつて偏肉が生じる。プラグ芯ぶれによる偏
肉とは、プラグの中心線がパスラインに対して傾
斜している場合に素管とプラグとの回転差により
偏肉が生じることをいう。また、管ぶれによる偏
肉とは、素管の回転前進においてロール見かけの
両角とプラグ後端リーリング部テーパ角とが平行
でない状態で圧延が終了するときに生ずる偏肉を
いう。これらの要因により発生するねじれ角は、
圧延スケジユールや管材の先端から後端までの変
動分を考慮して、概略第１表のようである。 次に熱間肉厚計によつて偏肉パターンのねじれ
角あるいは周期を熱間圧延中に検出する方法を説
明する。この方法としては、第２図のように管断
面数個所について長手方向の肉厚分布を求め、そ
の等肉厚線（第２図の例では最大肉厚部をトレー
スした軌跡）を描くことによる方法、あるいは長
手方向の肉厚変動曲線についての変動の周期ｐを
求め、これを管外径Ｄと円周率πとから ｜tanβ｜＝πＤ／ｐ ……(9) によつてねじれ角βを求める方法がある。いずれ
の方法を採用しても管長手方向への細かな測定間
隔（測定ピツチ）を必要とする。 上述の如く偏肉パターンのねじれ角を検出し、
これから偏肉発生要因を見定めるには肉厚測定の
長手方向測定ピツチが重要となる。しかし従来の
肉厚測定機器での測定個所の個数あるいは測定ピ
ツチは機器の容量と管搬送速度などから決定され
るのが常である。測定ピツチを上げようとしてむ
やみに管材の搬送速度を遅くすれば生産性の低下
を招くので、測定機器における演算処理容量の仕
様決定は重要な項目となるが、従来これに対する
適切な基準が得られず、鋼管の生産性を阻害せず
に必要十分な測定ピツチで肉厚測定する方法が要
望されている。これに対処するため、本発明で
は、注目した偏肉発生要因のねじれ角を予め評価
しておき、これを基に測定ピツチを設定すること
により、当該要因の探索においてねじれ角および
偏肉に対する影響度合（寄与率）を実用的精度レ
ベルで検出できるようにした。即ち本発明におい
ては、鋼管の肉厚測定に際し、その長手方向の測
定ピツチＭを、予定した肉厚変動要因に対する固
有の螺旋状偏肉パターンのねじれ角βにより算出
される肉厚変動ピツチｐの0.4倍以下、即ちＭ≦
0.4p＝0.4πＤ／｜tanβ｜、（ただしＤは管外
径）として測定する。 以下に、真の肉厚変動パターンとこれが測定ピ
ツチによつて変化する様子を例示しながら本発明
による方法を具体的に説明する。 第５図ａ〜ｈは、単一の偏肉発生要因によつて
管長手方向に生じた正弦波状の肉厚変化が管長手
方向測定ピツチのとり方により変形して現れる状
態を示した図である。この固有肉厚変動の１周期
の長さ（ピツチ）をｐとすると、同図ａは測定ピ
ツチＭがｐ／100の場合であつて、図示されたよ
うに正弦波曲線は極めてなめらかであり測定ピツ
チが真の肉厚変動を検出するのに十分細かいこと
がわかる。同図ｂ以下は測定ピツチＭを少しづつ
広くした場合であつて、Ｍ≦0.5pであれば、ほぼ
真の肉厚変動の波形をとどめるといえる。しかし
ながらＭ≒0.5pでは、極端な例として真の肉厚変
動曲線と実測曲線との間の位相差が零となる場合
が考えられ、この場合には実測される肉厚変化は
ほとんどない結果をまねく懸念がある。さらに
は、肉厚曲線の変動ピツチだけでなく、その変動
の振れ幅を検出することもまた偏肉発生要因の改
善のために必要である。この観点からすれば、肉
厚測定ピツチは、予め予想されたあるいは注目し
た偏肉要因特有のピツチの0.4倍以下（第５図ｅ
まで）の間隔で長手方向に測定するのが有効であ
る。 なお、この例ではピツチあるいはねじれ角を、
造管時に発生した固有の肉厚変動にもとづいて述
べたが、管搬送時の形態、即ち管を軸芯まわりに
スキユウ（回転）させながら長手方向に搬送する
いわゆる螺旋送りの場合には、当該ピツチあるい
はねじれ角を補正する必要がある。この場合は、
固有ねじれ角βをスキユウ角θで補正したみかけ
のねじれ角β″を、 tanβ″＝｜tanβ−tanθ｜ で求め、このみかけのねじれ角β″を用いて肉厚
変動の測定ピツチＭを Ｍ≦0.4πＤ／｜tanβ″｜ とすればよい。次に、リーラ後に管肉厚計および
偏肉解析装置を設置し本発明を実施して操業した
場合の偏肉改善例を第３図ｂおよび第４図ｂに示
す。また本発明の偏肉除去システムを第６図に模
式的に示す。なお、第３図ａ、第４図ａに偏肉改
善対策実行前の偏肉量指数を示した。 まず、外径７インチ管の圧延材について偏肉ね
じれ角とその寄与率（偏肉強度）とを整理する
と、対策実行前の圧延本数29本についての分布は
第３図ａのようである。同図中、イはプラグミル
かみ出し部残存、ロはビレツト偏熱、ハはピアサ
プラグ芯ぶれ、ニはエロンゲータプラグ芯ぶれ、
ホはリーラでの管ぶれである。ビレツトの偏熱、
ピアサのプラグ芯ぶれ、エロンゲータの芯ぶれが
特に悪影響を及ぼしているのがわかる。勿論この
情報は管１本ごとにも知られる。これに対する改
善策として芯ぶれの小さいプラグの使用、バース
デイヤーの解放タイミングの変更、プラグミルで
の強圧下の如く圧延条件を変えることにより、偏
肉発生は第３図ｂのように軽減された。 第４図ａ，ｂは13 3/8インチ管の圧延の場合で
ある。偏肉要因は第３図と同じ符号で示してあ
る。アクシヨン前後で偏肉の変化が顕著である。
この場合における主要な偏肉要因はねじれ角から
みてエロンゲータプラグの芯ぶれニであるから、
前述したような対策に加えて、エロンゲータ圧延
の設定条件（ロール間隔、ガイドシユウ間隔、プ
ラグリード、プラグ径等の選定条件）を変更する
ことにより、大幅な偏肉改善が達成された。 なお、本発明における前記解析装置は、周波数
分析機能の他に、各ミル毎の偏肉要因とその特性
ねじれ角の関係を記憶する機能、および圧延スケ
ジユール毎に偏肉ねじれ角を予測演算する機能を
内蔵しており、さらに予測偏肉ねじれ角と実ねじ
れ角を比較して関係要因のみを選別してアウトプ
ツトする機能を有したものである。 上述した如く本発明によれば、現操業下での偏
肉発生要因を正しくつきとめて、これに適応した
有効な対策を実施することにより、熱間オンライ
ンで寸法精度の向上が図られるとともに、後続す
る精整ラインでのクロツプ切り捨て量を軽減で
き、これによつて歩止り向上も達成される。

【図面の簡単な説明】

第１図ａはピアサにおける穿孔圧延機構を模型
的に示した側面図、第１図ｂは第１図ａの―
線に沿つた垂直断面図、第２図ａは穿孔圧延後の
素管の偏肉パターンを示した図、第２図ｂは素管
を周方向に展開した場合の偏肉パターンを示した
図、第２図ｃは素管の長手方向にとつた肉厚変化
を示した図、第３図ａ，ｂはそれぞれ偏肉改善対
策前および対策後の実際の偏肉発生結果の一例を
示した図、第４図ａ，ｂは同じく偏肉改善前およ
び改善後の他の実例を示した図、第５図ａ〜ｈは
種々の肉厚測定ピツチにより検出された肉厚変動
パターンと真の肉厚変動パターンとを比較して示
した図、第６図は本発明に係る偏肉除去システム
を模式的に示した図である。 １，１′…バレル形ロール、２…穿孔用プラ
グ、３…ガイドシユー、４…穿孔素管、５…丸ビ
レツト、６…マンドレルバー、７…スラストブロ
ツク。

Claims (1)

1. 【特許請求の範囲】 １ 継目無鋼管熱間圧延に際し、各圧延機近傍に
   熱間肉厚計とその肉厚変動波形の解析装置とを装
   備するとともに、いくつかの基本偏肉要因とこれ
   に対応する特性ねじれ角の関係を予め下記(1)表に
   示す如く実験により求めておき、その固有の偏肉
   パターンの管軸方向の偏肉ねじれ角Ｂの圧延スケ
   ジユールによる変化を、 tanB＝（Ｄ／ｄ）・（ｌ／Ｌ）・tanβ＋tanB′…(イ
   ) に基いて予測すると同時にこの(イ)式で求めた予測
   偏肉ねじれ角をもつ螺旋状偏肉パターンのピツチ
   の0.4倍以下の測定ピツチで熱間圧延中の素管の
   肉厚を管軸方向に測定し、その肉厚変動パターン
   を前記解析装置に入力し肉厚変動パターンを構成
   する基本波形の周波数を解析してこれと等価な軸
   方向の実ねじれ角を導出し、前記予測偏肉ねじれ
   角Ｂと前記実ねじれ角とを比較して実偏肉発生要
   因を決定し、これを取り除くことを特徴とする継
   目無鋼管の偏肉除去方法。 【表】 【表】 ただし(イ)式でｄ、ｌ、βはそれぞれ前工程での
   管外径、長さ、偏肉パターンの軸方向ねじれ角、
   B′は延伸加工の圧延機単体で生ずる偏肉パターン
   の軸方向ねじれ角、Ｂは圧延スケジユール毎の予
   測偏肉ねじれ角、Ｄ、Ｌはそれぞれ延伸加工後の
   管外径および長さ。