WO2004108310A1 - 継目無管の製造における穿孔圧延方法 - Google Patents

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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
    • B21B19/04—Rolling basic material of solid, i.e. non-hollow, structure; Piercing, e.g. rotary piercing mills

Definitions

  • the present invention relates to a method for piercing and rolling a billet in a process of manufacturing a seamless pipe.
  • the present invention relates to a piercing and rolling method capable of producing a thin tube (hollow piece) with a high degree of processing from a billet.
  • Mannesman plug milling and Mannesmann mandrel milling are the most commonly employed methods for producing seamless pipes.
  • a solid billet heated to a predetermined temperature in a heating furnace is pierced by a piercing mill to form a hollow rod-shaped hollow piece, which is mainly reduced in thickness by a stretching mill such as a plug mill or a mandrel mill. And make it a hollow shell.
  • the outer diameter is reduced mainly by a drawing rolling machine such as a sizer or a stretch reducer to obtain a seamless pipe having a predetermined size.
  • the present invention relates to the first piercing and rolling step in the above steps.
  • Patent Documents 1 and 2 First, the invention proposed by the present inventors in Patent Documents 1 and 2 will be described as a conventional technique.
  • Patent Document 1 Japanese Patent Publication No. 5-23842
  • Patent Document 2 Japanese Patent Publication No. 8-4811
  • Patent Document 1 The invention of Patent Document 1 (hereinafter referred to as a "first prior invention”) is a cone-type main port supported at both ends, left and right or up and down across a pass line through which a billet and a hollow piece pass.
  • the inclination angle ⁇ of the roll and the crossing angle ⁇ ⁇ of this main roll are kept within the range of the following equation (1) and set (3), and the diameter d of the solid billet and the hollow
  • the above-mentioned inclination angle ⁇ is an angle formed by the axis of the roll with respect to the horizontal or vertical plane of the pass line.
  • the crossing angle ⁇ is the angle formed by the axis of the roll with respect to the vertical or horizontal plane of the pass line. 8 ° ⁇ ⁇ 20 °
  • the above-mentioned method of the first prior art is remarkably generated in the piercing and rolling step, particularly, in the thin-wall piercing and rolling step with a high working ratio , by maintaining the roll inclination angle ⁇ and the crossing angle ⁇ in appropriate ranges.
  • This is a method in which the rotational forging effect and the added shear deformation are suppressed as much as possible. It also prevents internal flaws (laminate (double cracks occurring at the center of the wall thickness)) that occur in stainless steel and high alloy steel pipes, and distributes circumferential strain ⁇ and wall thickness strain ⁇ .
  • This method is characterized by reducing the operational troubles such as flare-piping of the pipe meat or clogging of the buttocks by optimizing the amount and satisfying the relationship of the above equation (4).
  • the first prior invention described above has made it possible to form pipes of a difficult-to-process material by the Mannesmann pipe forming method, which had to be conventionally made by a tube extrusion method.
  • thin-wall piercing and rolling with a high degree of processing was made possible, which made it possible to omit or shorten the steps in the subsequent elongation rolling and drawing rolling processes. Therefore, this invention was an invention that greatly contributed to streamlining the manufacturing process of seamless pipes.
  • the Mannesmann piercer and the rotary elongator used in the Mannesmann-Plug mill process can replace double piercing and rolling with single piercing instead of double piercing.
  • the Mannesmann-Plug Mill method is a method that goes through the Mannesman piercer ⁇ rotary elongator ⁇ plug mill ⁇ reeler ⁇ sizer process.
  • Mannesmann-mandrel mill the number of mandrel mill stands can be reduced by replacing the Mannesmann piercer with a cross-piercing mill.
  • the Mannesmann-Mandrelminore method is a method that goes through the process of Mannesmann piercer ⁇ Mandrelminore ⁇ Stretch reducer.
  • the Mannesmann-Assel mill system that is, the Mannesmann piercer ⁇ Assel mill
  • the invention of Patent Document 2 (hereinafter referred to as "second prior invention") is an invention made for the purpose of further optimizing the relationship between the diameter of the cone-type main roll and the diameter of the solid billet. is there.
  • second prior invention in order to minimize the effect of the rotary forging and also minimize the additional shearing deformation, the diameter of the gorge portion of the cone-type main roll (ie, the diameter of the roll gouge) D and the billet diameter d
  • the inclination angle ⁇ and the crossing angle ⁇ are maintained within the ranges satisfying the following equations (1) to (3), and the outer diameter d of the solid billet and the outer diameter d and The relationship with the wall thickness t is
  • the inclination angle ⁇ is the angle formed by the axis of the roll with respect to the horizontal or vertical plane of the pass line
  • the intersection angle ⁇ is the angle of the axis of the roll Is the angle made with respect to the horizontal plane.
  • D and ⁇ preferably satisfy the following equation (6).
  • the effect of the method of the present invention is that the rolling forging effect and additional deformation are remarkable, the piercing and rolling specific force is S4.0 or more, the pipe expansion ratio is 1.15 or more, or the ⁇ wall thickness / outside diameter ratio '' of a hollow piece. Can be obtained sufficiently by piercing and rolling at 6.5 or less.
  • the ranges of the values of the inclination angle ⁇ and the crossing angle ⁇ ⁇ ⁇ ⁇ in the method of the present invention are the same as the ranges in the inventions of Patent Document 1 and Patent Document 2 described above. These ranges were determined from the viewpoint of reducing the rotary forging effect and minimizing additional shear deformation.
  • the ratio of logarithmic strain ⁇ in the radial direction to logarithmic strain ⁇ in the circumferential direction is the same as that in the invention of Patent Document 1. This is the reduction in piercing and rolling. It is determined by the principle and principle of how to distribute the amount in the longitudinal and circumferential directions. If the principle and principle are not met, flare (extruding phenomenon), peeling, or clogging of the bottom of the pipe will occur. Occurs, and the piercing and rolling itself stops.
  • a major feature of the present invention is that the roll shape with respect to the billet diameter mainly has a large effect on the rotary forging effect. Hereinafter, this point will be described.
  • the ratio of the inlet diameter D to the outlet diameter D of the cone type roll at the limit of contact between the tube material and the main roll that is, the diameter expansion ratio “D / D”.
  • L / L is also considered as an index, but this is not directly related to the rotational forging effect and the added shear deformation.
  • the pipe expansion ratio “d / d” is larger if compared with the assumption that the crossing angle is
  • the roll design must be made from the viewpoint of reducing the rotary forging effect before the plug during piercing and rolling, and minimizing the additional shearing deformation typified by the circumferential shear strain ⁇ after the piercing and rolling. No. This is because embrittlement of the pipe material due to the rotary forging effect is a cause of the occurrence of internal flaws in the pipe, and additional shear deformation is a cause of internal flaw propagation.
  • the present inventor conducted a piercing and rolling experiment using a carbon steel billet as a test material using a test cross piercing and rolling mill, changing the roll shape, and examined the effect of the roll shape on the rotating forging effect and the added shear deformation.
  • Tables 1 and 2 show the experimental conditions.
  • the thickness t of the hollow piece after the piercing and rolling was set so that the ratio of “thickness Z outer diameter”, that is, (t / d) ⁇ 100 was 2.53%.
  • the effect of the roll shape on the rotary forging effect depends on whether the main roll and the Stop the disc roll and make a "stopper", and collect a plate-shaped micro tensile test specimen with a parallel part 25 mm in diameter direction (guide direction) perpendicular to the axial direction from the tip end of the plug and a thickness of 3 mm. Then, a tensile test was conducted at room temperature, and the effect of the roll shape on the drawing value (%) was examined and evaluated. The rotary forging effect appears more clearly in the reduction value (%) than in the elongation value (%) in the tensile test.
  • the circumferential shear strain ⁇ As the additional shear deformation, attention was paid to the circumferential shear strain ⁇ , and the measurement was performed by a pin embedding method. That is, a plurality of pins were embedded parallel to the axis along the diameter of the solid billet, and the circumferential shear strain ⁇ was measured across the hollow piece after piercing and rolling.
  • the rotary forging effect can be reduced.
  • the range of the inclination angle where the throttle value of the tube material before the plug is larger than the throttle value of the base material is wider.
  • the circumferential expansion strain can be reduced as the pipe expansion ratio decreases and the diameter expansion ratio increases. That is, additional shear deformation can be suppressed. Therefore, even if the expansion ratio is increased, the circumferential shearing deformation does not become too large if the roll crossing angle ⁇ is made sufficiently large so that the expansion ratio becomes large and the roll shape is made appropriate. .
  • the effect of pulling out is weakened. Thereby, the slip phenomenon between the roll and the tubing becomes pronounced. This slip phenomenon is also affected by the billet diameter, the slip increases on the entry side, and the rotational forging effect begins to appear due to the increase in the number of times of rotational forging, and the inclination angle ⁇ at which the pipe material before the plug becomes more brittle than the base material ⁇ Range expands.
  • the number of rotation forgings is the number of rotations of the billet until the billet is inserted into the mouth and reaches the plug tip.
  • additional shear deformation also appears significantly. The extreme case is when the exit diameter D of the roll approaches the entrance diameter D.
  • additional shearing deformation means circumferential shearing.
  • the present inventor has set the roll shape index as the ratio of the pipe expansion ratio "d / d" to the roll expansion ratio "D / D", that is, "(d / d) / (D
  • FIG. 6 shows the roll shape index “(d / d) / (D / D)”, the expansion ratio “d / d”, and the
  • condition under which “dZd” remains as a parameter in each case is an appropriate condition for the roll shape to be appropriate.
  • the diameter of the entrance roll is reduced by ⁇ .
  • the gorge diameter Dg of the roll is set to 4.5 times or more of the billet diameter d,
  • D and D are power tubes which are the inlet diameter and the outlet diameter of the cone-shaped main roll.
  • the material enters at the entrance surface of the main roll and leaves the roll at the exit surface.
  • the diameter of the main roll at the position where the billet enters the roll is D.
  • the main roll diameter at the position where the hollow piece leaves the roll is D.
  • the barrel width L is the sum of L in Fig. 1.
  • the inlet barrel width L should be determined in consideration of the number of finishing reels, as long as the stability of the penetration barrel is not impaired.
  • the barrel width ratio “L / L” is preferably within the following range.
  • Tilt angle 12 °
  • the rolling reduction in the circumferential direction and the thickness direction is appropriate, and the roll shape is also appropriate. Since it has been optimized, piercing and rolling could be performed without any problems even in high-work thin-wall piercing and rolling of high alloy steel having poor hot workability.
  • the relative relationship between the expansion ratio of the tube material and the diameter expansion ratio of the cone-shaped main roll is optimized. Therefore, the rotary forging effect in the piercing and rolling process is significantly suppressed, and the inner surface flaws, which are likely to occur in high-throughput thin-wall piercing and rolling of difficult-to-make materials such as stainless steel and high alloy steel, are more reliably detected. Can be suppressed. According to the method of the present invention, pipe expansion piercing and rolling up to an expansion ratio of 2.0 is possible.
  • the present inventor has proposed a high-crossing angle piercing and rolling method from the viewpoint of reducing the rotational forging effect and suppressing additional shear deformation, and has made several inventions so far.
  • high crossover angle is a necessary condition to suppress the rotary forging effect and suppress the additional shear deformation, but is not a sufficient condition.
  • a necessary and sufficient condition is optimization of the roll shape, and a high crossover angle is a necessary condition of the roll shape optimization.
  • FIG. 1 is a view showing a mode of piercing and rolling.
  • FIG. 3 is a diagram showing the influence of the ratio (dZd).
  • FIG. 4 is a diagram showing a relationship between a diameter expansion ratio (D / D), a pipe expansion ratio (d / d), and a roll inclination angle ( ⁇ ).
  • FIG. 5 is a graph showing the relationship between a diameter expansion ratio (D / D), a pipe expansion ratio (d / d), and a roll crossing angle ( ⁇ ).
  • FIG. 1 A first figure.

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Abstract

　ロール径をあまり細くすることなしに回転鍛造効果を抑制し、附加剪断変形を抑制できる継目無管製造時の穿孔圧延方法である。この方法は、主ロールの傾斜角βと、同主ロールの交叉角γを下記の式(1)から(3)までを満足する範囲に保持し、中実ビレットの外径ｄ０と穿孔圧延後のホローピースの外径ｄおよび肉厚ｔとの関係が下記の式(4)を満たすようにし、さらに主ロールの入口直径Ｄ１、出口直径Ｄ２、上記のｄ０、ｄおよびγが下記の(5)式を満たすようにすることを特徴とする。 　　　　８°≦β≦20°　　・・・(1) 　　　　５°≦γ≦35°　　・・・(2) 　　　15°≦β＋γ≦50°　・・・(3) 　　　1.5≦−Ψｒ／Ψθ≦4.5　・・・(4) 　　　（ｄ／ｄ０）／（0.75＋0.025γ）≦Ｄ２／Ｄ１　・・・(5) 　但し、式(4)において、Ψｒ＝ln（２ｔ／ｄ０）、Ψθ＝ln｛２（ｄ−ｔ）／ｄ０｝である。

Description

明 細 書
継目無管の製造における穿孔圧延方法
技術分野
[0001] 本発明は、継目無管の製造工程の中のビレットの穿孔圧延方法に関する。特にビ レットから高加工度で薄肉の素管（ホロ一ピース）を製造することのできる穿孔圧延方 法に関する。
技術背景
[0002] 継目無管の製造方法として最も一般的に採用されている方法には、マンネスマン プラグミル法およびマンネスマン マンドレルミル法がある。これらの方法では、加熱 炉で所定の温度に加熱した中実ビレットを穿孔圧延機で穿孔して中空棒状のホロ一 ピースとし、これをプラグミル、マンドレルミルなどの延伸圧延機によって主として肉厚 を減じてホロ一シェルとする。次いで、サイザまたはストレツチレデューサなどの絞り圧 延機で主として外径を減じて、所定の寸法の継目無管とする。本発明は、上記のェ 程の中の最初の穿孔圧延工程に関する。
[0003] まず、従来技術として、本発明者らが特許文献 1および特許文献 2で提案した発明 について述べる。
特許文献 1：特公平 5 - 23842号公報
特許文献 2：特公平 8 - 4811号公報
[0004] 特許文献 1の発明（以下「第 1の先行発明」という）は、ビレットおよびホロ一ピースが 通過するパスラインを挟んで左右または上下に対設された両端支持のコーン型主口 ールの傾斜角 βと、この主ロールの交叉角 Ίとを下記の式 (1)一式 (3)の範囲に保持 し、かつ中実ビレットの直径 dと穿孔圧延後のホロ
0 一ピースの外径 dおよび肉厚 tとが 下記式 (4)を満足するようにし、穿孔比を 4.0以上、拡管比を 1.15以上または「肉厚/ 外径」比を 6.5以下とする継目無管の製造方法の発明である。
[0005] 上記の傾斜角 βとは、ロールの軸芯線がパスラインの水平面または垂直面に対し てなす角度である。また、交叉角 Ίとは、ロールの軸芯線がパスラインの垂直面また は水平面に対してなす角度である。 8° ≤ ≤20° · ' · (1)
5° ≤ γ≤35° · ' · (2)
15° ≤ + γ≤5Ο° · ' · (3)
1.5≤-Ψ / Ψ ≤4.5 · ' · (4)
r θ
但し、 Ψ =ln (2t/d )
r 0
Ψ = ln { 2 (d-t) /d }
Θ ο
[0006] 上記第 1の先行発明の方法は、ロールの傾斜角 βと交叉角 Ίを適正な範囲に保持 することによって、穿孔圧延工程、なかんずく高加工度の薄肉穿孔圧延工程で顕著 に発生する回転鍛造効果と附加剪断変形を可能な限り抑制する方法である。そして 、ステンレス鋼や高合金鋼の製管で発生する内面疵ゃラミネーシヨン（肉厚中央部で 発生する二枚割れ)を防止し、かつ、円周方向ひずみ Ψ と肉厚方向ひずみ Ψの配 分を適正化し、前記式 (4)の関係を満足させることによって、管肉のフレアリングゃピ 一リング、あるいは尻詰まりなどの操業上のトラブルを減少させることを特徴とする方 法である。
[0007] 上記の第 1の先行発明は、従来、ュジーン押出し製管法で製管せざるを得なかつ た難加工性材料の製管を、マンネスマン製管法で行うことを可能にした。それに加え て、高加工度の薄肉穿孔圧延を可能にしたので、後続する延伸圧延工程、絞り圧延 工程での工程省略あるいは工程短縮が可能になった。従って、この発明は、継目無 管の製造工程の合理化に大きく貢献する発明であった。
[0008] 例えば、マンネスマン一プラグミル方式の工程で使用するマンネスマンピアサおよび ロータリエロンゲータは、交叉穿孔圧延機 1基に替わり、ダブルピアシングをシングノレ ピアシングにすることが可能になった。マンネスマン一プラグミル方式とは、マンネスマ ンピアサ→ロータリエロンゲ一タ→プラグミル→リーラ→サイザの工程を経る方式であ る。
[0009] また、マンネスマン一マンドレルミル方式では、マンネスマンピアサを交叉穿孔圧延 機に置き替えることにより、マンドレルミルの少数スタンド化が可能となった。このマン ネスマン—マンドレルミノレ方式とは、マンネスマンピアサ→マンドレルミノレ→ストレッチ レデューサの工程を経る方式である。 [0010] さらに、マンネスマン一アッセルミル方式、即ち、マンネスマンピアサ→アッセルミル
→ストレッチレデューサの工程を経る方式、の工程でも、交叉穿孔圧延機の導入が 相継ぐこととなった。交叉穿孔圧延機によればプラグを替えるだけで単一サイズのビ レットから多サイズのホロ一ピースを製造する、いわゆる「サイズフリー圧延」が可能に なるので、ビレットサイズの統合、段取り替え時間の短縮などの操業上の利点が大き レ、。
[0011] 特許文献 2の発明（以下「第 2の先行発明」という）は、更にコーン型主ロールの直 径と中実ビレットの直径との関係を最適化することを目的としてなされた発明である。 この発明では、回転鍛造効果を極力抑制し、かつ附加剪断変形をも極力抑制するた めに、コーン型主ロールのゴージ部直径（即ち、ロールゴ一ジ径） Dとビレット直径 d
g o とを下記の式 (a)を満足せしめることを特徴とする。
2.5≤D /d≤4.5 - - -(a)
g o
[0012] 上記第 2の先行発明では、ステンレス鋼、高合金鋼などの難加工性材料を内面疵 ゃラミネーシヨンを発生させることなく安定して穿孔するためには、ビレット径に対して ロールゴ一ジ径をできるだけ小さくすべきであるとしている。しかし、ロールゴ一ジ径を 小さくするには、ロール構造上、入側と出側のロールの軸径も小さくしなければならな レ、。そうすると、ロール軸を支承するベアリングの強度が不足し、特にコーン型ロール の場合は入側のベアリングの疲労強度が不足して、耐久性が問題になる。従って、口 一ルゴ一ジ径の過度な縮小は、実操業では推奨できなレ、。 発明の開示
発明が解決しょうとする課題
[0013] 本発明の目的は、ロールゴ一ジ径をあまり小さくすることなしに回転鍛造効果を極 力抑制し、かつ附加剪断変形をも極力抑制することのできる穿孔圧延方法の提供に ある。
課題を解決するための手段
[0014] 本発明者は、上記の目的を達成すべく研究を重ね、下記の穿孔圧延方法の発明 に到った。なお、以下の説明における符号の意味を図 1に示した。
[0015] パスラインを挟んで左右または上下に対設された両端支持のコーン型主ロールの 傾斜角 βと交叉角 Ίを下記の式 (1)から式 (3)までを満足する範囲に保持し、中実ビレ ットの外径 dと穿孔圧延後のホロ一ピースの外径 dおよび肉厚 tとの関係が下記の式
0
(4)を満たすようにし、さらに、主ロールの入口直径 D、出口直径 D、上記の d
1 2 0、 dお よび γが下記の (5)式を満たすようにすることを特徴とする継目無管製造における穿 孔圧延方法。
Figure imgf000006_0001
5° ≤ γ≤35° ·'·(2)
Figure imgf000006_0002
1.5≤-Ψ /Ψ ≤4.5 ·'·(4)
(d/d )/(0.75 + 0.0257 )≤D /Ό ·'·(5)
0 2 1
但し、式 (4)において、 Ψ =ln(2t/d )
0
Ψ =ln{2(d-t)/d }
o
である。
[0016] 前記のとおり、傾斜角 βとは、ロールの軸芯線がパスラインの水平面または垂直面 に対してなす角度であり、交叉角 γとは、ロールの軸芯線がパスラインの垂直面また は水平面に対してなす角度である。
[0017] 上記の本発明方法においては、主ロールの入口直径 D、出口直径 Dと上記の d
1 2 0
、 dおよび γの関係が下記の (6)式を満足するのが望ましい。
D /D ≤ (d/d )/ (1.00-0.027 γ) ·'·(6)
2 1 0
また、上記本発明方法の効果は、回転鍛造効果および付加変形が顕著になる、穿 孔圧延比力 S4.0以上、拡管比が 1.15以上、またはホロ一ピースの「肉厚/外径比」が 6.5以下という穿孔圧延においても十分得られる。
発明を実施するための最良の形態
[0018] 本発明方法における傾斜角 βおよび交叉角 Ίの値の範囲は、前記の特許文献 1 および特許文献 2の発明における範囲と同じである。これらの範囲は、回転鍛造効果 を減殺し、附加剪断変形をできるだけ抑制する観点から決定された。
[0019] 半径方向対数ひずみ Ψと円周方向対数ひずみ Ψ の比、即ち「一 Ψ /Ψ 」の範 囲は、特許文献 1の発明におけるそれと同じである。これは、穿孔圧延における圧下 量を長手方向と円周方向に如何に配分するかという原理、原則から決められており、 その原理、原則からはずれると、管肉のフレアリング（はみ出し現象）やピーリング、あ るいは尻詰まりが発生し、穿孔圧延そのものが停止する。
[0020] 本発明の大きな特徴は、ビレット径に対するロール形状が主として回転鍛造効果に 大きな影響を及ぼすことに着目したことである。以下、この点について説明する。
[0021] まず、コーン型ロールの、管材料と主ロールとの接触限界位置での入口直径 Dと 出口直径 Dとの比、即ち、拡径比「D /D」、ホロ
2 2 1 一ピースの外径 dとビレット外径 d
0 との比、即ち、管材料の拡管比「d/d」および交叉角 Ίの関係を、回転鍛造効果と
0
附加剪断変形を抑制する観点から究明した。
[0022] 実験に先立って、ロール形状を表す指標 (指数)の選定を行った。そして、考えられ る種々の指標が、果たして回転鍛造効果ゃ附加剪断変形との関係を表す指標となり 得るか否かを検討した。その結果、管材料の拡管比「d/d」とコーン型ロールの拡径
0
比「D /D」との比、即ち、 (d/d ) / (D /D )をその指標とすることにした。
2 1 0 2 1
[0023] 図 1に示すロールのゴージ位置を挟んで入側のバレル幅 L、即ち、管材料のロー ル嚙み込み開始点からロールゴージまでの距離と出側のバレル幅 Lとのバレル幅比
2
「L /L」も指標と考えられるが、これは、回転鍛造効果および附加剪断変形には直
2 1
接的には無関係であり、これの適正範囲は別の観点から決定した。なお、バレル幅 には不必要な余長をつけるのが一般的であり、バレル幅比は、定義すること自体に 難点がある。
[0024] 一般に、ロール交叉角 γが大きくなるほどロール拡径比「D /Ό」は大きくなり、よ
2 1
り著しいコーン形状となる。し力し、上記出側のバレル幅 Lが同一のときは、同一ロー
2
ル交叉角であることを前提として比較すれば、管材料の拡管比「d/d」が大きくなる
0
ほどロールの拡径比「D /D」は小さくならざるを得ず、「dZd」を考慮して適正な「
2 1 0
D /D」となるロール設計を行う必要があり、ロール設計の難しさはここにある。
2 1
[0025] ロール設計は、穿孔圧延時のプラグ前における回転鍛造効果を減殺し、プラグ穿 孔圧延後の円周方向剪断ひずみ γ に代表される附加剪断変形を極力抑制する観 点からなされなければならない。回転鍛造効果による管材料の脆化が、管の内面疵 発生の原因であり、附加剪断変形が内面疵伝播の要因だからである。 [0026] 本発明者は、実験用交叉穿孔圧延機を用いて炭素鋼ビレットを供試材とし、ロール 形状を変えて穿孔圧延の実験を行い、回転鍛造効果および附加剪断変形に及ぼす ロール形状の影響を詳細に検討した。実験条件を表 1および表 2に示す。穿孔圧延 後のホロ一ピースの肉厚 tは、「肉厚 Z外径」比、即ち、 （t/d) X 100が 2.5 3%とな るように設定した。
[0027] [表 1]
Figure imgf000008_0001
[0028] [表 2] 表 2
Figure imgf000009_0001
[0029] 回転鍛造効果に及ぼす拡径比「D /D」および拡管比「dZd」の影響の一例を
2 1 0
図 2の（a)および (b)に示す。また、附加剪断変形に及ぼす拡径比「D /D」および
2 1 拡管比「d/d」の影響の一例を図 3の（a)および (b)に示す。
0
[0030] 回転鍛造効果に及ぼすロール形状の影響は、穿孔圧延の途中で主ロールおよび ディスクロールを停止して「途中止め材」を作り、プラグの先端位置より軸方向に直角 に直径方向（ガイドの方向）に平行部が 25mm、厚みが 3mmの板状の微小引張試験 片を採取し、常温で引張試験を行い、絞り値（％)に及ぼすロール形状の影響を調べ て評価した。なお、回転鍛造効果は、引張試験の伸び値(％)よりも絞り値(％)に鮮 明に現れる。
[0031] 附加剪断変形としては円周方向剪断歪み γ に着目し、その測定はピン埋め込み 法によった。即ち、中実ビレットの直径に沿って軸芯に平行に複数本のピンを埋め込 み、穿孔圧延後のホロ一ピースを横断して円周方向剪断ひずみ γ を測定した。
[0032] 図 2から明らかなように、例えば、ロール交叉角 Ίを固定して考えれば、拡管比「d /d」が小さいほど、また拡径比「D /Ό」が大きいほど、絞り値を大きくすることがで
0 2 1
きる。即ち、回転鍛造効果を減殺することができる。言い換えれば、母材の絞り値より プラグ前の管材料の絞り値の方が大きくなる傾斜角 の範囲が広くなる。
また、図 3から分かるように、拡管比が小さぐ拡径比が大きいほど、円周方向剪断 ひずみを小さくすることができる。即ち、附加剪断変形を抑制することができる。従つ て、拡管比を大きくした場合でも、拡径比が大きくなるようにロール交叉角度 γを十分 大きくして、ロール形状を適切にすれば、円周方向剪断変形が大きくなりすぎること はない。
[0033] ところで、ロール形状が不適切な場合、即ち、拡管比に対してロール交叉角が小さ い場合、拡管比を取るために拡径比が小さくなりすぎて、ロールの出口径 Dがゴー
2 ジ径 Dに接近し、管材離脱点での出側ロールの周速度の低下により、管材料を出側 g
に引き出す作用が弱まる。これによつて、ロールと管材料との間のスリップ現象が顕 著になる。このスリップ現象はビレット径にも影響され、入側においてもスリップが大き くなり、回転鍛造回数の増加によって回転鍛造効果が現れはじめ、プラグ前の管材 料が母材よりも脆化する傾斜角 βの範囲が拡大する。回転鍛造回数とはビレットが口 一ルに嚙み込まれてプラグ先端に到達するまでのビレットの回転数である。
[0034] 勿論、附加剪断変形も大きく現れるようになる。その極端な場合は、ロールの出口 径 Dが入口径 Dに接近する場合である。なお、附加剪断変形とは、円周方向剪断
2 1
ひずみ γ 、表面捻れ剪断ひずみ γ および長手方向剪断ひずみ γ の総称であ る。
[0035] 図 4および図 5に拡管比「d/d」、ロールの拡径比「D /Ό」およびロール交叉角
0 2 1
γの関係を示す。これらの図にはロール形状の良否判定の結果も示してある。即ち、 〇印はロール形状が適切であること、 ·印は不適切であることを示す。
ロール形状の適、不適は、回転鍛造効果で判定する必要がある。そこで、プラグ前 の管材料の延性 (絞り値）を母材（ビレット）の絞り値よりも大きくできるか否かを判定の 基準とした。そして、傾斜角（ β )を 12° として穿孔圧延を行レ、、前記のように、プラグ 前の管材横断面内から採取した平行部が 25mm、厚みが 3mmの板状微小引張り試 験片を用いて引張り試験を行い、プラグ前の管材料の絞り値が母材の絞り値よりも大 きくなつているか否かを調査した。大きくなつている場合力 前記の〇印、そうでない 場合が ·印である。図 4および図 5から、適切なロール形状の条件は、下記のとおり である。
(5/6) +(l/3)(d/d )≤ (D /D )
0 2 1
1 + 0.03γ≤ (D /D )
2 1
[0036] 上記のように「D /D」をロール形状指数として採用すれば、グラフでは「D /D」
2 1 2 1
、「d/d」および γの相関関係は明瞭になるが、 3つの変数の関係を同時に数式ィ匕
0
することが難しくなる。この問題を回避するため、本発明者はロール形状指数として 管材料の拡管比「d/d」とロールの拡径比「D /D」の比率、即ち「（d/d )/(D
0 2 1 0 2
/D )」を選定した。
1
[0037] 図 6は、上記のロール形状指数「（d/d )/(D /D )」、拡管比「d/d」および交
0 2 1 0 叉角 γの関係を示す図である。縦軸に「（d/d )/(D /D )」を、横軸に γをそれ
0 2 1
ぞれとっても「dZd」がパラメータとして残る力 ロール形状が適切となる条件は、一
0
つの不等式で表すことができる。即ち、
(d/d )/(D /D )≤0.75 + 0.0257
O 2 1
であり、これより
(d/d )/(0.75 + 0.025γ)≤ (ϋ /Ό ) ·'·(5)
Ο 2 1
となる。
[0038] ここで、軸受の強度、寿命等の設備上の問題点を解消するため、入側ロール径をぁ まり小さくすることなぐ最適ロール形状を得るために、ロールのゴージ径 Dgをビレット 径 dの 4.5倍以上とすれば、
0
1.00-0.027 y ≤ (d/d ) / (D /Ό )
Ο 2 1
これより、
D /D ≤ (d/d ) / ( 1.00-0.027 7 ) · ' · (6)
2 1 0
となる。この式 (6)と前記の式 (5)から、
(d/d )/(0.75 + 0.025 7 )≤(D /D )≤(d/d )/(l .00-0.027 γ ) · · - (7)
O 2 1 0
を満たすのが望ましいロール形状の条件となる。
[0039] 表 1、表 2および図 2から図 6までのグラフにおいて（a)はロールのゴージ径 D = g
400mmの場合であり、（b)は D = 500mmの場合である。従って、（a)と（b)の比較は、 g
特許文献 2に開示されている第 2の先行発明の内容を論じることになる。なお、上記 の不等式（式 (7))の上限は、 D = 315mmとして表 1、表 2と同様の計算を行えば、容 g
易に導かれる。
[0040] 付言すれば、 Dおよび Dはコーン型主ロールの入口径および出口径である力 管
1 2
材料が主ロールの入口面で嚙み込まれ、出口面でロールを離れる場合を前提として おり、正確にはビレットがロールに嚙み込まれた位置における主ロールの径が Dであ
1 り、ホロ一ピースがロールを離れる位置における主ロール径が Dである。
2
[0041] 最後にロールのバレル幅について述べる。バレル幅 Lは図 1の Lとしの合計である
1 2
。このバレル幅に必要以上の余長をつけることは、圧延機の全体構造を必要以上に 大きくすることにつながる。従って、入側バレル幅 Lは嚙み込みの安定性を損なわな い範囲で、出側バレル幅 Lは仕上げのリーリング回数を考慮して決定すべきであり、
2
バレル幅比「L /L」は下記の範囲に収めるのがよい。
2 1
1.0≤L /L ≤2.0
2 1
実施例 1
[0042] 18 %Cr— 8%Niのオーステナイト系ステンレス鋼の 60mm径のビレットを供試材として 、ガイドシユーを使用して拡管比 1.5の高加工度薄肉穿孔圧延を行った。ビレットのカロ 熱温度は 1250°Cとした。なお、ステンレス鋼の熱間加工性は炭素鋼のそれに較べて はるかに劣悪である。 [0043] 1. ロールの条件
交叉角… γ =25°
ゴージ径… D = 400mm
g
傾斜角… 3 =12°
入口径… D = 240mm
1
出口径… D = 550mm
2
ロール拡径比… D /D =2.29
2 1
入側バレル幅… L = 300mm
1
出側バレル幅… L = 460mm
2
ノ レル幅 … L +L = 760mm
1 2
バレノレ幅比 … L /L二 1.53
2 1
[0044] 2.穿孔圧延条件
プラグ径… d =80mm
P
ビレット径… d =60mm
o
ホローシエノレ径… d=90mm
ホローシェノレ肉厚… t = 2.7mm
拡管比… d/d =1.50
0
穿孔圧延比… d 2/4t(d-t)=3.82
0
「肉厚/外径」比… （t/d) X 100 = 3.0%
ロール形状指数… （d/d )/(D /D )=0.655
0 2 1
肉厚方向対数ひずみ… Ψ =ln(2t/d )=1η0·09=— 2.408
r 0
円周方向対数ひずみ… Ψ =ln{2(d-t)/d }=1η2·91 = 1.068
Θ ο
圧下配分比… — Ψ /Ψ =2.255
r Θ
[0045] 上記のとおり、円周方向と肉厚方向の圧下配分比、即ち、長手方向と円周方向の 圧下配分比が適切であったために、フレアリングもピーリングも発生することなく穿孔 圧延ができた。ロール形状も適正化されているので、難加工性の材料の高加工度超 薄肉穿孔圧延であっても、内面疵ゃラミネーシヨンの発生は見られなかった。 実施例 2 [0046] 高合金鋼の熱間加工性は、ステンレス鋼のそれよりもなお劣悪であり、穿孔圧延温 度が 1275°Cを超えるとラミネーシヨンを発生することが多レ、。そこで、この実施例では 、 25%Cr— 35%Ni— 3Moの高合金鋼の 70mm径のビレットを供試材としてディスクロー ルを使用して 1200°Cの温度で拡管比 2の高加工度薄肉穿孔圧延を行った。
[0047] 1.ロールの条件
交叉角… γ =30°
傾斜角… =12°
ゴ一ジ径… D = 500mm
g
入口径… D = 300mm
出口径… D =670mm
2
ロール拡径比… D /Ό =2.23
2 1
入側バレル幅… L = 300mm
1
出側バレル幅… L =460mm
2
バレノレ幅 … L +L = 760mm
1 2
バレノレ幅比 … L /L =1.53
2 1
[0048] 2.穿孔圧延条件
プラグ径… d = 130mm
P
ビレット径… d =70mm
o
ホローシエノレ径… d= 140mm
ホローシェノレ肉厚… t = 3.5mm
拡管比… d/d =2.00
0
穿孔圧延比… dソ 4t(d— ) =2.56
o
「肉厚 Z外径」比… （tノ d) X 100 = 2.5%
ロール形状指数… （d/d )/(D /D ) =0.897
0 2 1
肉厚方向対数ひずみ… Ψ =ln(2t/d ) =1η0·10=— 2.303
r 0
円周方向対数ひずみ… Ψ =ln{2(d— t)/d }=1η3·90=1·361
θ ο
圧下配分比… — Ψ /Ψ =1.692
r θ
[0049] 上記のとおり、円周方向と肉厚方向の圧下配分は適切であり、また、ロール形状も 適正化されているので、熱間加工性の劣悪な高合金鋼の高加工度薄肉穿孔圧延で あっても、何の問題もなく穿孔圧延できた。
産業上の利用可能性
[0050] 本発明の穿孔圧延方法では、管材料の拡管比とコーン型主ロールの拡径比の相 対的関係を適正化している。従って、穿孔圧延過程における回転鍛造効果は編著に 抑制され、ステンレス鋼、高合金鋼などの難力卩ェ性材料の高加工度薄肉穿孔圧延に おいて発生しやすい内面疵ゃラミネーシヨンをより確実に抑えることができる。本発明 方法によれば、拡管比 2.0までの拡管穿孔圧延が可能である。
[0051] 先に述べたとおり、本発明者は、回転鍛造効果を殺し、附加剪断変形を抑制する 観点から高交叉角穿孔圧延法を提唱し、これまでにも幾つかの発明を行った。しかし 、高交叉角化は、回転鍛造効果を殺し、附加剪断変形を抑制するための必要条件 であるが、十分条件ではない。必要かつ十分な条件は、ロール形状の最適化であり 、高交叉角化はロール形状最適化の必要条件なのである。
図面の簡単な説明
[0052] [図 1]穿孔圧延の態様を示す図である。
[図 2]回転鍛造効果 (微小引張試験の絞り値）に及ぼす拡径比 (D /D )および拡管
2 1
比（dZd )の影響を示す図である。
P
[図 3]附加剪断ひずみ（円周方向剪断ひずみ）に及ぼす拡径比 (D /Ό )および拡
2 1 管比（d/d )の影響を示す図である。
P
[図 4]拡径比（D /D )、拡管比（d/d )およびロール傾斜角（ γ )の関係を示す図で
2 1 ρ
ある。
[図 5]拡径比（D /D )、拡管比（d/d )およびロール交叉角（ γ )の関係を示す図で
2 1 ρ
ある。
[図 6]ロール形状指数、即ち、 (d/d ) / (D /D )とロール交叉角（γ )との関係を
0 2 1
示す図である。
符号の説明
[0053] γ :ロール交叉角
D ：ロール入口直径 D ：ロール出口直径
2
D ：ロールゴージ直径
L ：ローノレの入側バレノレ幅
L ：ローノレの出側バレル幅
2
d ：ビレットの外径
0
d:ホロ一ピースの外径 t:ホロ一ピースの肉厚

Claims

請求の範囲
パスラインを挟んで左右または上下に対設された両端支持のコーン型主ロールの 傾斜角 βと交叉角 Ίを下記の式 (1)から式 (3)までを満足する範囲に保持し、中実ビレ ットの外径 dと穿孔圧延後のホロ一ピースの外径 dおよび肉厚 tとの関係を下記の式
0
(4)を満たすようにし、さらに、主ロールの入口直径 D、出口直径 D、上記の d、 dお
1 2 0 よび γが下記の (5)式を満たすようにすることを特徴とする継目無管製造における穿 孔圧延方法。
8° ≤ ≤20° ·'·(1)
5° ≤ γ≤35° ·'·(2)
15° ≤ + γ≤5Ο° ·'·(3)
1.5≤-Ψ /Ψ ≤4.5 ·'·(4)
r θ
(d/d )/(0.75 + 0.025γ)≤D /Ό ·'·(5)
0 2 1
但し、式 (4)において、 Ψ =ln(2t/d )
r 0
Ψ =ln{2(d-t)/d }
θ o
である。
主ロールの入口直径 D、出口直径 Dと上記の d、 dおよび γの関係が下記の (6)式
1 2 0
を満たすことを特徴とする請求項 1に記載の穿孔圧延方法。
D /D ≤ (d/d )/ (1.00-0.0277 ) ·'·(6)
2 1 0
穿孔圧延比を 4.0以上、拡管比を 1.15以上、またはホロ一ピースの「肉厚/外径比」 を 6.5以下として実施することを特徴とする請求項 1または請求項 2に記載の穿孔圧 延方法。
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