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WO2007126005A1 - ステンレス鋼管の製造方法 - Google Patents

ステンレス鋼管の製造方法 Download PDF

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WO2007126005A1
WO2007126005A1 PCT/JP2007/059072 JP2007059072W WO2007126005A1 WO 2007126005 A1 WO2007126005 A1 WO 2007126005A1 JP 2007059072 W JP2007059072 W JP 2007059072W WO 2007126005 A1 WO2007126005 A1 WO 2007126005A1
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WO
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rolling
pipe
stainless steel
tube
finish
Prior art date
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Ceased
Application number
PCT/JP2007/059072
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English (en)
French (fr)
Inventor
Yasuyoshi Hidaka
Satoshi Matsumoto
Toshihide Ono
Kouji Nakaike
Sumio Iida
Hiroshi Nogami
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Nippon Steel Corp
Original Assignee
Sumitomo Metal Industries Ltd
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Publication date
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Priority to BRPI0712244-6A priority patent/BRPI0712244B1/pt
Priority to CN2007800146317A priority patent/CN101426594B/zh
Priority to EP07742507.2A priority patent/EP2014378B1/en
Publication of WO2007126005A1 publication Critical patent/WO2007126005A1/ja
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    • C21D1/767—Methods of treatment in inert gas, controlled atmosphere, vacuum or pulverulent material with forced gas circulation; Reheating thereof

Definitions

  • the present invention relates to a method for producing a stainless steel pipe obtained by subjecting stainless steel as a raw material to piercing and rolling, drawing rolling using a mandrel bar and constant diameter rolling, and further cold-working the stainless steel pipe as a base pipe. It relates to a manufacturing method. More specifically, internal carburization that occurs even when non-black ship lubricants are used during stretching and rolling using a mandrel bar such as mandrel mill rolling is suppressed, and cold working is also performed using that as a base tube. In doing so, the present invention relates to a method of manufacturing a stainless steel pipe that can omit the softening heat treatment of the pipe before processing.
  • a method for producing a stainless steel pipe obtained by drawing and rolling using a mandrel bar such as piercing rolling and mandrel mill rolling, and further by cold working using the same as a base pipe is provided.
  • mandrel bar such as piercing rolling and mandrel mill rolling
  • the manufacturing method will be described in the case of applying mandrel mill rolling as stretching rolling and stretch reducer rolling as constant diameter rolling.
  • a round steel slab (billet) is heated to a predetermined temperature (usually 1150 to 1250 ° C) using a heating furnace such as a rotary hearth type, and the round steel slab is passed through an inclined roll piercing and rolling mill. Mold into a hollow hollow shell.
  • a mandrel bar coated with a lubricant is inserted into the hollow shell, passed through a mandrel mill having 7 to 9 stand force, and roughly rolled into a blank for finishing rolling of a predetermined size in one pass.
  • the finish rolling blanks are placed in a reheating furnace and reheated (usually 900 to 100 ° C), descaled by spraying high-pressure water only on the outer surface of the tubes, Tsutsu Reducer Hot finished pipe is obtained with a rolling mill. After that, when cold pipe processing is performed, the pipe shall be used as a cold heating blank.
  • the mandrel bar used during rough rolling by a mandrel mill is a hollow one in a high temperature state (usually 1100 to 1200 ° C). It is inserted into the shell and exposed to a state where it can be easily burned with the hollow shell.
  • the tube shape and wall thickness after mandrel mill rolling are affected by the number of roll rotations and the roll hole shape during rolling, and are also affected by friction between the mandrel bar and the holo-shell.
  • a lubricant is applied to the outer surface of the mandrel bar to prevent the mandrel bar from sticking to the holo shell and to obtain a predetermined tube shape and wall thickness by optimizing the friction with the holo shell.
  • a lubricant for example, there is a water-soluble lubricant mainly composed of graphite, which is inexpensive and has excellent lubrication characteristics as disclosed in Japanese Patent Publication No. 59-37317. Conventionally, a lot of lubricants have been used. However, when stainless steel containing 10 to 30% by mass of Cr is used as a raw material, if rough rolling is performed using a mandrel bar coated with a lubricant whose main component is graphite, carburization occurs during rolling, and the tube A carburized layer with a carbon concentration higher than that of the base metal is generated on the inner surface side.
  • the carburized layer generated on the inner surface of the pipe is subjected to subsequent heat treatment, rolling by a strain reducer, and softening heat treatment of the raw pipe performed before cold working or solid solution treatment performed in the final step.
  • heat treatment carbon diffuses into the base metal and the carbon concentration decreases, but the depth of the carburized portion increases and a carburized layer with a high carbon concentration still remains.
  • the carburized layer generated on the inner surface of the pipe is generated mainly when graphite, which is a main component of the inner surface lubricant, and a part of carbon in the organic binder are CO gasified and infiltrated into the steel during mandrel mill rolling.
  • the carbon concentration in the wall thickness of about 0.5 mm from the inner surface of the pipe to the wall thickness direction may be about 0.1% by mass higher than the carbon concentration of the base metal. May exceed the upper limit of the C content standard.
  • the main component Cr forming a passive film which is a corrosion-resistant film in stainless steel, is fixed as a carbide. Corrosion resistance of the steel deteriorates significantly.
  • a finish rolling element tube that has been mandrel-rolled with a graphite-based lubricant has a temperature of 950 to 1200 ° C in an atmosphere with an oxygen concentration of 6 to 15%.
  • a method for producing an austenitic stainless steel pipe in which finish rolling is performed after holding for 10 to 30 minutes has been proposed.
  • the heat treatment of the finishing rolling raw tube takes a long time, the scale loss is large and the viewpoint of yield is not realistic.
  • JP-A-8-57505 after rolling into a hollow tube with a mandrel mill using a graphite-based lubricant, the atmosphere inside the blank tube is changed to an acid before being charged into a reheating furnace.
  • a method for producing an austenitic stainless steel pipe that replaces an oxidative gas and supplies an acidic gas into a hollow shell that is being heated in a furnace has been proposed.
  • the manufacturing method proposed in Japanese Patent Application Laid-Open No. 8-90043, Japanese Patent Application Laid-Open No. 4168221 and Japanese Patent Application Laid-Open No. 8-57505 is also a mandrel mill rolling using a graphite-based lubricant. Later, when re-heating the finishing rolling raw pipe such as stretch reducer rolling, the carburizing of the inner surface of the pipe is prevented by applying a decarburizing treatment, but because a graphite-based lubricant is used, The carburizing amount on the inner surface of the pipe is increased.
  • JP-A-9-78080 discloses Lubricants that have the main component of layered oxides and borate, and that contain no or no carbon even if they contain carbon in the organic binder component, even if they are included, have a low carbon content. Has been.
  • the method for applying the non-graphite lubricant is the same as that for the graphite lubricant, and the lubricating performance is designed so that it is not inferior to that of the graphite lubricant. That is, the non-graphite lubricant disclosed in JP-A-9-78080 can prevent the occurrence of a carburized layer on the inner surface of the pipe by properly using it.
  • Non-graphite lubricants are more expensive than graphite lubricants. For this reason, when carbon steel steel pipes and low alloy steel pipes that do not have a carburized layer on the inner surface or do not cause any particular problems are subjected to stretching rolling using a mandrel bar such as mandrel mill rolling, it is economical. From the viewpoint of safety, a graphite-based lubricant is used.
  • a carbon steel pipe, a low alloy steel pipe, or the like is stretched. A large amount of graphite applied to the surface of the mandrel bar is transferred.
  • the present invention responds to these demands.
  • Stainless steel pipes containing 10% to 30% Cr by mass are subjected to stretch rolling using a mandrel bar using a non-graphitic lubricant.
  • the carburized layer generated on the inner surface of the finish rolling element tube is suppressed, and when the element tube finish-rolled by stress reducer rolling as constant diameter rolling is cold worked,
  • the objective is to provide a method for producing stainless steel pipes that can omit the softening heat treatment before hot working and has excellent surface quality.
  • the present inventors produce stainless steel pipes that have been subjected to constant diameter rolling such as stretching rolling using a mandrel bar such as piercing rolling and mandrel mill rolling and stretch reducer rolling. Carburizing on the inner surface of a hot-finished tube or cold-working tube obtained by rolling a mandrel mill using a non-graphite lubricant, and on the inner surface of the tube obtained by subsequent cold-heating. The occurrence of strata was investigated in detail.
  • test steel in which the C content of SUS304 steel and SUS316 steel (C upper limit, 0.08 mass%) specified in JIS was 0.05 to 0.08 mass%. Containing steel), mandrel mill rolling with non-graphite lubricant, then reheating and stretch-reducer rolling the inner surface and the C concentration at the depth position of the inner surface force. It was measured.
  • the C concentration on the tube inner surface was obtained by measuring the C concentration using an emission spectroscopic analyzer on the tube surface from which foreign matters such as oxide scale adhered to the tube inner surface were completely removed.
  • the C concentration at the depth position from the inner surface of the tube is determined by grinding the inner surface of the tube after removal of the oxide scale at a predetermined pitch, and using the same emission spectroscopic analyzer for the obtained inner surface of the tube. The operation of measuring the concentration was repeated, and the C concentration at each position in the thickness direction was determined.
  • Fig. 1 shows the inner surface of a raw tube obtained by mandrel mill rolling using a non-graphite lubricant using a SUS304 steel with a C content of 0.05-0.08 mass%. It is a figure which shows distribution of C content (or C concentration).
  • Figure 2 shows the C on the inner surface of the blank obtained by mandrel mill rolling using a non-graphite lubricant using a SUS316 steel with a C content of 0.05 to 0.08 mass%. It is a figure which shows distribution of content (or C concentration).
  • the MC-based carbide precipitated in the carburized layer on the inner surface of the pipe has a higher C concentration in the carburized layer.
  • carbides deposited near the surface layer on the inner surface of the pipe tend to cause rough skin on the surface of the cold working raw pipe.
  • the present inventors have developed a carburized layer on the inner surface of a hot-finished pipe or a cold-working pipe that has been reheated after mandrel mill rolling and finish-rolled by stretch reducer rolling. As a result of investigating the raw state in more detail, even when mandrel mill rolling is performed using a non-graphite lubricant, the MC generated on the inner surface of a hot finish pipe or cold work blank
  • FIG. 3 shows a heat treatment in which air (oxidizing gas) is blown into the inner surface of the finishing rolling tube in a reheating furnace after rolling a mandrel mill using SUS 304 steel as a raw material and using a non-graphite lubricant.
  • FIG. 5 is a diagram showing the C content (or C concentration) on the inner surface of a stretch-reduced element tube.
  • Fig. 4 shows the same mandrel mill rolling and reheating furnace heat treatment using SUS316 steel as the raw material.
  • Fig. 4 shows the C content (or C concentration) on the inner surface of the stretch-reducer rolled tube. ).
  • FIG. 5 is a diagram showing a method of blowing air as an acidic gas into the inner surface of the finishing rolling raw tube in the heat treatment of the reheating furnace.
  • air is blown into the inner surface of the finish rolling blank 1 as an oxidizing gas.
  • an air blowing nozzle 3 is provided on the side wall of the reheating furnace 2, and the reheating furnace 2 has a temperature of 1000 ° C or higher. Air is blown into the inner surface of the pipe from the air blowing nozzle 3 toward the pipe end of the finishing rolling raw pipe 1 that is heated and transversally fed.
  • the inside of the blank is brought into an acidic atmosphere during reheating. Therefore, the air flow rate R is 4 liters Z seconds, and the air blowing time t was blown in on the basis of 5 minutes (300 seconds).
  • Stretch reducer rolling was performed using the finishing rolling blanks heat-treated under such air blowing conditions to produce a plurality of tubes, and the C concentration on their inner surfaces was measured. At this time, the conditions for measuring the C concentration on the inner surface of the raw tube obtained by the stretch reducer rolling were the same as those shown in FIGS.
  • the broken lines shown in FIG. 3 and FIG. 4 indicate the C content in the central portion of the thickness of the raw tube subjected to the stretch reducer rolling. Therefore, the blank for finishing rolling is heated to 1000 ° C or higher in the reheating furnace, and the inner surface is oxidized with an air flow rate R of 4 liters Z seconds and an air blowing time t of 5 minutes (300 seconds). By blowing air as an inert gas, the C concentration on the inner surface of the tube is about 0.005% by mass higher than the C content at the center of the wall thickness. Yes, you can see that most of the pipes are completely decarburized. [0042] The C content (C concentration) on the inner surface of the raw tube shown in FIGS.
  • 3 and 4 is determined by heating the finish rolling raw tube to 1000 ° C or higher in the reheating furnace, and adding an oxidizing gas to the inner surface. It can be reduced by re-calorizing the inside of the tube into an oxidizing gas atmosphere and burning C under heat.
  • the absolute value of the C concentration in the carburized layer is reduced by reducing the C content on the inner surface of the finishing rolling raw tube and eliminating the high C concentration portion by heat treatment in the reheating furnace. It is possible to prevent the MC carbide from precipitating in the carburized layer on the inner surface of the tube.
  • the softening heat treatment of the raw pipe was an indispensable process before cold working. Therefore, when applying stress reducer rolling as constant diameter rolling, The finishing temperature in the reducer rolling is not strictly controlled, and is usually controlled in the range of 750 to 850 ° C. as a temperature range in which the stress reducing rolling can be performed.
  • the finishing temperature of the stretch reducer rolling is strictly controlled and is 860 to 1050 ° C., which is higher than the conventional one.
  • the finishing temperature of the stretch reducer rolling is strictly controlled and is 860 to 1050 ° C., which is higher than the conventional one.
  • the present invention relates to a method for manufacturing a stainless steel pipe obtained by subjecting stainless steel as a raw material to piercing and rolling, stretching using a mandrel bar and constant diameter rolling, and a manufacturing method for cold working the stainless steel pipe, More specifically, the internal carburization that occurs even when a non-graphite lubricant is used during stretch rolling using a mandrel bar such as mandrel mill rolling. Further, the present invention relates to a method of manufacturing a stainless steel pipe that can suppress softening heat treatment of the raw pipe before processing when performing cold working using the steel pipe as a raw pipe.
  • the method for producing a stainless steel pipe according to the present invention is based on the detailed investigation results described above, and is pierced and rolled using stainless steel containing Cr: 10 to 30% by mass as a raw material, and is non-graphite lubricated.
  • the method for producing a stainless steel pipe of the present invention omits the softening heat treatment of the raw pipe by performing finish rolling at a temperature of 860 to 1050 ° C in stretch reducer rolling as the constant diameter rolling. Can be cold worked.
  • the "stretch rolling using a mandrel bar” defined in the present invention is not limited to the mandrel mill rolling exemplified above, but is a hollow pierced and rolled hollow like pilger mill rolling or assel mill rolling. It includes a rolling method in which a mandrel bar is inserted into the inner surface of the hollow shell and stretch-rolled. In both cases, carburizing on the inner surface of the pipe becomes a problem due to the lubricant applied to the surface of the mandrel bar.
  • the "constant diameter rolling” defined in the present invention is a rolling that adjusts the outer shape and thickness of the finished rolling blank tube that has been "stretched and rolled using a mandrel bar" to a desired dimension. Stretch reducer rolling and sizer rolling are applicable.
  • a rolling process using a mandrel bar such as a mandrel mill rolling process using a non-graphite lubricant, and a heat treatment in which oxidizing gas is blown in a reheating furnace.
  • a heat treatment in which oxidizing gas is blown in a reheating furnace it is possible to suppress the occurrence of a carburized layer on the inner surface of the pipe that occurs in subsequent constant diameter rolling.
  • finishing with stress reducer rolling as constant diameter rolling By temperature control, softening heat treatment can be omitted before cold working, and cold-worked products with excellent surface quality can be obtained with high production efficiency.
  • Fig. 1 shows the inner surface of a blank obtained by mandrel mill rolling using a non-graphite lubricant using a SUS304 steel with a C content of 0.05-08.08% by mass. It is a figure which shows distribution of C content (or C density
  • Figure 2 shows the C content on the inner surface of the raw tube obtained by mandrel mill rolling using a non-graphite lubricant using a SUS316 steel with a C content of 0.05-0.08 mass%. It is a figure which shows distribution of (or C density
  • FIG. 3 shows the stress of mandrel mill rolling using SUS 304 steel as a raw material and non-graphite lubricant followed by heat treatment in which air (oxidizing gas) is blown into the inner surface of the finishing rolling element tube in a reheating furnace.
  • FIG. 5 is a diagram showing the C content (or C concentration) on the inner surface of a raw tube that has been rolled down.
  • FIG. 4 shows a stress treatment of mandrel mill rolling using SUS 316 steel and non-graphite lubricant followed by heat treatment in which air (oxidizing gas) is blown into the inner surface of the finishing rolling raw tube in a reheating furnace.
  • FIG. 5 is a diagram showing the C content (or C concentration) on the inner surface of a raw tube that has been rolled down.
  • FIG. 5 is a diagram showing a method of blowing air as an acidic gas into the inner surface of the finishing rolling raw tube in the heat treatment of the reheating furnace.
  • FIGS. 6A and 6B are diagrams showing the manufacturing process of the stainless steel pipe of the present invention, wherein FIG. 6A shows the process of the hot finishing pipe, and FIG. 6B shows the process of the cold finishing pipe.
  • FIG. 7 is a diagram showing the relationship between the finishing temperature in the stretch reducer rolling and the tensile test results.
  • (A) shows the yield strength and (b) shows the breaking strength.
  • Fig. 6 is a diagram showing a manufacturing process of the stainless steel pipe of the present invention, in which (a) shows the process of the hot finishing pipe and (b) shows the process of the cold finishing pipe.
  • billet heating round steel slabs (billets), which are raw materials, are usually heated to 1150 to 1250 ° C using a rotary hearth-type heating furnace, and then in piercing and rolling, it is represented by Mannesmann Piercer. Using inclined roll piercing and rolling, A round steel piece is formed into a hollow hollow shell.
  • a mandrel bar coated with a non-graphite lubricant is inserted into the obtained hollow shell and roughly rolled into a blank for finishing rolling of a predetermined size.
  • the tube is heated to 1000 ° C or higher in a re-calorizing furnace, and an oxygen-containing gas is blown into the inner surface of the steel tube.
  • rolling for example, stretch reducer rolling
  • a hot-finished pipe or a cold-working raw pipe having a predetermined dimension is rolled through a process under an outer diameter reduction and a slight thickness reduction.
  • the hot-finished hot-rolled pipe is subjected to solution heat treatment or pickling treatment as a final heat treatment to obtain a product pipe.
  • the hot-rolled cold-working blank is subjected to a softening heat treatment if necessary, and descaling is performed by pickling.
  • the scale on the inner and outer surfaces of the blank tube is removed.
  • the finishing temperature in the stretch reducer rolling should be set to 860 ⁇ It is desirable to manage in the range of 1050 ° C.
  • the Cr content of the stainless steel used as the material for the production method of the present invention is limited because if the content is less than 10% by mass, the desired corrosion resistance cannot be ensured, and the content exceeds 30% by mass. Even if contained, the effect is saturated and the cost is increased. Therefore, it was 10-30 wt 0/0 Cr content of the stainless steel used as the material.
  • Non-graphite lubricants that can be employed in the production method of the present invention include artificial strength, natural strength, potassium tetrasilicon strength, sodium tetrasilicon strength, natural gold strength, bentonite, montmorillonite, and Any one or more particulate layered oxides selected from vermiculite and any of boron oxide, boric acid, alkali metal borates, sodium carbonate, carbonated lithium, sodium silicate and potassium silicate And a lubricant mainly composed of boron nitride (BN), and a lubricant mainly composed of silicate glass or borosilicate glass.
  • BN boron nitride
  • the finish rolling element tube is heated at 1000 ° C or higher in the reheating furnace because the heating temperature is less than 1000 ° C. Even if the blowing is sufficient, the decarburization on the inner surface of the finish rolling blank is insufficient. Although there is no need to set an upper limit for the heating temperature, if the heating temperature exceeds 1200 ° C, scale generation will increase rapidly, resulting in product yield problems due to scale loss. It is desirable to do.
  • an acidic gas applicable in the production method of the present invention air, oxygen (O 2), carbon dioxide ( CO) and water vapor (HO), etc., and these gases and hydrogen, nitrogen, noble gases, etc.
  • a gas mixed with a non-acidic gas can be used. It is desirable to use air as the acidic gas because of the cost of acquisition and ease of handling.
  • R Air flow rate (liters Z seconds)
  • t Air blowing time (seconds)
  • the blowing amount ⁇ R (liter Z It is necessary to perform sufficient decarburization so that (second) second) ⁇ is 240 (liters) or more.
  • the softening of the rolled raw tube is performed at a force of 860 ° C or higher and a finishing temperature of the stretch reducer rolling of 860 ° C or higher. Due to the insufficient amount of wrinkles, it is not possible to secure a sufficient degree of work that easily causes flaws such as internal cracks in the axial direction during the cold working of the next process. In addition, since a dense scale can be formed on the surface of the raw tube after the stretch reducer rolling, the pickling time, which is difficult to remove the scale at the time of descaling by pickling performed as a pretreatment for cold working, becomes long.
  • the finishing temperature of the stretch reducer rolling is 860 ° C or higher, the yield strength of the raw tube subjected to the stretch reducer rolling is reduced to a strength level that enables cold working. Can be reduced.
  • the finishing temperature of the stretch reducer rolling is set to 1050 ° C or less, and the strength exceeds 1050 ° C, the degree of softness of the rolled raw tube does not change much, but on the contrary, the scale is generated. This is because the product yield is reduced due to scale loss that becomes extremely high and only deteriorates the surface quality of the product.
  • the finishing temperature of the stretch reducer rolling should be more strictly controlled at 870 to 1000 ° C, more preferably 900 to 1000 ° C.
  • Example 1 two types (A, B) of SUS 304 steel having the composition shown in Table 1 were prepared as stainless steel rolling materials.
  • the hollow shell of the two steel types obtained by piercing and rolling was passed through a mandrel mill consisting of 7 stands, using a mandrel bar on which a non-graphite lubricant film was formed, and the outer diameter was 110.Om m. 5. Roughly rolled into a finishing rolling blank of 8 mm and length of 25600 mm.
  • the apparatus configuration shown in FIG. 5 is adopted, the air blowing nozzle 3 is provided on the side wall of the reheating furnace 2, and the reheating furnace 2 At the inner Air was blown into the inner surface of the pipe from the air blowing nozzle 3 toward the pipe end of the finishing rolling raw pipe 1 that was heated and fed laterally.
  • the amount of air blown at this time was varied in the range of 0 to 3600 (litres) by changing the air flow rate R (liters Z seconds) and the air blowing time t (seconds).
  • the C concentration on the inner surface of the raw tube is obtained by measuring the C concentration using an emission spectroscopic analyzer on the tube surface from which foreign matters such as oxide scale attached to the inner surface are completely removed.
  • the difference from the C content in the center of the base metal thickness is shown as AC (mass%).
  • the quality of the inner surface of the tube was evaluated by visual observation of the rough surface on the inner surface after the sample tube was immersed in nitric hydrofluoric acid solution for 60 minutes and pickled.
  • the test piece tube in which air was blown at 240 (liters) or more by changing the air flow rate R (liter Z seconds) and the air blow time t (seconds)
  • the AC (mass%) was kept low, and at the same time, no rough skin was observed after pickling.
  • the cold working blanks of Test Nos. 4, 5, and 7 produced in Example 1 were subjected to cold working after confirming the presence or absence of rough skin at the blank stage.
  • nitric hydrofluoric acid solution is used without being subjected to softening heat treatment of the tube, and is immediately cut into an outer diameter of 45. Omm, a wall thickness of 5. Omm and a length of 14000mm. The sample was dipped for 60 minutes and descaled by pickling.
  • cold rolling was performed.
  • a cold pilger mill was used to finish-roll to an outer diameter of 25.4 mm and a wall thickness of 2.1 mm (cross-section reduction rate (Rd): 75%).
  • the surface condition of the tube inner surface after cold working was visually observed. Table 3 shows the observation results after the tube stage and after cold working.
  • SUS 304 steel and SUS 3 16 steel having the composition shown in Table 4 were prepared as the rolling material for stainless steel.
  • the C content of the test steel is comprised of four steel grades (C, D, E, F) at the 0.02% level and the 0.04% level (steel containing low C), and 0.05 to 0.08% (medium Two steel types (G and H) of C-containing steel).
  • the outer diameter obtained by piercing and rolling with an inclined roll piercing mill was 136. Omm, the thickness was 16.8 mm, the length was 7700 mm, and the temperature was 1100 ° C.
  • the six steel grade hollow shells shown in Table 4 above were passed through a seven mandrel mill and roughly rolled into a finish rolling blank having an outer diameter of 110. Omm, a wall thickness of 5.8 mm, and a length of 25600 mm. After that, descale by spraying high-pressure water from the annular nozzle provided near the entrance side.
  • the tube obtained by mandrel mill rolling was reheated to 1100 ° C, and then supplied to a stress reducer with 26 standka, and the finishing temperature was changed in the range of 840 to 1050 ° C. In this way, the tube was rolled into a cold-working tube having an outer diameter of 45. Omm, a wall thickness of 5. Omm, and a length of 76000 mm (cross-sectional reduction rate (R d): 67%).
  • the rolled raw tube was cooled to room temperature, the cropped portion was cut off, and then cut into five pieces to a length of 14000 mm.
  • a JIS stipulated No. 11 test piece was taken from the longitudinal direction of the obtained raw pipe, and yield strength and fracture strength were determined by a tensile test.
  • FIG. 7 is a diagram showing the relationship between the finishing temperature in the stretch reducer rolling and the tensile test results, where (a) shows the yield strength and (b) shows the breaking strength.
  • Stretch reducer The higher the finishing temperature in one rolling, the lower the yield strength and fracture strength. When the finishing temperature is 860 ° C or higher, the yield strength is 600 MPa or lower, and cold working (cold drawing and Z Or cold rolled) to a possible strength level.
  • SUS304 steel and SUS316 steel were of the same strength level where the influence of the finishing temperature was large regardless of whether the steel was low C content steel or medium C content steel.
  • the method for producing a stainless steel pipe of the present invention by a rolling process using a mandrel bar such as a mandrel mill rolling process using a non-graphite-based lubricant and a heat treatment in which oxidizing gas is blown in a reheating furnace. Therefore, it is possible to suppress the occurrence of carburized layer on the inner surface of the pipe that occurs in subsequent constant diameter rolling, and furthermore, by controlling the finishing temperature in the stretch reducer rolling performed as constant diameter rolling, Softening heat treatment can be omitted, and cold-worked products with excellent surface quality can be obtained with high production efficiency. As a result, it can be widely applied as a method of manufacturing a hot-finished stainless steel pipe or a cold-worked stainless steel pipe.

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Abstract

　質量％で、Ｃｒ：１０～３０％を含むステンレス鋼を素材として穿孔圧延し、非黒鉛系潤滑剤を用いてマンドレルバーを用いた延伸圧延で仕上圧延用素管を圧延した後に再加熱炉で加熱し、定径圧延で仕上圧延された熱間仕上管、さらにはその管を素管として冷間加工するステンレス鋼管を製造する場合に、前記再加熱炉にて前記仕上圧延用素管を１０００°C以上に加熱し、その内面に酸化性ガスを吹き込む熱処理を行うことにより、管内面の浸炭層の発生を抑制したステンレス鋼管を製造できる。さらに定径圧延としてストレッチレデューサー圧延で８６０～１０５０°Cの温度で仕上圧延を行うことにより、素管の軟化熱処理を省略して冷間加工する、表面品質に優れたステンレス鋼管を製造できる。

Description

明 細 書
ステンレス鋼管の製造方法
技術分野
[0001] 本発明は、ステンレス鋼を素材として穿孔圧延、マンドレルバ一を用いた延伸圧延 および定径圧延を経て得られたステンレス鋼管の製造方法、さらにはそのステンレス 鋼管を素管として冷間加工する製造方法に関する。より詳細には、マンドレルミル圧 延等のマンドレルバ一を用いた延伸圧延時に非黒船系潤滑剤を用いた場合でも発 生する内面浸炭を抑制し、さらにはそれを素管とした冷間加工を行うに際し、加工前 に素管の軟化熱処理を省略することができるステンレス鋼管の製造方法に関するも のである。
背景技術
[0002] 穿孔圧延、マンドレルミル圧延等のマンドレルバ一を用いた延伸圧延および定径 圧延を経て得られるステンレス鋼管、さらにはそれを素管として冷間加工して得られ るステンレス鋼管の製造方法は、広く適用されおり、以下では、その製造方法を延伸 圧延としてマンドレルミル圧延、および定径圧延としてストレツチレデューサー圧延を 適用した場合で説明する。
[0003] 回転炉床式等の加熱炉を用いて丸鋼片（ビレット）を所定温度 (通常、 1150〜125 0°C)に加熱し、この丸鋼片を傾斜ロール穿孔圧延機に通して中空のホロ一シェルに 成形する。次いで、このホロ一シェル内に潤滑剤を塗布したマンドレルバ一を挿入し 、 7〜9スタンド力 なるマンドレルミルに通して 1パスで所定寸法の仕上圧延用素管 に粗圧延する。
[0004] この粗圧延後、仕上圧延用素管を再加熱炉に装入して再加熱 (通常、 900〜100 0°C)し、管外面のみに高圧水を吹き付けてデスケールした後、ストレツチレデューサ 一圧延機により熱間仕上管を得る。その後、冷管加工する場合は、その管を冷間加 ェ用素管とする。
[0005] 上述の熱間仕上管または冷間加工用素管の圧延に際し、マンドレルミルによる粗 圧延時に使用されるマンドレルバ一は、高温状態（通常、 1100〜1200°C)のホロ一 シェル内に挿入され、ホロ一シェルと焼き付き易い状態に曝される。また、マンドレル ミル圧延後の管形状や肉厚寸法は、圧延時のロール回転数とロール孔型形状の影 響を受けるとともに、マンドレルバ一とホロ一シェルとの間の摩擦による影響を受ける このため、マンドレルバ一がホロ一シェルと焼き付くのを防ぐとともに、ホロ一シェル との摩擦を適正にして所定の管形状や肉厚寸法が得られるように、マンドレルバ一の 外表面には潤滑剤が塗布される。
[0006] このような潤滑剤として、例えば、特公昭 59— 37317号公報に示されるような安価 で非常に優れた潤滑特性を有する黒鉛を主成分とする水溶性潤滑剤があり、この黒 鉛系の潤滑剤が従来から多く使用されている。しかし、 Crを 10〜30質量％含有する ステンレス鋼を素材とする場合に、黒鉛を主成分とする潤滑剤を塗布したマンドレル バーを用いて粗圧延を行うと、圧延時に浸炭現象が生じ、管の内表面側に炭素濃度 が母材よりも高い浸炭層が発生する。
[0007] 管内表面に発生した浸炭層は、その後の再加熱時、ストレツチレデューサ一による 圧延時、さらには冷間加工前に行われる素管の軟化熱処理や最終工程で行われる 固溶化処理等の熱処理時に、炭素が母材に拡散して炭素濃度は低くなるが浸炭部 の深さは深くなり、依然として高い炭素濃度の浸炭層が残存する。
[0008] 管内表面に発生した浸炭層は、主としてマンドレルミル圧延時に内面潤滑剤の主 成分である黒鉛や有機バインダー中の炭素の一部が COガス化して鋼中に浸入する ことにより発生する。その結果、管の内表面から肉厚方向に 0. 5mm程度までの肉厚 部分の炭素濃度が母材の炭素濃度よりも約 0. 1質量％程度高くなる場合があり、規 格等で規定された C含有量の基準の上限値を超えてしまう場合がある。
[0009] このように所定の基準を超えて残存する浸炭層部分では、ステンレス鋼にあっては 耐食性皮膜である不働態皮膜を形成する主要成分の Crが炭化物として固定される ために、管内面の耐食性が著しく劣化する。
[0010] このため、管内表面に浸炭層が生じたステンレス鋼 «目無管は、そのままでは製品 として出荷できないので、浸炭層部分を消滅させる方法が行われている。例えば、浸 炭層が残存する管内表面を全面研磨したり、特開平 9— 201604号公報では、仕上 圧延後に管内面の酸化スケールの厚みを減少させるようにデスケールした後、酸ィ匕 性雰囲気中で 1050〜1250°Cに 3〜20分間加熱保持し、脱炭するための特殊な熱 処理を提案している。しかし、これらの浸炭層部分を消滅させる方法では、その処理 に多大な工数と費用を要すると!、う問題を有して!/、る。
[0011] さらに、特開平 8— 90043号公報には、黒鉛系潤滑剤を用いるマンドレルミル圧延 工程で、マンドレルミル圧延後の仕上圧延用素管の再加熱処理において、鋼管内面 の雰囲気として 10体積％以上の水蒸気を含むガスで満たした状態で再加熱してか ら仕上圧延し、その後に固溶化熱処理を施すステンレス継目無鋼管の製造方法の 提案がなされている。しかし、同公報で提案する製造方法では、 10%以上の水蒸気 を管内面に通気し続けるため、大掛力りな水蒸気製造装置が必要となる。
[0012] また、特開平 4— 168221号公報には、黒鉛系潤滑剤を用いてマンドレル圧延した 仕上圧延用素管を、酸素濃度が 6〜 15%の雰囲気にて 950〜 1200°Cの温度域で 、 10〜30分保持した後に仕上圧延を行うオーステナイト系ステンレス鋼管の製造方 法が提案されている。しかし、同公報で提案される製造方法では、仕上圧延用素管 の熱処理が長時間であるためスケールロスが大きく歩留まりの観点力 現実的でな い。
[0013] そして、特開平 8— 57505号公報には、黒鉛系潤滑剤を用いてマンドレルミルで中 空素管に圧延した後、再加熱炉に装入する前に素管内部の雰囲気を酸ィヒ性ガスに 置換し、かつ炉内で加熱中の中空素管内部に酸ィ匕性ガスを供給するオーステナイト 系ステンレス鋼管の製造方法が提案されて 、る。
[0014] ところが、上記特開平 8— 90043号公報、特開平 4 168221号公報および特開 平 8— 57505号公報の 、ずれかで提案の製造方法も、黒鉛系潤滑剤を用いたマン ドレルミル圧延後、ストレツチレデューサー圧延等の仕上圧延用素管を再加熱する際 に、脱炭処理を施すことにより管内面の浸炭を防止するものであるが、黒鉛系潤滑剤 を用いていることから、管内面の浸炭量が大きくなる。
このため、酸ィ匕性ガスの供給による脱炭には限度があり、より確実に脱炭させるに は処理温度や時間を大きくすることが必要であり、スケール発生による歩留まり低下 の問題が生じる。また、いずれの製造方法も仕上圧延された素管に対し、さらなる冷 間加工を施す工程における改善にっ 、ては検討されて 、な 、。
[0015] そこで、最近では、上記の黒鉛系潤滑剤に代えて、非黒鉛系潤滑剤の開発とその 使用方法の開発が積極的に進められており、例えば特開平 9— 78080号公報には、 主成分が層状酸ィ匕物であるマイ力と硼酸塩で、炭素を全く含まないか、仮に含むとし ても有機バインダー成分中の炭素のみで、炭素含有量を極力低くした潤滑剤が開示 されている。
[0016] この非黒鉛系潤滑剤の塗布方法は、黒鉛系潤滑剤と同様であり、また、その潤滑 性能は、黒鉛系潤滑剤と比べて遜色がないように成分設計されている。すなわち、同 特開平 9— 78080号公報に開示される非黒鉛系潤滑剤は、これを適正に用いること により、管の内表面に浸炭層が発生するのを防ぐことができる。
[0017] し力しながら、実際の製造現場においては、マンドレルバ一の表面が黒鉛で汚染さ れることが多い。
[0018] 非黒鉛系潤滑剤は、黒鉛系潤滑剤に比べて高価である。このため、内表面に浸炭 層が生じないか、仮に生じても特に問題にならない炭素鋼鋼管や低合金鋼鋼管など をマンドレルミル圧延等のマンドレルバ一を用いた延伸圧延を行う場合には、経済性 の観点カゝら黒鉛系潤滑剤が用いられる。
このため、ステンレス鋼管の製造に炭素鋼鋼管や低合金鋼鋼管などの延伸圧延に 使用したマンドレルバ一を用いる場合に、そのマンドレルバ一表面に黒鉛が必ず残 存付着している。
[0019] また、マンドレルバ一の搬送ライン、なかでも潤滑剤の塗布位置とホロ一シェルへの マンドレルバ一挿入位置との間の搬送ラインには、炭素鋼鋼管や低合金鋼鋼管など の延伸圧延時にマンドレルバ一表面に塗布された黒鉛が多量に転着している。
[0020] このため、マンドレルバ一をステンレス鋼管の延伸圧延に使用するために、その表 面に非黒鉛系潤滑剤を塗布しても、当該マンドレルバ一を炭素鋼鋼管や低合金鋼 鋼管などの延伸圧延に供したか否かに拘わらず、その表面 (すなわち、非黒鉛系潤 滑剤の皮膜表面）に搬送ラインに転着していた黒鉛が部分的に付着することになる。
[0021] この非黒鉛系潤滑剤の皮膜表面に部分的に付着した黒鉛は、被加工材料である ホロ一シェルと直接接触することになるので、圧延後の管内表面に部分的な浸炭層 を生じさせ、黒鉛系潤滑剤を用いた場合に比べ程度こそ差はあるが、浸炭層を生じ させる。
[0022] 一方、炭素鋼鋼管や低合金鋼鋼管などの延伸圧延に供したマンドレルバ一を用い る場合には、新たに塗布した非黒鉛系潤滑剤皮膜の下部に黒鉛が残存付着してお り、延伸圧延ミルでの過酷な加工にともない、皮膜下部に残存する黒鉛も被加工材 料と直接接触することとなり、管の内表面に部分的な浸炭層を圧延中から、およびそ の後の工程にぉ 、て生じさせる。
[0023] このように、マンドレルバ一を用いた延伸圧延時に非黒鉛系潤滑剤を用いる場合で あっても、管内面に浸炭層が発生し、その浸炭層は熱間仕上管の酸洗や冷間加工 前の酸洗によるデスケーリングにおいて選択的に腐食され肌荒れを発生する。そして 、酸洗で発生した肌荒れは、冷間加工後においても、例えば管内面のすじ疵として 残り、表面品質を劣化させることになる。
発明の開示
[0024] 上述の通り、マンドレルバ一を用いた延伸圧延中力 その後の工程にかけて、熱間 仕上管または冷間加工用素管の内面に浸炭層を発生させた場合に、ステンレス鋼管 はそのままでは製品として出荷できないという問題が生ずることから、その防止策の 開発が望まれていた。
[0025] さらに、従来のステンレス鋼管の製造では、定径圧延としてストレツチレデューサー 圧延を適用した場合は、仕上温度が低くなり易ぐその場合は冷間加工用素管の強 度上昇により冷間加工時の加工荷重が高くなるため、冷間加工用素管を圧延した後 、冷間加工前の段階で素管軟ィヒのための熱処理が必要とされていた。
そのため、エネルギーコストの上昇やスケールロスによる歩留まり低下を招くことに なる。そこで、冷間加工前に必須とされていた素管の軟ィ匕熱処理の省略も望まれて いた。
[0026] 本発明は、これらの要望に対応するものであり、質量％で、 Cr: 10〜30%を含むス テンレス鋼管を、非黒鉛系潤滑剤を用いたマンドレルバ一を用いた延伸圧延にて製 造する際に、仕上圧延用素管の内面に発生する浸炭層を抑制し、さらには定径圧延 としてのストレツチレデューサー圧延で仕上圧延された素管を冷間加工する際に、冷 間加工前に軟化熱処理を省略でき、表面品質にも優れたステンレス鋼管の製造方 法を提供することを目的にしている。
[0027] 本発明者らは、上記の課題を達成するため、穿孔圧延、マンドレルミル圧延等のマ ンドレルバ一を用いた延伸圧延およびストレツチレデューサー圧延等の定径圧延さ れたステンレス鋼管を製造する場合に、非黒鉛系潤滑剤を用いたマンドレルミル圧 延により得られた熱間仕上管または冷間加工用素管の内面、およびその後の冷間加 ェにより得られた管の内面における浸炭層の発生状況について詳細に調査した。
[0028] 具体的には、 JISに規定する SUS304鋼および SUS316鋼（C上限値、 0. 08質量 %)の C含有量を 0. 05〜0. 08質量％とした供試鋼（中 C含有鋼）を素材とし、マンド レルミル圧延で非黒鉛系潤滑剤を用いて圧延し、その後再加熱してストレッチレデュ ーサー圧延した素管の内表面および内表面力 の深さ位置における C濃度を測定し た。
[0029] 上記の測定において、管内表面の C濃度は、管内表面に付着した酸化スケールな どの異物を完全除去した管表面を対象として、発光分光分析装置を用いて C濃度を 測定して求めた。また、管内表面からの深さ位置での C濃度は、酸化スケール除去 後の管内表面を所定のピッチで研削除去し、得られた管内表面を対象として、同様 の発光分光分析装置を用いて C濃度を測定する操作を繰り返し、肉厚方向の各位置 における C濃度を求めた。
[0030] 図 1は、 SUS304鋼の C含有量を 0. 05-0. 08質量％とした素材を用い、非黒鉛 系潤滑剤を用いたマンドレルミル圧延により得られた素管の内表面における C含有 量 (または C濃度）の分布を示す図である。また、図 2は、 SUS316鋼の C含有量を 0 . 05〜0. 08質量％とした素材を用い、非黒鉛系潤滑剤を用いたマンドレルミル圧延 により得られた素管の内表面における C含有量 (または C濃度)の分布を示す図であ る。
[0031] 図 1および図 2に示すように、マンドレルミル圧延に非黒鉛系潤滑剤を用いた場合 であっても、マンドレルバ一や製造ラインへの黒鉛の残存付着に起因し、マンドレルミ ル圧延後にストレツチレデューサー圧延した素管の内表面に、 c濃度が高い浸炭層 が生成している。そして、浸炭層の深さは 200 /z m程度まで達しており、浸炭層の C 濃度も、供試鋼の C含有量よりも、最大で 0. 015質量％程度高くなつている。さらに、 その浸炭層には M C主体の炭化物が析出している。
23 6
[0032] 浸炭層に析出した炭化物に関し、マンドレル圧延後の管内表面に浸炭層が生成し た状態で、ストレツチレデューサー圧延前に再加熱を行うと、管内への酸素供給が不 十分になり黒鉛が不完全燃焼するため、管内の CO分圧が高くなつて浸炭現象が進 行する。これにともなって浸炭層がさらに深くなり、同時に C濃度も高くなり、 M C主
23 6 体の炭化物の析出量が増加することが推測される。
[0033] さらに、ストレツチレデューサー圧延された熱間仕上管を冷間加工用素管として用 いる場合も、炭化物の析出を抑制するため、ストレツチレデューサー圧延後の素管の 軟化熱処理において、浸炭層の [C]を拡散させるとともに、管内面に残った浸炭層を スケールとし、その部分を熱間仕上管の冷間加工の前処理として行われる酸洗によ るデスケールで除去することも検討された。
[0034] しかしながら、素管の軟ィ匕熱処理で浸炭層の [C]を拡散させたり、浸炭層をスケー ルにするには、加熱温度を高くするとともに、加熱時間を長くする必要があり、ェネル ギーコストの高騰やスケールロスによる製品歩留まりの悪ィ匕が生じ、さらには素管の 熱処理に長時間を要することから生産性も阻害することになる。
[0035] 管内表面の浸炭層に析出する M C主体の炭化物は、浸炭層の C濃度が高いほ
23 6
ど多くなる。また、冷間加工の前処理として行われる酸洗によるデスケーリングでは、 管内面の表層近傍に析出した炭化物が原因となり、冷間加工用素管の表面に肌荒 れが発生し易くなる。
[0036] 特に、素管の軟化熱処理を行わなかった場合には、浸炭層の [C]の拡散はなぐ M C主体の炭化物の析出を抑制できないことから、酸洗によるデスケーリングによ
23 6
り、管内表面の炭化物を起点として、一層、冷間加工用素管の内表面に肌荒れが発 生し易くなる。そのため、肌荒れが発生した内表面には、その後の冷間加工にともな いすじ疵が発生し、最終製品まで残り、製品品質を著しく劣化させることが予測される
[0037] 本発明者らは、マンドレルミル圧延後に再加熱してストレツチレデューサー圧延で 仕上圧延された熱間仕上管または冷間加工用素管の素管内面における浸炭層の発 生状況を、さらに詳細に調査した結果、非黒鉛系潤滑剤を用いてマンドレルミル圧延 する場合であっても、熱間仕上管または冷間加工用素管の内表面に発生する M C
23
6主体の炭化物の析出を低減するには、再加熱炉において仕上圧延用素管の内面 に酸ィ匕性ガスを吹き込むことが有効であることに着目した。
[0038] 図 3は、 SUS 304鋼を素材として非黒鉛系潤滑剤を用いたマンドレルミル圧延後に 、再加熱炉にて仕上圧延用素管の内面に空気 (酸化性ガス)を吹き込む熱処理を行 い、ストレツチレデューサー圧延された素管の内表面における C含有量 (または C濃 度）を示す図である。また、図 4は、 SUS316鋼を素材として、図 3と同じマンドレルミ ル圧延および再加熱炉での熱処理を行! ヽ、ストレツチレデューサー圧延された素管 の内表面における C含有量 (または C濃度）を示す図である。
[0039] 図 5は、再加熱炉の熱処理において仕上圧延用素管の内面に酸ィ匕性ガスとして空 気を吹き込む方法を示す図である。再加熱炉 2内で、仕上圧延用素管 1の内面に酸 化性ガスとして空気を吹き込むため、再加熱炉 2の側壁に空気吹込ノズル 3を設け、 再加熱炉 2内で 1000°C以上に加熱され、横送りされる仕上圧延用素管 1の管端に 向けて空気吹き込みノズル 3から管内面に空気を吹き込む。
[0040] 仕上圧延用素管の内部に空気を吹き込むことにより、再加熱中に素管内部を酸ィ匕 性雰囲気とするため、空気の流量 Rを 4リットル Z秒とし、空気の吹き込み時間 tを 5分 (300秒)を基準として吹き込みを行った。このような空気の吹き込み条件で熱処理さ れた仕上圧延用素管を用いてストレツチレデューサー圧延を行い、複数の管を製造 し、それらの内表面における C濃度を測定した。このとき、ストレツチレデューサー圧 延で得られた素管の内表面における C濃度を測定する条件は、前記図 1および図 2 に示す場合と同様とした。
[0041] 前記図 3および図 4に示す破線は、ストレツチレデューサー圧延された素管の肉厚 中央部の C含有量を示している。したがって、再加熱炉にて仕上圧延用素管を 1000 °C以上に加熱し、その内面に空気流量 Rを 4リットル Z秒、空気の吹き込み時間 tを 5 分 (300秒)の条件で酸ィ匕性ガスとして空気を吹き込むことにより、素管内面の C濃度 は肉厚中央部の C含有量に比べ、最大で 0. 005質量％程度高くなつている力 ほと んど問題にならないレベルであり、大半の素管では完全に脱炭していることが分かる [0042] 前記図 3および図 4に示す素管内表面における C含有量 (C濃度）は、再加熱炉に て仕上圧延用素管を 1000°C以上に加熱しその内面に酸ィ匕性ガスを吹き込み、再カロ 熱中に素管内部を酸化性ガス雰囲気とし、 Cを燃焼させることで低減が図れている。
[0043] このように、再加熱炉での熱処理により、仕上圧延用素管の内表面での C含有量を 低減させ、 C濃度の高い部分をなくすことにより、浸炭層の C濃度の絶対値の上昇を 抑え、素管内面の浸炭層に M C炭化物の析出をなくすことができる。これにより、
23 6
熱間仕上管の酸洗や冷間加工の前処理として行われる酸洗によるデスケールで肌 荒れが発生することなぐ素管の軟化熱処理を行わない場合でも、冷間加工後の管 内面のすじ疵の発生も抑制できる。
[0044] 従来のステンレス鋼管の製造では、冷間加工前に素管の軟化熱処理を必須のェ 程としていたため、それを前提として、定径圧延としてストレツチレデューサー圧延を 適用する場合、ストレツチレデューサー圧延での仕上温度は厳密な温度管理が行わ れておらず、ストレツチレデューサー圧延が可能な温度範囲として、通常、 750〜85 0°Cの範囲で管理されて 、た。
[0045] ところが、後述する図 7に示すように、本発明者らの検討によれば、ストレッチレデュ ーサー圧延の仕上温度を厳密に管理し、 860〜1050°Cと従来よりも高温側で、かつ 狭 、温度範囲で管理することにより、従来はステンレス鋼管の製造では必須であった 冷間加工前での素管の軟ィ匕熱処理も省略することができる。
[0046] さらに、ストレツチレデューサー圧延での仕上温度を高温側で、厳密に管理すること により、冷間加工の前処理として行われる酸洗におけるスケール除去性を向上させる ことができる。このため、素管の軟化熱処理を省略しても、デスケール時間が長引くこ と力 Sなく、従来の軟ィ匕熱処理を行った後の酸洗に要した時間と同等のレベルになるこ とが明らかになる。
[0047] 本発明は、ステンレス鋼を素材として穿孔圧延、マンドレルバ一を用いた延伸圧延 および定径圧延を経て得られたステンレス鋼管の製造方法およびそのステンレス鋼 管を冷間加工する製造方法に関し、より詳細には、マンドレルミル圧延等のマンドレ ルバ一を用いた延伸圧延時に非黒鉛系潤滑剤を用いた場合でも発生する内面浸炭 を抑制し、さらにその鋼管を素管として用いた冷間加工を行う際に、加工前に素管の 軟化熱処理を省略することができるステンレス鋼管の製造方法に関する。
[0048] 本発明のステンレス鋼管の製造方法は、上述した詳細な調査結果に基づくもので あり、質量％で、 Cr: 10〜30%を含むステンレス鋼を素材として穿孔圧延し、非黒鉛 系潤滑剤を用いてマンドレルバ一を用いた延伸圧延で仕上圧延用素管を圧延した 後に再加熱炉で加熱し、定径圧延で仕上圧延されたステンレス鋼管の製造方法、さ らにそれを素管として冷間加工するステンレス鋼管の製造方法であって、前記再カロ 熱炉にて前記仕上圧延用素管を 1000°C以上に加熱しその内面に酸ィ匕性ガスを吹 き込む熱処理を行うことにより管内面の浸炭層の発生を抑制することができる。
[0049] さらには、本発明のステンレス鋼管の製造方法は、前記定径圧延としてのストレッチ レデューサー圧延で 860〜1050°Cの温度で仕上圧延を行うことにより、前記素管の 軟化熱処理を省略して冷間加工を行うことができる。
[0050] 本発明のステンレス鋼管の製造方法では、前記再加熱炉で仕上圧延用素管の内 面に酸ィ匕性ガスとして空気を吹き込む際に、空気の流量 R (リットル Z秒)および空気 の吹き込み時間 t (秒)とし、下記（1)式で示す条件を満足するのが望ま U、。
240≤RX t≤2100 · · · (1)
[0051] 本発明で規定する「マンドレルバ一を用いた延伸圧延」とは、上記で例示したマンド レルミル圧延に限定されるのではなぐピルガーミル圧延やアッセルミル圧延等のよう に、穿孔圧延された中空のホロ一シェルの内面にマンドレルバ一を装入して延伸圧 延する圧延方法を包含するものである。いずれの場合も、マンドレルバ一表面に塗 布する潤滑剤により管内面への浸炭発生が問題になることによる。
[0052] さらに、本発明で規定する「定径圧延」とは、上記「マンドレルバ一を用いた延伸圧 延」された仕上げ圧延用素管の外形や肉厚を所望の寸法に整える圧延であり、ストレ ッチレデューサー圧延やサイザ一圧延が該当する。
[0053] 本発明法のステンレス鋼管の製造方法によれば、非黒鉛系潤滑剤を用いたマンド レルミル圧延等のマンドレルバ一を用いた延伸圧延と、再加熱炉における酸化性ガ スを吹き込む熱処理により、その後の定径圧延で発生する管内面の浸炭層の発生を 抑制することができる。さらには定径圧延としてストレツチレデューサー圧延での仕上 温度管理により、冷間加工前に素管の軟化熱処理を省略でき、表面品質に優れた 冷間加工製品を高い生産効率で得ることができる。
図面の簡単な説明
[0054] 図 1は、 SUS304鋼の C含有量を 0. 05-0. 08質量％とした素材を用い、非黒鉛 系潤滑剤を用いたマンドレルミル圧延により得られた素管の内表面における C含有 量 (または C濃度）の分布を示す図である。
図 2は、 SUS316鋼の C含有量を 0. 05-0. 08質量％とした素材を用い、非黒鉛 系潤滑剤を用いたマンドレルミル圧延により得られた素管の内表面における C含有 量 (または C濃度）の分布を示す図である。
図 3は、 SUS 304鋼を素材として非黒鉛系潤滑剤を用いたマンドレルミル圧延後に 、再加熱炉にて仕上圧延用素管の内面に空気 (酸化性ガス)を吹き込む熱処理を行 い、ストレツチレデューサー圧延された素管の内表面における C含有量 (または C濃 度）を示す図である。
図 4は、 SUS 316鋼を素材として非黒鉛系潤滑剤を用いたマンドレルミル圧延後に 、再加熱炉にて仕上圧延用素管の内面に空気 (酸化性ガス)を吹き込む熱処理を行 い、ストレツチレデューサー圧延された素管の内表面における C含有量 (または C濃 度）を示す図である。
図 5は、再加熱炉の熱処理において仕上圧延用素管の内面に酸ィ匕性ガスとして空 気を吹き込む方法を示す図である。
図 6は、本発明のステンレス鋼管の製造工程を示す図であり、（a)は熱間仕上管の 工程を、（b)は冷間仕上管の工程を示している。
図 7は、ストレツチレデューサー圧延での仕上温度と引張試験結果との関係を示す 図であり、（a)は降伏強度を示し、（b)は破断強度を示している。
発明を実施するための最良の形態
[0055] 図 6は、本発明のステンレス鋼管の製造工程を示す図であり、 (a)は熱間仕上管の 工程を、（b)は冷間仕上管の工程を示している。ビレット加熱では素材となる丸鋼片（ ビレット）を回転炉床式等の加熱炉を用いて、通常、 1150〜1250°Cに加熱し、次い で穿孔圧延ではマンネスマンピアサ一に代表される傾斜ロール穿孔圧延を用いて、 丸鋼片を中空のホロ一シェルに成形する。
[0056] マンドレルミル圧延等のマンドレルバ一を用いた延伸圧延では、得られたホローシ エル内に非黒鉛系潤滑剤を塗布したマンドレルバ一を挿入し、所定寸法の仕上圧延 用素管に粗圧延する。この粗圧延後には、仕上圧延用素管を軟化するために再カロ 熱炉にて管を 1000°C以上に加熱し鋼管内面に酸ィ匕性ガスを吹き込む熱処理を行 い、その後の定径圧延 (例えば、ストレツチレデューサー圧延)では、外径圧下と若干 の肉厚圧下の加工を経て、所定寸法の熱間仕上管または冷間加工用素管に圧延す る。
[0057] 再加熱炉で行われる管内面に酸ィ匕性ガスを吹き込む熱処理を行う際には、有効に 脱炭作用を発揮させるために、所定の流量 (リットル Z秒)および吹き込み時間 (秒） で酸ィ匕性ガスを仕上圧延用素管の内面に吹き込むのが望ましい。
[0058] 熱間圧延された熱間仕上管は、図 6 (a)に示すように、最終熱処理として固溶化熱 処理や酸洗処理を施して製品管とされる。また、図 6 (b)に示す冷間仕上管の工程で は、熱間圧延された冷間加工用素管は、必要に応じて軟化熱処理を行い、酸洗によ るデスケーリングが行われ、素管の内外表面のスケールが除去される。定径圧延とし てストレツチレデューサー圧延を適用し、素管段階で軟ィ匕熱処理を行わない場合に は、直ちに酸洗が行われ、素管の内外表面のスケールが除去される。その後、冷間 加工では、ダイスのみまたはダイスとプラグを用いる冷間抽伸、または Zおよびコー ルドピルガーミルを用いる冷間圧延により製品寸法に仕上げ加工した後、最終処理 として固溶化熱処理や酸洗処理を施して冷間仕上げ製品管とされる。
[0059] また、定径圧延としてストレツチレデューサー圧延を適用した場合には、冷間加工 用素管の軟ィ匕熱処理を省略するためには、ストレツチレデューサー圧延での仕上温 度を 860〜1050°Cの範囲で管理するのが望ましい。
[0060] なお、冷間加工用素管の軟化熱処理を省略した場合でも、冷間加工のスケジユー ルによっては、 1回の冷間加工では高加工度になるため、複数回にわたり冷間加工 を施すことが必要になることがある。このような場合には、素管の軟化熱処理を省略 する力 冷間加工の途中工程では被力卩工材の軟ィ匕のために途中熱処理を行ってか ら冷間加工を加え、最終仕上げの冷間加工を行った後、最終処理として固溶化熱処 理ゃ酸洗処理を施して冷間仕上げ製品管とすることがある。
[0061] 本発明の製造方法の素材として用いるステンレス鋼の Cr含有量を制限するのは、 その含有量が 10質量％未満であると所望の耐食性が確保できず、また、 30質量％ を超えて含有させても効果が飽和し、コストの上昇を招くことによる。このため、素材と して用いるステンレス鋼の Cr含有量を 10〜 30質量0 /0とした。
[0062] 本発明の製造方法の素材に適用できるステンレス鋼としては、例え «JISに規定さ れる SUS405、 SUS410, SUS430, SUS304, SUS309, SUS310、 SUS316 、 SUS347、 SUS329J1、 NCF800、 NCF825およびこれらに相当する合金鋼など を挙げることができる。
[0063] 本発明の製造方法に採用できる非黒鉛系潤滑剤としては、人造マイ力、天然マイ力 であるカリウム四珪素マイ力、ナトリウム四珪素マイ力、天然金マイ力、ベントナイト、モ ンモリロナイトおよびバーミキユライトのうちから選ばれた 1種または 2種以上の粒子状 の層状酸化物と、酸化硼素、硼酸、アルカリ金属硼酸塩、炭酸ナトリウム、炭酸力リウ ム、珪酸ナトリウムおよび珪酸カリウムとを任意の比率で配合した潤滑剤と、窒化硼素 (BN)を主成分とする潤滑剤と、並びに珪酸ガラスおよび硼珪酸ガラスなどを主成分 とした潤滑剤とを挙げることができる。
[0064] 本発明の製造方法において、再加熱炉にて仕上圧延用素管を 1000°C以上でカロ 熱することとしたのは、加熱温度が 1000°C未満であると、酸化性ガスの吹き込みが 充分であっても仕上圧延用素管の内面での脱炭が不十分になる力もである。また、 加熱温度の上限を設ける必要はないが、加熱温度が 1200°Cを超えるようになると、 スケールの生成が急増しスケールロスによる製品歩留まりの問題が生ずるため、加熱 温度は 1200°C以下にするのが望ましい。
[0065] 本発明の製造方法では、再加熱炉にて仕上圧延用素管を 1000°C以上に加熱し その内面に酸ィ匕性ガスを吹き込む熱処理を行うことを必須とする。非黒鉛系潤滑剤 を使用して延伸圧延を行った場合にも仕上圧延用素管の内表面に浸炭が残留する 1S この場合であっても、前記図 3および図 4に示すように、吹き込まれた酸化性ガス の脱炭作用により、その内表面での最大 C濃度を抑制することができる。
[0066] 本発明の製造方法で適用できる酸ィ匕性ガスとして、空気、酸素 (O )、二酸化炭素（ CO )および水蒸気 (H O)等のガス、並びにこれらのガスと水素、窒素、希ガス等の
2 2
非酸ィ匕性ガスと混合したガスを用いることができる。入手コストや取り扱いの容易性か ら酸ィ匕性ガスとして空気を用いるのが望まし 、。
[0067] 仕上圧延用素管の内表面で脱炭を行う際に、素管内面への酸ィヒ性ガスの吹き込 み量が少量でも脱炭効果はあるが、酸ィ匕性ガスによる脱炭作用を有効に達成するに は、酸ィ匕性ガスとして空気を用いた場合には、下記（1)式で示す条件を満足するの が望ましい。
240≤RX t≤2100 · · · (1)
ただし、 R：空気の流量 (リットル Z秒）、 t：空気の吹き込み時間（秒）
[0068] 本発明者らの検討によれば、素管内表面の C濃度を母材と同等の C濃度（肉厚中 心部の C含有量）とするには、吹き込み量 {R (リットル Z秒） 秒）}が240 (リットル） 以上になるように十分な脱炭を行うことが必要である。
[0069] 一方、吹き込み量 {R (リットル Z秒） X t (秒）}が 2100 (リットル)を超えるようになると 、素管内表面へのスケールの生成が促進され、スケールロスが大きくなる。さらに、吹 き込む空気により仕上圧延用素管の温度が低下し再加熱が不十分となり、引き続き 行われるストレツチレデューサー圧延での被圧延材の強度が高くなりすぎ、圧延荷重 が上昇し、圧延ロール破損等の不具合が発生する懸念がある。また、吹き込み量が 2 100 (リットル)以下であれば、仕上圧延用素管の温度低下は 5°C以内に留まり、スト レツチレデューサー圧延での仕上温度には支障がないことを確認している。
[0070] 本発明の定径圧延としてストレツチレデューサー圧延を適用した製造方法では、ス トレツチレデューサー圧延の仕上温度を 860°C以上とした力 860°C未満では圧延さ れた素管の軟ィ匕が不十分なため、次工程の冷間加工で軸方向内面割れ等の加工 疵が発生し易ぐ十分な加工度を確保することができない。また、ストレツチレデュー サー圧延後の素管表面に緻密なスケールができるため、冷間加工の前処理として行 われる酸洗によるデスケーリング時にスケールが除去し難ぐ酸洗時間が長くなつて しまう。
[0071] さらに、ストレツチレデューサー圧延の仕上温度を 860°C以上にすることにより、スト レツチレデューサー圧延された素管の降伏強度を冷間加工が可能な強度レベルま で低下させることが可能になる。
[0072] 一方、ストレツチレデューサー圧延の仕上温度を 1050°C以下とした力 1050°Cを 超えても、圧延された素管の軟ィ匕程度はさほど変わらないが、逆にスケールの生成 が極度に多くなり、製品の表面品質を損なうだけでなぐスケールロスにより製品歩留 まりを低下させるためである。冷間加工での加工性や製品の表面品質を考慮すれば 、ストレツチレデューサー圧延の仕上温度を 870〜1000°C、より望ましくは 900〜10 00°Cとさらに厳密に管理するのがよい。
実施例
[0073] (実施例 1)
実施例 1では、ステンレス鋼の圧延素材として、表 1に示す成分組成を有する SUS 304鋼の 2鋼種 (A、 B)を準備した。
[0074] [表 1] 表 1
Figure imgf000017_0001
[0075] ナトリウム 4珪素マイ力：硼酸塩化合物 = 1： 1で配合した非黒鉛系潤滑剤を室温下 で刷毛塗り後乾燥させ、その表面に膜厚約 100 mの皮膜を形成させた、外径 94. 5mmのマンドレノレバーを準備した。
[0076] 次 、で、このマンドレルバ一を用い、傾斜ロール穿孔圧延機で穿孔圧延して得られ た外径 136. Omm、肉厚 16. 8mmおよび長さ 7700mmで、温度が 1100°Cである 前記穿孔圧延で得られた 2鋼種のホロ一シェルを、非黒鉛系潤滑剤の皮膜を形成さ せたマンドレルバ一を用い、 7スタンドからなるマンドレルミルに通して外径 110. Om m、肉厚 5. 8mmおよび長さ 25600mmの仕上圧延用素管に粗圧延した。
[0077] 引き続いて、マンドレルミル圧延で得られた管を再加熱する際に、前記図 5に示す 装置構成を採用し再加熱炉 2の側壁に空気吹込ノズル 3を設けて、再加熱炉 2内で 加熱されて横送りされる仕上圧延用素管 1の管端に向けて、空気吹き込みノズル 3か ら管内面に酸ィ匕性ガスとして空気を吹き込んだ。このときの空気吹き込み量は、空気 の流量 R (リットル Z秒)および空気の吹き込み時間 t (秒)を変化させて、 0〜3600 (リ ットル)の範囲で変動させた。
[0078] 再加熱後、 26スタンド力もなるストレツチレデューサ一に供給し、仕上温度を 900〜 1000°Cとして、外径 45. Omm、肉厚 5. Ommおよび長さ 76000mmの冷間カロ工用 素管 (熱間仕上管）に圧延した。圧延された素管は、常温まで冷却してから、クロップ 部を切捨てた後、長さ 14000mmに 5分割切断した。得られた冷間加工用素管内面 の浸炭状況 (素管内表面の C濃度)および酸洗後の肌荒れ状況を調査した。その結 果を表 2に示す。
[0079] 前述の通り、素管内表面の C濃度は、内表面に付着した酸化スケールなどの異物 を完全除去した管表面を対象として、発光分光分析装置を用いて C濃度を測定して 求め、母材肉厚中央部の C含有量との差を A C (質量％)として示した。さらに、素管 内面品質の観察は、供試素管を硝弗酸液に 60分間浸潰して酸洗を行った後、内表 面の肌荒れ状況を目視観察で評価した。
[0080] [表 2] 表 2
Figure imgf000018_0001
注） ·表中で *を付したものは本発明の規定条件を外れたことを示す。
'表中の流量 Rおよび吹き込み量は （リットル 秒） および （リッ トル） で示す。 [0081] 表 2に示す結果力 分力るように、再加熱炉にて 1000°C以上に加熱し、その内面 に酸ィ匕性ガスとして空気を吹き込んだ供試素管は、空気を吹き込まなカゝつた供試素 管に比べ、少量の吹き込み量であるのに拘わらず、 A C (質量％)が低下し浸炭は改 善されており、内表面の肌荒れも軽微であった (例えば、試験 No. 2)。
[0082] 空気の吹き込み量に関し、空気の流量 R (リットル Z秒)および空気の吹き込み時間 t (秒)を変化させて、 240 (リットル)以上で空気を吹き込んだ供試素管は、内表面の A C (質量％)はより低く抑えられ、同時に酸洗後の肌荒れも認められな力つた。
[0083] 一方、比較例として、空気を吹き込まな力つた供試素管では、内表面に浸炭が残存 し、これに起因して肌荒れが発生した (試験 No. 1、 5)。また、再加熱炉での加熱温 度が 1000°C未満と低い供試素管では、素管内面での脱炭が充分に行われず肌荒 れが発生した (試験 No. 8)。
[0084] (実施例 2)
上記実施例 1で製造した試験 No. 4、 5および 7の冷間加工用素管について、上記 の素管段階での肌荒れ有無を確認した後、冷間加工を行った。冷間加工の前処理と しては、素管の軟化熱処理を行わず、直ちに外径 45. Omm、肉厚 5. Ommおよび 長さ 14000mmに切断された素管状態のままで硝弗酸液に 60分間浸漬して酸洗に よるデスケーリングを行った。
[0085] 冷間加工としては、冷間圧延を行った。冷間圧延では、コールドピルガーミルを用 いて外径 25. 4mmおよび肉厚 2. 1mm (断面減少率 (Rd)： 75%)に仕上圧延した。 冷間加工後の管内面の表面状況を目視で観察した。素管段階および冷間加工後の 観察結果を表 3に示す。
[0086] [表 3]
表 3
Figure imgf000019_0001
注） ·表中で *を付したものは本発明の規定条件を外れたことを示す。 [0087] 表 3の結果力も明らかなように、比較例 (試験 No. 5)は、素管段階で肌荒れが発生 しており、冷間加工後において管内表面にすじ疵が発生した。一方、本発明例 (試 験 No. 4および 7)では、素管段階でも肌荒れが発生せず、冷間加工後の管内表面 にも内面疵の発生が認められず、良好な表面状況のステンレス鋼管が得られた。
[0088] (実施例 3)
ステンレス鋼の圧延素材として、表 4〖こ示す成分組成を有する SUS 304鋼と SUS 3 16鋼を準備した。供試鋼の C含有量は、 0. 02%レベルおよび 0. 04%レベル (低 C 含有鋼）の 4鋼種（C、 D、 E、 F)、並びに 0. 05〜0. 08% (中 C含有鋼）の 2鋼種（G 、 H)とした。
[0089] [表 4]
表 4
Figure imgf000020_0001
[0090] ナトリウム 4珪素マイ力：硼酸塩化合物 = 1： 1で配合した非黒鉛系潤滑剤を室温下 で刷毛塗り後乾燥させ、その表面に膜厚約 100 mの皮膜を形成させた、外径 94. 5mmのマンドレノレバーを準備した。
[0091] 次 、で、このマンドレルバ一を用い、傾斜ロール穿孔圧延機で穿孔圧延して得られ た外径 136. Omm、肉厚 16. 8mmおよび長さ 7700mmで、温度が 1100°Cである 前記表 4に示す 6鋼種のホロ一シェルを、 7スタンドからなるマンドレルミルに通して外 径 110. Omm、肉厚 5. 8mmおよび長さ 25600mmの仕上圧延用素管に粗圧延し た。その後、入り側近傍に設けた環状ノズルから高圧水を噴射してデスケールを行つ [0092] 引き続いて、マンドレルミル圧延で得られた管を 1100°Cに再加熱した後、 26スタン ドカもなるストレツチレデューサ一に供給し、仕上温度を 840〜1050°Cの範囲で変 更させながら、外径 45. Omm,肉厚 5. Ommおよび長さ 76000mm (断面減少率 (R d) : 67%)の冷間加工用素管に圧延した。
[0093] 圧延された素管は、常温まで冷却してから、クロップ部を切捨てた後、長さ 14000 mmに 5分割切断した。得られた素管の管長手方向から JIS規定の 11号試験片を採 取し、引張試験により降伏強度と破断強度を求めた。
[0094] 図 7は、ストレツチレデューサー圧延での仕上温度と引張試験結果との関係を示す 図であり、（a)は降伏強度を示し、（b)は破断強度を示している。ストレツチレデューサ 一圧延での仕上温度が高いほど降伏強度と破断強度が低下しており、仕上温度が 8 60°C以上になると、降伏強度が 600MPa以下となり、冷間加工 (冷間抽伸および Z または冷間圧延）が可能な強度レベルまで低下した。
[0095] また、 SUS304鋼および SUS316鋼は、低 C含有鋼または中 C含有鋼に拘わらず 、いずれの鋼種であっても仕上温度の影響が大きぐ同程度の強度レベルであった。 産業上の利用の可能性
[0096] 本発明法のステンレス鋼管の製造方法によれば、非黒鉛系潤滑剤を用いたマンド レルミル圧延等のマンドレルバ一を用いた延伸圧延と、再加熱炉における酸化性ガ スを吹き込む熱処理により、その後の定径圧延で発生する管内面の浸炭層の発生を 抑制することができ、さらには、定径圧延として行うストレツチレデューサー圧延での 仕上温度管理により、冷間加工前に素管の軟化熱処理を省略でき、表面品質に優 れた冷間加工製品を高い生産効率で得ることができる。これにより、熱間仕上された ステンレス鋼管やさらに冷間加工されたステンレス鋼管の製造方法として、広く適用 することができる。

Claims

請求の範囲
[1] 質量％で、 Cr: 10〜30%を含むステンレス鋼を素材として穿孔圧延し、非黒鉛系 潤滑剤を用いてマンドレルバ一を用いた延伸圧延で仕上圧延用素管を圧延した後 に再加熱炉で加熱し、定径圧延で仕上圧延するステンレス鋼管の製造方法であって 前記再加熱炉にて前記仕上圧延用素管を 1000°C以上に加熱しその内面に酸ィ匕 性ガスを吹き込む熱処理を行うことを特徴とするステンレス鋼管の製造方法。
[2] 質量％で、 Cr: 10〜30%を含むステンレス鋼を素材として穿孔圧延し、非黒鉛系 潤滑剤を用いてマンドレルバ一を用いた延伸圧延で仕上圧延用素管を圧延した後 に再加熱炉で加熱し、定径圧延で仕上圧延された素管を冷間加工するステンレス鋼 管の製造方法であって、
前記再加熱炉にて前記仕上圧延用素管を 1000°C以上に加熱しその内面に酸ィ匕 性ガスを吹き込む熱処理を行うことを特徴とするステンレス鋼管の製造方法。
[3] 質量％で、 Cr: 10〜30%を含むステンレス鋼を素材として穿孔圧延し、非黒鉛系 潤滑剤を用いてマンドレルバ一を用いた延伸圧延で仕上圧延用素管を圧延した後 に再加熱炉で加熱し、定径圧延としてのストレツチレデューサー圧延で仕上圧延され た素管を冷間加工するステンレス鋼管の製造方法であって、
前記再加熱炉にて前記仕上圧延用素管を 1000°C以上に加熱しその内面に酸ィ匕 性ガスを吹き込む熱処理を行い、かつ前記ストレツチレデューサー圧延で 860〜 10 50°Cの温度で仕上圧延を行うことにより、前記素管の軟化熱処理を省略して冷間加 ェを行うことを特徴とするステンレス鋼管の製造方法。
[4] 前記再加熱炉で前記仕上圧延用素管の内面に酸化性ガスとして空気を吹き込む 際に、空気の流量 R (リットル Z秒)および空気の吹き込み時間 t (秒）とし、下記（1)式 で示す条件を満足することを特徴とする請求項 1〜3のいずれかに記載のステンレス 鋼管の製造方法。
240≤RX t≤2100 · · · (1)
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