JP3637843B2 - Cold pilger mill roll die and manufacturing method thereof - Google Patents

Description

【０００１】
【発明の属する技術分野】
この発明は金属管の冷間圧延に用いられるコールドピルガーミルのロールダイスおよびその製造方法に関する。
【０００２】
【従来の技術】
金属管を冷間加工により製造する方法として、コールドピルガーミルによる冷間圧延法が知られている。図１はコールドピルガーミルの要部の一例を示す斜視図、図２は圧延方法を説明するための図で、ロールダイスの孔型を展開して示す図である。
【０００３】
図１において、コールドピルガーミルは上下１対のロールダイス１０を備える。このロールダイス１０は、その周面に孔型１１が形成され、軸心に設けられた図示を省略した回転軸により、ロールスタンド２０に支持されている。回転軸の一端には回転径（Ｐ．Ｃ．Ｄ）がロールダイス１０の外径より若干小さいピニオンギア２１が、水平なラックギア２２に噛み合った状態で設けられている。
【０００４】
ロールスタンド２０は、図示を省略したコネクティングロッドの駆動により矢印イ方向に往復移動する。これに伴い、ロールダイス１０は、矢印イ方向に往復移動するとともに、この往復移動の間に矢印ロ方向に往復回転する。
ロールダイス１０の周面に形成された孔型１１は、断面形状が長径側を孔型の幅方向とする略楕円形のほぼ半分からなり、図２に示す加工開始点ａから加工終了点ｂに向かって径（深さ）が連続的に小さくなる加工部１１ａ、断面形状が略真円のほぼ半分からなり、加工終了点ｂから成形終了点ｃまで径（深さ）が等しい成形部１１ｂ、成形部１１ｂの下死点Ｓｂ側に設けられた逃げ部１１ｃおよび加工部１１ａより上死点Ｓａ側に形成された逃げ部１１ｄにより構成される。なお、図２における符号１１ｅは、ロールダイス１０の孔型１１を展開して示したときの孔型の底を示し、符号Ｓａおよび符号Ｓｂは、往復移動（往復回転）するロールダイスの上死点および下死点をそれぞれ示す。
【０００５】
上下一対のロールダイス１０、１０の間には、マンドレル３０が設けられている。マンドレル３０は、先端に向かって外径が小さくなるテーパ部３１とテーパ部３１の小径側に続いて形成された等径部３２とを備え、テーパ部３１および等径部３２を、孔型１１の加工部１１ａおよび成形部１１ｂの移動領域に対向させて配置されている。
【０００６】
以上のように構成されたピルガーミルにより管Ｐを圧延する際は、ロールスタンド２０を往復移動させ、孔型１１の逃げ部１１ｄの領域、または逃げ部１１ｄと逃げ部１１ｃの領域で、管Ｐを図２の左側からマンドレル３０に沿って所定長さ送るとともに管軸廻りに所定角度回転させる。この操作により管Ｐは、その先端から、ロールダイス１０に設けられた孔型１１の加工部１１ａと、マンドレル３０のテーパー部３１との間で縮径減肉加工され、その後孔型１１の成形部１１ｂとマンドレル３０の等径部３２とにより成形される。圧延中は、管Ｐとロールダイス１０およびマンドレル３０との間の潤滑のために、潤滑油が用いられる。
【０００７】
なお、このピルガーミルによる管の圧延では、下記▲１▼式に規定される減面率Ｙが７５％以上の高加工度で行われる。
【０００８】
Ｙ＝（（Ｘ₀−Ｘ₁）／Ｘ₀）×１００・・▲１▼式
ただし、 Ｘ₀：加工前の管の断面積
Ｘ₁ ：加工後の管の断面積
このようなコールドピルガーミルに用いられるロールダイスは、その寿命の点から次のような性質が要求される。
（１）耐摩耗性と耐焼き付き性
ロールダイスに設けられた孔型の加工部は、前記のように、断面形状が、長径側を孔型の幅方向とする略楕円形のほぼ半分で、ロールダイスの周方向に径（深さ）が連続的に変化する。このように孔型の径（深さ）が変化するロールダイスを、一定の回転径のピニオンギアにより回転させて管を圧延すると、ロールダイスの周方向各位置において孔型の底の周速度が異なる。また孔型の１断面においても孔型表面の各位置における周速度が異なる。そのため、孔型のほとんどの部分には、圧延される管との間にスリップが生じ、スリップが生じた部分が摩耗するおそれがある。したがって、スリップによる摩耗を防止するための耐摩耗性が要求される。
【０００９】
またスリップの程度は孔型の位置で異なり、摩耗が生じた場合は、スリップの程度に応じて摩耗量が異なるため、孔型の寸法管理の点からも耐摩耗性が要求される。また、摩耗により焼き付きが発生することがあるため、耐焼き付き性も要求される。
（２）硬さ
ピルガーミルによる管の圧延では、加工度（減面率）が極めて高い。そのため、圧延中の管は加工硬化し、加工硬化した管を圧延する孔型には高い面圧が生じる。この高い面圧に耐えるための適度の硬さが要求される。
（３）靱性
ピルガーミルによる管の圧延は、前記のように、ロールダイスの往復移動と往復回転とによる間欠的な圧延である。そのため、ロールダイスには衝撃力が加わる。特に、圧延能率を上げるためにロールスタンドの往復移動速度を速くすると、これに伴い、ロールダイスに加わる衝撃力が大きくなる。この大きな衝撃力に耐えるために、靱性が要求される。
【００１０】
また、ロールダイスの停止の度に送り込まれる管の送り量が設定量より大きくなった場合や、マンドレルが圧延中に折れ、折れた部分が管の送りとともに圧延方向に送られた場合には、ロールダイスに衝撃的な負荷がかかり、ロールダイスが孔型の底から割れるおそれがある。このような衝撃的な負荷に耐えるためにも、靱性が要求される。
（４）耐食性
ピルガーミルによる管の圧延では、工具（ロールダイス、マンドレル）と管との間の潤滑のために、塩素系極圧添加剤（例えば塩素化パラフィン）と鉱物油とを主成分とする潤滑油が用いられる場合がある。この潤滑油では、極圧反応により生じた塩素イオンの大部分が塩化鉄となって、工具と管との間の焼き付きを防止する。しかし、遊離した塩素イオンは、潤滑油中に含まれる。この潤滑油中に含まれる塩素イオンがロールダイスに接触するため、ロールダイスには腐食摩耗が生じるとともに疲労寿命が低下する。したがって、上記の潤滑剤を使用する場合は、塩素イオンに対する耐腐食性が要求される。
【００１１】
このように多くの性質が要求されるコールドピルガーミルのロールダイスとして、従来は、ＪＩＳ Ｇ ４８０５のＳＵＪ５に規定される軸受鋼、およびＪＩＳ Ｇ４４０４のＳＫＤ１１に規定される冷間金型用の合金工具鋼が用いられていたが、いずれも前記の要求を全て満たすものではなかった。
【００１２】
これらの従来のロールダイスに比べて寿命の長いロールダイスが、特開平４−１７２１１３号公報および特開平１０−８５８０６号公報に開示されている。
【００１３】
特開平４−１７２１１３号公報に開示されたロールダイスは、化学組成が前記ＪＩＳ Ｇ４４０４のＳＫＤ１１に規定される合金工具鋼を基準とし、硬さが５２ＨＲＣ〜５６ＨＲＣで、ロール軸方向のメタルフローを有する。
【００１４】
このロールダイスは、通常６０ＨＲＣ以上の硬さで用いられる前記の合金工具鋼の硬さを、５２ＨＲＣ〜５６ＨＲＣと低くすることによって靱性を向上させ、耐割れ性および耐摩耗性を高めている。しかし、高Ｃ−高Ｃｒ鋼であるため、巨大な炭化物が不可避的に生成し、硬さの低下に見合っただけの靱性の向上が得られない。
【００１５】
特開平１０−８５８０６号公報に開示されたロールダイスは、孔型面を窒化して孔型の底に圧縮残留応力を生じさせることにより割れの防止を図ったロールダイスである。
【００１６】
しかし、このロールダイスは、窒化された孔型の表面の硬さが上昇する反面、靱性が極端に低下して割れ感受性が高くなり、孔型表面から亀裂が入り易く、また亀裂の進展が著しい。
【００１７】
このように前記の公報に開示されたロールダイスは、特に靭性が不足し、前記の要求全てを満たすものではない。また、最近では、難加工材（例えば２相ステンレス鋼、ニッケル基合金）からなる管が圧延の対象とされるとともに、高加工度による高速圧延が要求されるため、更に寿命の長いロールダイスが望まれている。
【００１８】
【発明が解決しようとする課題】
この発明の課題は、硬さと靱性とをバランスよく備え、耐摩耗性および耐食性に優れるコールドピルガーミルのロールダイスとその製造方法を提供することにある。
【００１９】
【課題を解決するための手段】
この発明の要旨は次の（１）のコールドピルガーミルのロールダイスと（２）のその製造方法にある。
（１）質量％で、Ｃ：０．２〜０．６％、Ｃｒ：３〜９％、Ｍｏ：０．５〜３％、Ｐ：０．０２％以下、Ｓ：０．００５％以下を含み、鋳造材を電極とする二次溶解により得た鋼からなり、硬さが５２ＨＲＣ〜６０ＨＲＣ、かつ常温におけるシャルピー衝撃値が５Ｊ／ｃｍ²以上で、ロール軸方向のメタルフローを有することを特徴とするコールドピルガーミルのロールダイス。
（２）下記の（Ａ）から（Ｆ）の工程を含むコールドピルガーミルのロールダイスの製造方法。
（Ａ）質量％で、Ｃ：０．２〜０．６％、Ｃｒ：３〜９％、Ｍｏ：０．５〜３％、Ｐ：０．０２％以下、Ｓ：０．００５％以下を含む鋼からなる鋳造材を電極として、二次溶解により鋳片を製造する
（Ｂ）１１００℃以上に加熱した鋳片に鍛造または圧延を施して軸方向にメタルフローを有する円柱体を製造する
（Ｃ）円柱体に、８００〜８８０℃で３時間以上加熱した後炉冷する焼なましを施す
（Ｄ）円柱体をその軸と直角な方向に切断して円盤材とする（Ｅ）円盤材の軸心に貫通孔を形成するとともに、外周面に孔型を形成してロール素材とする
（Ｆ）ロール素材に、１０００〜１１００℃からの焼入れと５００〜６００℃での焼戻しを施す
【００２０】
【発明の実施の形態】
本発明のコールドピルガーミルのロールダイスについて、化学組成、硬さ、シャルピー衝撃値、メタルフローの順に説明する。なお、化学組成の含有量を表す％は、全て質量％である。
〈化学組成〉
Ｃ：
Ｃは、マルテンサイト組織の硬さを高めるとともに、ＣｒおよびＭｏの炭化物を形成して耐摩耗性を向上させる。そのためには０．２％以上必要である。一方、０．６％を超えると溶解後の凝固時にＣｒおよびＭｏの巨大炭化物の析出が著しくなり、靱性が低下する。したがって、Ｃの含有量は０．２〜０．６％とする。なお、好ましい範囲は、０．３〜０．５％である。
Ｃｒ：
Ｃｒは、焼入れ時に素地中に固溶して焼入れ性を高める。また、Ｃｒ炭化物を形成して耐摩耗性を向上させる。そのためには３％以上必要である。しかし、９％を超えると、溶解後の凝固時に巨大炭化物が析出しやすくなり、靱性が低下する。したがって、Ｃｒの含有量は３〜９％とする。なお、好ましい範囲は、４〜６％である。
Ｍｏ：
Ｍｏは、焼入れ時に素地に固溶するとともに、炭化物を形成して耐摩耗性を向上させ、更に、耐熱強度を高める。これらの効果を発揮するためには、０．５％以上必要である。しかし、３％を超えると、その効果が飽和するのみならず、熱間加工性が低下する。したがって、Ｍｏの含有量は、０．５〜３％とする。また、ピルガーミル圧延において、極圧添加剤としての塩素を多量に含む潤滑油が用いられる場合、圧延中に極圧反応により塩素イオンが発生する。この塩素イオンの大部分は、塩化鉄となってロールダイスと圧延される管との接触部の焼き付きを防止するが、一部は潤滑油中に混入する。ロールダイスは、圧延中、この塩素イオンが混入した潤滑油と常に接触するため、塩素イオンにより疲労寿命が低下するとともに腐食摩耗が進むおそれがある。Ｍｏは、この塩素イオンによる疲労寿命の低下と腐食摩耗の進行を防ぐ。この効果を得るためには、Ｍｏの下限を１％とするのがよい。
Ｐ：
Ｐは、不純物として含まれる元素で、靱性および熱間加工性を低下させる。また、焼戻し脆化を助長する。したがって、含有量の上限を０．０２％とする。好ましい上限は０．０１％である。
Ｓ：
Ｓは、不純物として含まれる元素で、硫化物として存在して、前記Ｐと同様に靱性および熱間加工性を低下させる。したがって、含有量の上限を０．００５％とする。好ましい上限は０．００３％である。
本発明のロールダイスの化学組成は、前記の元素を含む鋼で構成されるが、更に、使用目的により次の合金元素を含んでもよい。
Ｎｉ：
Ｎｉは、素地中に固溶して靱性を向上させる。この効果を得るためには、０．１％以上必要である。しかし、２％を超えてもその効果は飽和する。したがって、含有させる場合は、０．１〜２％とする。
Ｎｂ：
Ｎｂは、オーステナイト粒の粗大化を防止し、強度と靱性を向上させる。そのためには、０．１％以上必要である。しかし、２％を超えると熱間加工性を低下させる。したがって、含有量させる場合は、０．１〜２％とする。
Ｖ：
Ｖは、オーステナイト粒の粗大化を防止するとともに、微細な炭化物を形成して耐摩耗性および焼入れ性を改善する。この効果を得るためには、０．１％以上必要である。しかし、２％を超えると加工性が低下する。したがって、含有させる場合は、０．１〜２％とする。
Ｗ：
Ｗは、耐熱強度を向上させるとともに、炭化物を形成して耐摩耗性を向上させる。そのためには０．１％以上必要である。しかし３％を超えると熱間加工性が低下する。したがって、含有させる場合は、０．１〜３％とする。
Ｓｉ：
Ｓｉは、鋼の脱酸剤として有効である。脱酸剤としてＳｉを用いると、Ａｌを用いる場合に比べて、介在物として鋼中に存在しても変形しやすい特性があるため、メタルフローの方向に延ばされる。このため、メタルフローの方向を制御して耐割れ性の向上を図る本発明のロールダイスでは、割れに対する影響を小さくすることができるので、Ｓｉによる脱酸が適している。また、Ｓｉは、高温焼戻し後の硬さを高める効果がある。脱酸剤として添加する場合は、鋼中に不可避レベルで含有してもよいが、必ずしも残留させる必要はない。高温焼戻し後の硬さを高める目的で含有させる場合、多量に含有させると熱間加工性および靭性が低下するので、含有させる場合は、０．０１〜３．０％とする。含有させる場合の好ましい範囲は、０．０１〜２．０％である。更に、脱酸をより完全にして酸素による靭性の低下を防ぐためには、下限を０．１％とするのがよい。
Ｍｎ：
Ｍｎは、鋼の脱酸剤および脱硫剤として有効である。また、焼入れ性を改善する効果がある。脱酸剤および脱硫剤として添加する場合は、鋼中に不可避レベルで含有してもよいが、必ずしも残留させる必要はない。焼入れ性を改善する目的で添加する場合、多量に含有させると加工性が低下するので、含有させる場合は、０．０１〜２．０％とする。含有させる場合の好ましい範囲は、０．０１〜１．０％である。
〈硬さ〉
本発明のロールダイスでは、ＪＩＳ Ｚ ２２４５に規定されるロックウェル硬さ試験のＣスケールで測定された硬さを５２ＨＲＣ〜６０ＨＲＣとする。硬さが５２ＨＲＣ未満では耐摩耗性に劣り、一方、６０ＨＲＣを超えると、靱性が不足して割れが生じ、いずれの場合も寿命が短い。
【００２１】
ピルガーミルのロールダイスでは、前記のように孔型と圧延される管との間にスリップが生じる。このスリップにより生じる代表的な摩耗には、ピッティング状の摩耗と剥離状の摩耗とがある。
【００２２】
これらの摩耗は、ロールスタンドの１往復により楕円状に圧延された後、軸方向の送りと軸廻りの回転が付与された管が、次のロールスタンドの１往復により圧延される際に、管の長径部がまず孔型に接触するため、この接触部が高面圧となるために生じる。
【００２３】
これらの摩耗を防止するためには、孔型表層部の硬さを例えば表面焼入れなどにより、５２ＨＲＣ以上とすればよい。しかし、孔型の表層部のみの硬さを高めても、長時間の使用により孔型の表層部が摩耗すると、内部の硬さが急激に低くなって寿命の低下を招く。したがって、本発明のロールダイスでは、硬さの下限を５２ＨＲＣとする。
【００２４】
また、ピルガーミルによる圧延では、管端マークと呼ばれる疵がロールダイスの孔型の表面に生じることがある。この管端マークは、圧延される管の先端の角が孔型に接触した時に、この管端の角により孔型の表面に生じるもので、圧延された管の表面性状や寸法精度の低下を招く。この管端マークの発生を防止するためにも、５２ＨＲＣ以上の硬さが必要である。
【００２５】
ピルガーミルによる圧延は、前記のようにロールダイスが往復移動（往復回転）と停止とを繰り返す間欠的な圧延である。そのためには、ロールダイスに適度の靱性が要求される。さらに、ロールダイスの停止の度に送り込まれる管の送り量が設定量より大きくなった場合や、マンドレルが圧延中に折れ、折れた部分が管の送りとともに圧延方向に送られた場合には、ロールダイスに衝撃的な負荷がかかり、ロールダイスが孔型の底から割れるおそれがある。このような割れを防ぐためにも適度の靱性が要求される。硬さの上限値を６０ＨＲＣとすれば、必要とされる靱性はほぼ満たされる。
〈シャルピー衝撃値〉
シャルピー衝撃値は、ＪＩＳ Ｚ ２２０２に規定されるＵノッチ試験片（ノッチの深さ２ｍｍ）を用い、ＪＩＳ Ｚ ２２４２に規定される金属材料衝撃試験方法により室温で試験し、求めた吸収エネルギーを、試験片のノッチ底部の断面積で除した値とし、この値を５Ｊ／ｃｍ² 以上とする。
【００２６】
ロールダイスに要求される靱性は、前記の硬さとともに、シャルピー衝撃値により左右される。硬さの上限を６０ＨＲＣとするとともに、シャルピー衝撃値を５Ｊ／ｃｍ² 以上とすれば、靱性が向上し、ロールダイスの割れを防止することができる。
〈メタルフローの方向〉
ロールダイスのメタルフローの方向は軸方向とする。これは、ロールダイスが孔型の底から割れることを防ぐためである。ロールダイスを構成する合金工具鋼に、非金属介在物および巨大炭化物が全く存在しない場合は、メタルフローの方向を規制する必要は無い。
【００２７】
しかし、通常、対象とする合金工具鋼には、非金属介在物および巨大炭化物が、程度の差こそあれ存在する。ロールダイスは、その製造の際に圧延や鍛造などの加工が施されるが、この加工の際に、材料が延ばされる方向（以後、メタルフローの方向という）に前記介在物および巨大炭化物が延ばされる。このメタルフローの方向に延ばされた非金属介在物および巨大炭化物が、ロールダイスの孔型表面またはその直下に、ロールダイスの半径方向に延びた状態で存在すると、圧延時の孔型の幅方向の引張力により、ロールダイスが割れるおそれがある。
【００２８】
本発明のロールダイスでは、介在物および巨大炭化物がわずかに存在しても、その延ばされる方向がロールダイスの半径方向と直角な方向となるように、メタルフローの方向をロール軸方向とする。
【００２９】
つぎに、本発明のピルガーミルのロールダイスの製造方法について説明する。
【００３０】
まず、常法により溶解および精錬し、インゴット法または連続鋳造法により前記の化学組成の合金工具鋼からなる柱状の鋳造材を製造する。
【００３１】
この鋳造材を電極として二次溶解し、柱状の鋳片を製造する。二次溶解は、一般に、鋼中の介在物を分離除去して清浄な鋼とするとともに、偏析を軽減させることを主目的として行われるが、本発明では、これらに加え、靱性に悪影響を及ぼす巨大炭化物を減少させるか、または消滅させるために行う。
【００３２】
すなわち二次溶解前の鋳造材は、鋳造時の凝固に要する時間が長いために、凝固過程で巨大な炭化物が生成する。二次溶解精錬では、巨大な炭化物が生成した鋳造材を電極とし、この電極を端部から部分的に溶解することにより、モールドにミクロプールが順次形成され、その後の冷却により底部側から凝固が進行する。
【００３３】
ミクロプールでは、溶融金属の成分が均一化され、その後の冷却による凝固により、二次溶解前の鋳造材に生成した炭化物より安定し、かつ微細なＭＣ型二次炭化物が生成する。凝固の際は急速に冷却されるため、ＭＣ型二次炭化物の粗大化は防止される。したがって、巨大炭化物の極めて少ない鋳片を得ることができる。
【００３４】
二次溶解法には、溶解雰囲気（真空中、大気中、不活性ガス中）と加熱方法（アーク、溶融スラグ、電子ビーム、プラズマアーク）との組み合わせにより、各種の方法がある。本発明では、鋳造材を局部的に溶解したミクロプールを、凝固速度を高めて積層凝固させることのできる方法であればよく、その具体的方法は問わない。このような方法として、例えば真空アーク再溶解法（ＶＡＲ）、エレクトロスラグ再溶解法（ＥＳＲ）、電子ビーム再溶解法（ＥＢＲ）が挙げられる。
【００３５】
なお、巨大な炭化物を微細なＭＣ型炭化物とするために、鋳造材に拡散熱処理を施す方法もあるが、この方法では、処理に要する時間が長くなるとともに、巨大な炭化物の一部がＭＣ型炭化物に分解されずに残ることがある。
【００３６】
続いて、前記柱状の鋳片を１１００℃以上に加熱した後、鍛造または圧延を施す。加熱温度を１１００℃以上とするのは、鋳片の鍛造または圧延による変形を容易にするとともに、鋳片中に残存する巨大な炭化物を微細なＭＣ型炭化物に分解するためである。
【００３７】
鍛造または圧延は、柱状の鋳片の軸方向に圧下するのではなく、柱状の鋳片の軸方向と直角な方向から圧下して、柱状の鋳片を長手方向に延ばして円柱体とする。このようにして製造された円柱体は、メタルフローの方向が円柱体の軸方向となる。
【００３８】
二次溶解精錬後の鋳片には、積層凝固に伴う凝固偏析が生じる。この凝固偏析は、二次溶解前の鋳造材に存在する偏析に比べて軽微な偏析である。しかし、コールドピルガーミルのロールダイスのように過酷な条件で使用される場合は、この軽微な偏析であっても、その方向をロールダイスの割れに結びつかない方向に制御するのがよい。
【００３９】
また、二次溶解精錬後の鋳片には、介在物および巨大な炭化物がわずかに存在することもある。これらは前記のように、その方向によっては割れの原因となる。偏析、介在物および巨大な炭化物がわずかに存在しても、ロールダイスの割れの原因とならないように、メタルフローの方向を円柱体の軸方向とし、後の工程では、この円柱体の軸方向がロールダイスの軸方向に一致するように加工する。
【００４０】
なお、メタルフローの方向を円柱体の軸方向とするためには、加工前の断面積に対する加工後の断面積の比で表される加工比を４以上とするのがよい。
【００４１】
上記円柱体に８００〜８８０℃に３時間以上加熱した後炉冷する焼なましを施す。この焼なましは、前記の鍛造または圧延により生じた加工歪みを除去するために行う。焼なまし温度を８００〜８８０℃とし保持時間を３時間以上とするのは、焼なまし温度が８００℃未満または保持時間が３時間未満では加工歪みが十分に除去されず、一方、焼なまし温度が８８０℃を超えると巨大炭化物が析出するためである。
【００４２】
続いてこの円柱体を、軸と直角な方向から所定の長さに切断して円盤材とする。切断する長さは、ロールダイスの軸方向の長さにほぼ等しい。
【００４３】
次に、この円盤材の外周面に孔型を形成するとともに、軸心に貫通孔を形成してロール素材とする。孔型は、例えば前記図１および図２に示す孔型１１と同様の形状であり、貫通孔は、ロールダイスを回転軸に焼きばめなどにより取り付けるための孔である。孔型および貫通孔は、切削により形成し、更に、側面および周面も切削により整形する。
【００４４】
続いて、このロール素材に１０００〜１１００℃からの焼入れと、５００〜６００℃での焼戻しを施す。
【００４５】
焼入れは、ロールダイスの組織をマルテンサイト組織にして高い硬さを得るためのもので、１０００〜１１００℃に加熱した後、空冷または油冷する。この焼入れにより、ほぼ５２ＨＲＣ〜６３ＨＲＣ程度の硬さが得られる。焼入れ温度が１０００℃未満では、十分な硬さが得られず、一方焼入れ温度が１１００℃を超えると組織が粗大化して靱性が低下する。
【００４６】
焼戻しは、硬さを５２ＨＲＣ〜６０ＨＲＣに調整するためのもので、５００〜６００℃に加熱して１時間以上保持した後、空冷する。焼戻し温度が５００〜６００℃の範囲を外れるか、または保持時間が１時間未満では、所定の硬さが得られない。
【００４７】
図３は、後述する鋼Ｈの焼戻し温度曲線の一例を示す図である。同図からわかるように、焼入れ温度が異なれば、焼入れ後の硬さ（同図に、焼入れのままとして示す硬さ）も異なる。また、焼入れ温度が同じであっても、焼戻し温度が異なると硬さも異なる。この傾向は、ロールダイスの化学組成によっても異なる。したがって、焼戻し温度は、５２ＨＲＣ〜６０ＨＲＣの硬さが得られるように、化学組成と焼入れ温度とにより、５００〜６００℃の範囲の適当な温度を選択すればよい。
【００４８】
なお、本発明における焼戻し温度の範囲は、二次硬化温度付近またはこれ以上の高温の温度範囲であるため、残留オーステナイトは分解されてほとんど消滅し、また引張残留応力も解放されやすい。この焼戻しは、残留オーステナイトをより少なくするために、複数回行うのが好ましい。
【００４９】
焼入れおよび焼戻しが施されたロールダイスは、その後、孔型の表面粗さの調整および歪みによる寸法の修正のために、研磨加工が施される。
【００５０】
【実施例】
〈実施例１〉
電気炉で表１に示す化学組成の合金工具鋼を溶製し、インゴット法により径が８００ｍｍの円柱状の鋳造材を製造した。なお、表１において、鋼Ｖは、ＪＩＳＳＫＤ１１に規定される工具鋼、鋼Ｗは、前記特開平４−１７２１１３号公報に規定される工具鋼である。
【００５１】
【表１】

この鋳造材をエレクトロスラグ再溶解（ＥＳＲ）または真空アーク再溶解（ＶＡＲ）して、前記鋳造材と同じ径の円柱状の鋳片を製造した。続いてこの円柱状の鋳片を１１５０℃に加熱した後、径方向から加工する圧延または鍛造を施し、径が３８０ｍｍ（加工比４．４）の円柱体を製造し、その後、８５０℃で５時間保持した後炉冷する焼なましを施した。
【００５２】
続いて、この円柱体を長さ２１０ｍｍに切断して円盤材とした後、外径６４ｍｍの管を外径３０．６ｍｍの管に圧延するための孔型を外周面に、回転軸を焼きばめするための貫通孔を軸心に、それぞれ機械加工により形成するとともに、外周面および端面を機械加工により整形し、ロール素材を製造した。
【００５３】
このロール素材に、１０５０℃または１１００℃に加熱した後油冷する焼入れを施し、その後、５００〜６００℃に加熱して６時間または１２時間保持した後空冷する焼戻しを２回施し、その後全面を研磨して、外径３７０ｍｍ、長さ１７０ｍｍのロールダイスをそれぞれ３個製造した。また、孔型および貫通孔の機械加工を省略する以外は前記の工程と同じ工程により、それぞれ１個の試験材を製造した。
【００５４】
また、比較例として、本発明の製造方法で規定する条件のいずれかが外れる方法により、それぞれ３個のロールダイスと１個の試験材を製造した。二次溶解の種類、径方向から加工する圧延または鍛造の区分、焼入れ温度および焼戻し温度を表２に示す。なお、表２において、焼戻しにおける保持時間は、Ｎｏ．１１で１２時間とした以外、全て６時間とした。
【００５５】
【表２】

前記の方法により製造した試験材から試験片を採取し、硬さ試験とシャルピー衝撃試験を行った。また、前記の方法により製造したロールダイスを用いて管を圧延し、ロールダイスの寿命を調査した。これらの結果を表２に併せて示す。
【００５６】
硬さ試験は、前記の試験材の、孔型が形成される外周範囲の周方向３位置から試験片を採取し、各試験片について、ＪＩＳ Ｚ ２２４５に規定されるロックウェル硬さ試験方法のＣスケール（ＨＲＣ）により３点測定した。表２に示す硬さは、これらの測定値の平均を示す。
【００５７】
シャルピー衝撃試験は、硬さ試験と同様に前記の試験材を用い、孔型が形成される範囲の、前記硬さ試験片を採取した位置の近傍からＪＩＳ Ｚ ２２０２に規定されるＵノッチ試験片（ノッチの深さ２ｍｍ）を試験材の軸方向から採取し、各試験片についてＪＩＳ Ｚ ２２４２に規定される金属材料衝撃試験方法により室温で試験して吸収エネルギーを求めた。表２に示す衝撃値は、前記吸収エネルギーを試験片のノッチ底部の断面積で除した値の平均を示す。
【００５８】
寿命は、外径６４ｍｍ、肉厚５．５ｍｍのＪＩＳ ＳＵＳ３０４に規定される化学組成のステンレス鋼素管を外径３０．６ｍｍ、肉厚２ｍｍの製品管に圧延した際の、ロールを取り替えるまでに圧延した製品管の延べ長さで表した。なお、圧延時の条件は、圧延ストロークを９９１ｍｍ、ストローク数を毎分１３５回、ストローク間の素管送り量を９ｍｍ、素管送り時の軸廻りの回転角度を５７度とし、潤滑油として塩素を３０質量％含むＰＬ−１７（ユシロ化学社、商品名）を用いた。
【００５９】
表２からわかるように、Ｎｏ．１からＮｏ．２１の本発明例では、硬さおよび衝撃値がともに優れ、寿命も３００Ｋｍ以上である。これに対し、Ｎｏ．２２から２５の比較例は、化学組成が本発明で規定する範囲の鋼Ｈであるにも拘わらず、製造条件が本発明で規定する条件を外れるため、硬さおよび衝撃値のいずれか一方または両方が本発明で規定する条件を外れ、寿命も極めて短い。
【００６０】
また、化学組成が本発明で規定する範囲を外れるＮｏ．２６からＮｏ．３６の比較例は、製造方法の如何にかかわらず寿命が短い。なお、、Ｎｏ．３２およびＮｏ．３３の比較例は、硬さおよび衝撃値が本発明で規定する条件を満足しているが、これらの比較例では、ＣまたはさらにＣｒが高いため、Ｃｒ炭化物の影響で孔型部に割れが生じたものと推測される。
〈実施例２〉
電気炉で表３に示す化学組成の合金工具鋼を溶製し、実施例１と同様の方法で製造した試験材から試験片を採取し、ＪＩＳ Ｚ ２２７４に規定される方法により回転曲げ疲れ試験を行った。試験片は１号試験片（平行部の直径１０ｍｍ）とし、シャルピー衝撃試験片と同じ方向から採取した。
【００６１】
【表３】

試験は、大気中で行うか、または圧延に用いた潤滑油（Ｃｌ^- １００ｐｐｍ）を試験片にスプレーしながら行った。結果のＳ−Ｎ曲線を図４に示す。また、繰り返し数が１０³における時間強さσ（Ａ１０³）を求め、強度比（潤滑油中での時間強さ／大気中での時間強さ×１００（％））を表３に併せて示す。
【００６２】
図４によれば、Ｍｏの含有量が多くなるほど、繰り返し数が多くなることがわかる。また、表３に示すように、Ｍｏの含有量が本発明範囲より少ない鋼Ｈａの強度比は、６４％であるのに対して、Ｍｏの含有量が本発明で規定する範囲内の鋼Ｈ、鋼Ｈｂおよび鋼Ｈｃの強度比は、７５％以上と良好な結果である。
【００６３】
【発明の効果】
この発明のロールダイスは、硬さと靱性とをバランスよく備えるとともに耐食性に優れるため、その寿命が極めて長い。また、この発明のロールダイスの製造法によれば、前記のロールダイスを容易に製造することができる。
【図面の簡単な説明】
【図１】コールドピルガーミルの要部の一例を示す斜視図である。
【図２】コールドピルガーミルによる圧延方法を説明するための図で、ロールダイスの孔型を展開して示す図である。
【図３】焼戻し温度曲線の一例を示す図である。
【図４】実施例の繰り返し曲げ試験の結果を示すＳ−Ｎ曲線である。
【符号の説明】
１０ ロールダイス
１１ 孔型
１１ａ 加工部
１１ｂ 成形部
１１ｃ、１１ｄ 逃げ部
１１ｅ 孔型の底
２０ ロールスタンド
２１ ピニオンギア
２２ ラックギア
３０ マンドレル
３１ テーパ部
３２ 等径部
ａ 加工開始点
ｂ 加工終了点
ｃ 成形終了点[0001]
BACKGROUND OF THE INVENTION
The present invention relates to a cold pilger mill roll die used for cold rolling of a metal tube and a method for manufacturing the same.
[0002]
[Prior art]
As a method for manufacturing a metal tube by cold working, a cold rolling method using a cold pilger mill is known. FIG. 1 is a perspective view showing an example of a main part of a cold pilger mill, and FIG. 2 is a view for explaining a rolling method, in which a hole die of a roll die is developed and shown.
[0003]
In FIG. 1, the cold pilger mill includes a pair of upper and lower roll dies 10. The roll die 10 is formed with a hole mold 11 on its peripheral surface, and is supported on the roll stand 20 by a rotation shaft (not shown) provided at the shaft center. A pinion gear 21 having a rotation diameter (PCD) slightly smaller than the outer diameter of the roll die 10 is provided at one end of the rotation shaft in mesh with a horizontal rack gear 22.
[0004]
The roll stand 20 reciprocates in the direction of arrow A by driving a connecting rod (not shown). Along with this, the roll die 10 reciprocates in the direction of arrow a, and reciprocates in the direction of arrow b during this reciprocation.
The hole die 11 formed on the peripheral surface of the roll die 10 has a cross-sectional shape that is substantially half of an elliptical shape having the major axis side in the width direction of the hole die, and the machining start point a to the machining end point b shown in FIG. The processing portion 11a whose diameter (depth) continuously decreases toward the surface, and the forming portion 11b whose cross-sectional shape is substantially half of a perfect circle and whose diameter (depth) is equal from the processing end point b to the forming end point c. The relief part 11c provided on the bottom dead center Sb side of the molding part 11b and the relief part 11d formed on the top dead center Sa side from the processed part 11a. 2 indicates the bottom of the hole die when the hole die 11 of the roll die 10 is unfolded, and the symbols Sa and Sb indicate the top of the roll die that reciprocates (reciprocates). Points and bottom dead center are shown respectively.
[0005]
A mandrel 30 is provided between the pair of upper and lower roll dies 10, 10. The mandrel 30 includes a tapered portion 31 having an outer diameter that decreases toward the tip, and an equal-diameter portion 32 that is formed on the smaller diameter side of the tapered portion 31, and the tapered portion 31 and the equal-diameter portion 32 are connected to the hole mold 11. These are disposed so as to oppose the moving regions of the processed portion 11a and the forming portion 11b.
[0006]
When rolling the pipe P with the pilger mill configured as described above, the roll stand 20 is reciprocated to move the pipe P in the area of the relief part 11d of the hole mold 11 or the area of the relief part 11d and the relief part 11c. A predetermined length is fed from the left side of FIG. 2 along the mandrel 30 and rotated around the tube axis by a predetermined angle. By this operation, the pipe P is reduced in diameter between the processed portion 11a of the hole mold 11 provided in the roll die 10 and the tapered portion 31 of the mandrel 30 from the tip, and thereafter the hole mold 11 is formed. It is formed by the part 11 b and the equal diameter part 32 of the mandrel 30. During rolling, lubricating oil is used for lubrication between the pipe P and the roll die 10 and the mandrel 30.
[0007]
Note that the rolling of the pipe by the pilger mill is performed at a high workability in which the area reduction rate Y defined by the following formula (1) is 75% or more.
[0008]
_{Y = ((X 0 -X 1} ) / X 0) × 100 ·· ▲ 1 ▼ formula However, X _0: cross-sectional area of the unprocessed tube X _1: cross-sectional area of the tube after machining such cold pilger The roll die used in the mill is required to have the following properties from the viewpoint of its life.
(1) As described above, the hole-shaped processed portion provided in the wear resistance and seizure-resistant roll die has a cross-sectional shape that is approximately half of the substantially elliptical shape in which the major axis side is the width direction of the hole shape. The diameter (depth) continuously changes in the circumferential direction of the roll die. When the roll dies whose diameter (depth) of the hole mold changes in this way are rotated by a pinion gear having a fixed rotation diameter and the tube is rolled, the peripheral speed of the bottom of the hole mold at each circumferential position of the roll die is increased. Different. Also, the peripheral speed at each position on the surface of the hole mold is different in one cross section of the hole mold. For this reason, in most of the hole mold, there is a possibility that slip occurs between the rolled pipe and the portion where the slip occurs is worn. Therefore, wear resistance for preventing wear due to slip is required.
[0009]
The degree of slip varies depending on the position of the hole mold. When wear occurs, the amount of wear varies depending on the degree of slip, so wear resistance is also required from the viewpoint of dimensional management of the hole mold. Further, since seizure may occur due to wear, seizure resistance is also required.
(2) Hardness In the rolling of a tube by a pilger mill, the workability (area reduction) is extremely high. Therefore, the tube being rolled is work-hardened, and a high surface pressure is generated in the hole mold for rolling the work-hardened tube. Appropriate hardness is required to withstand this high surface pressure.
(3) The tube rolling by the toughness pilger mill is intermittent rolling by the reciprocating movement and reciprocating rotation of the roll die as described above. Therefore, impact force is applied to the roll die. In particular, when the reciprocating speed of the roll stand is increased in order to increase the rolling efficiency, the impact force applied to the roll die increases accordingly. Toughness is required to withstand this large impact force.
[0010]
In addition, when the feed amount of the pipe fed each time the roll die is stopped becomes larger than the set amount, or when the mandrel is folded during rolling and the folded part is fed in the rolling direction together with the feed of the pipe, An impact load is applied to the roll die, and the roll die may break from the bottom of the hole mold. Toughness is also required to withstand such shock loads.
(4) In the rolling of a pipe by a corrosion-resistant pilger mill, a chlorine-based extreme pressure additive (for example, chlorinated paraffin) and mineral oil are mainly used for lubrication between a tool (roll die, mandrel) and the pipe. Lubricating oil may be used. In this lubricating oil, most of the chloride ions generated by the extreme pressure reaction become iron chloride, preventing seizure between the tool and the tube. However, free chlorine ions are contained in the lubricating oil. Since chlorine ions contained in this lubricating oil come into contact with the roll die, the roll die is corroded and the fatigue life is reduced. Therefore, when using the above-mentioned lubricant, corrosion resistance against chlorine ions is required.
[0011]
Conventionally, as a cold pilger mill roll die requiring many properties, conventionally, a bearing steel specified in SUJ5 of JIS G 4805 and an alloy for cold mold specified in SKD11 of JIS G4404 are used. Although tool steel was used, none of them satisfied all the above requirements.
[0012]
Roll dies having a longer life than these conventional roll dies are disclosed in Japanese Patent Laid-Open Nos. 4-172113 and 10-85806.
[0013]
The roll die disclosed in Japanese Patent Laid-Open No. 4-172113 is based on an alloy tool steel whose chemical composition is defined by SKD11 of JIS G4404, has a hardness of 52 HRC to 56 HRC, and has a metal flow in the roll axis direction. .
[0014]
This roll die improves the toughness by reducing the hardness of the alloy tool steel, which is usually used at a hardness of 60 HRC or higher, to 52 HRC to 56 HRC, and improves crack resistance and wear resistance. However, since it is a high C-high Cr steel, enormous carbides are inevitably generated, and an improvement in toughness corresponding to a decrease in hardness cannot be obtained.
[0015]
The roll die disclosed in Japanese Patent Laid-Open No. 10-85806 is a roll die that prevents cracking by nitriding the hole mold surface and generating compressive residual stress at the bottom of the hole mold.
[0016]
However, this roll die increases the hardness of the surface of the nitrided hole mold, but on the other hand, the toughness is extremely lowered and the crack sensitivity becomes high, and the crack is easily cracked from the hole mold surface, and the crack progress is remarkable. .
[0017]
As described above, the roll dies disclosed in the above publication are not particularly tough and do not satisfy all of the above requirements. Recently, pipes made of difficult-to-process materials (for example, duplex stainless steel, nickel-base alloy) are subject to rolling, and high-speed rolling with high workability is required. It is desired.
[0018]
[Problems to be solved by the invention]
An object of the present invention is to provide a cold pilger mill roll die having a good balance between hardness and toughness and excellent in wear resistance and corrosion resistance, and a method for manufacturing the same.
[0019]
[Means for Solving the Problems]
The gist of the present invention resides in the following (1) cold pilger mill roll dies and (2) the manufacturing method thereof.
(1) By mass%, C: 0.2-0.6%, Cr: 3-9%, Mo: 0.5-3%, P: 0.02% or less, S: 0.005% or less Including steel obtained by secondary melting using a cast material as an electrode, having a hardness of 52 HRC to 60 HRC, a Charpy impact value at room temperature of 5 J / cm ² or more, and having a metal flow in the roll axis direction. A cold pilger mill roll die.
(2) A method of manufacturing a cold pilger mill roll die including the following steps (A) to (F).
(A) In mass%, C: 0.2-0.6%, Cr: 3-9%, Mo: 0.5-3%, P: 0.02% or less, S: 0.005% or less The cast material made of steel containing the electrode is used as an electrode to produce a slab by secondary melting. (B) A slab heated to 1100 ° C. or higher is forged or rolled to produce a cylindrical body having a metal flow in the axial direction ( C) The cylinder is annealed at 800-880 ° C. for 3 hours or more and then cooled in the furnace. (D) The cylinder is cut in a direction perpendicular to its axis to obtain a disk material. (E) Disk material (F) A roll material is formed by forming a hole mold in the outer peripheral surface and forming a hole material on the outer peripheral surface (F) The roll material is quenched from 1000 to 1100 ° C. and tempered at 500 to 600 ° C. ]
DETAILED DESCRIPTION OF THE INVENTION
The roll dies of the cold pilger mill of the present invention will be described in the order of chemical composition, hardness, Charpy impact value, and metal flow. In addition,% showing content of a chemical composition is all the mass%.
<Chemical composition>
C:
C increases the hardness of the martensite structure and forms carbides of Cr and Mo to improve wear resistance. For that purpose, 0.2% or more is necessary. On the other hand, if it exceeds 0.6%, the precipitation of giant carbides of Cr and Mo becomes remarkable during solidification after dissolution, and the toughness decreases. Therefore, the C content is 0.2 to 0.6%. In addition, a preferable range is 0.3 to 0.5%.
Cr:
Cr is solid-dissolved in the substrate at the time of quenching to enhance the hardenability. In addition, Cr carbide is formed to improve wear resistance. For that purpose, 3% or more is necessary. However, if it exceeds 9%, giant carbides are likely to precipitate during solidification after dissolution, and the toughness decreases. Therefore, the Cr content is 3 to 9%. In addition, a preferable range is 4 to 6%.
Mo:
Mo dissolves in the substrate at the time of quenching, forms carbides, improves wear resistance, and further increases heat resistance. In order to exhibit these effects, 0.5% or more is necessary. However, if it exceeds 3%, not only the effect is saturated but also hot workability is lowered. Therefore, the Mo content is set to 0.5 to 3%. In addition, when a lubricating oil containing a large amount of chlorine as an extreme pressure additive is used in pilger mill rolling, chlorine ions are generated by an extreme pressure reaction during rolling. Most of the chlorine ions become iron chloride to prevent seizure of the contact portion between the roll die and the rolled tube, but a part is mixed in the lubricating oil. Since the roll die is always in contact with the lubricating oil mixed with chlorine ions during rolling, there is a possibility that the fatigue life is reduced by the chloride ions and the corrosion wear is advanced. Mo prevents the deterioration of fatigue life and the progress of corrosion wear due to the chlorine ions. In order to obtain this effect, the lower limit of Mo is preferably set to 1%.
P:
P is an element contained as an impurity and reduces toughness and hot workability. It also promotes temper embrittlement. Therefore, the upper limit of the content is 0.02%. A preferable upper limit is 0.01%.
S:
S is an element contained as an impurity, and exists as a sulfide, and, like P, reduces toughness and hot workability. Therefore, the upper limit of the content is 0.005%. A preferable upper limit is 0.003%.
The chemical composition of the roll die of the present invention is composed of steel containing the above elements, but may further contain the following alloy elements depending on the purpose of use.
Ni:
Ni is dissolved in the substrate to improve toughness. In order to obtain this effect, 0.1% or more is necessary. However, even if it exceeds 2%, the effect is saturated. Therefore, when it contains, it is set to 0.1 to 2%.
Nb:
Nb prevents austenite grains from coarsening and improves strength and toughness. For that purpose, 0.1% or more is necessary. However, when it exceeds 2%, hot workability is lowered. Therefore, when making it contain, it is 0.1 to 2%.
V:
V prevents austenite grains from coarsening and forms fine carbides to improve wear resistance and hardenability. In order to obtain this effect, 0.1% or more is necessary. However, if it exceeds 2%, the workability deteriorates. Therefore, when it contains, it is set to 0.1 to 2%.
W:
W improves heat resistance and forms carbides to improve wear resistance. For that purpose, 0.1% or more is necessary. However, if it exceeds 3%, the hot workability deteriorates. Therefore, when it contains, it is set to 0.1 to 3%.
Si:
Si is effective as a deoxidizer for steel. When Si is used as a deoxidizing agent, it is easily deformed even if it is present in steel as inclusions, compared to the case where Al is used. For this reason, since the influence with respect to a crack can be made small in the roll die of this invention which controls the direction of a metal flow and improves crack resistance, deoxidation by Si is suitable. Si also has the effect of increasing the hardness after high-temperature tempering. When added as a deoxidizer, it may be contained in the steel at an unavoidable level, but it is not necessarily left. When it is contained for the purpose of increasing the hardness after high-temperature tempering, if it is contained in a large amount, hot workability and toughness are lowered. The preferable range in the case of containing is 0.01 to 2.0%. Furthermore, in order to make deoxidation more complete and prevent a decrease in toughness due to oxygen, the lower limit is preferably made 0.1%.
Mn:
Mn is effective as a deoxidizer and desulfurizer for steel. It also has the effect of improving hardenability. When added as a deoxidizing agent and a desulfurizing agent, it may be contained in steel at an unavoidable level, but it is not necessarily required to remain. When it is added for the purpose of improving hardenability, if it is contained in a large amount, the workability is lowered. The preferable range in the case of containing is 0.01 to 1.0%.
<Hardness>
In the roll die of the present invention, the hardness measured on the C scale of the Rockwell hardness test specified in JIS Z 2245 is 52HRC to 60HRC. If the hardness is less than 52 HRC, the wear resistance is inferior. On the other hand, if it exceeds 60 HRC, the toughness is insufficient and cracks occur, and in either case, the life is short.
[0021]
In the roll die of the Pilger mill, as described above, slip occurs between the hole mold and the rolled tube. Typical wear caused by this slip includes pitting wear and peeling wear.
[0022]
These abrasions are rolled into an elliptical shape by one reciprocation of the roll stand, and then, when a tube to which axial feed and rotation around the shaft are applied is rolled by one reciprocation of the next roll stand. This occurs because the long diameter portion of the first contact the hole mold first, and this contact portion has a high surface pressure.
[0023]
In order to prevent such abrasion, the hardness of the hole-type surface layer portion may be set to 52 HRC or more by, for example, surface quenching. However, even if the hardness of only the surface layer portion of the hole type is increased, if the surface layer portion of the hole type is worn due to long-term use, the internal hardness is drastically decreased and the life is shortened. Therefore, in the roll die of the present invention, the lower limit of the hardness is 52 HRC.
[0024]
Further, in rolling by a pilger mill, wrinkles called pipe end marks may occur on the surface of the hole die of the roll die. This tube end mark is generated on the surface of the hole die by the corner of the tube end when the corner of the rolled tube is in contact with the hole mold, and the surface properties and dimensional accuracy of the rolled tube are reduced. Invite. In order to prevent the tube end mark from being generated, a hardness of 52 HRC or more is required.
[0025]
Rolling by the pilger mill is intermittent rolling in which the roll die repeats reciprocating movement (reciprocating rotation) and stopping as described above. For that purpose, moderate toughness is required for the roll die. Furthermore, when the feed amount of the pipe fed each time the roll die is stopped becomes larger than the set amount, or when the mandrel is folded during rolling and the folded part is fed in the rolling direction together with the feed of the pipe, An impact load is applied to the roll die, and the roll die may break from the bottom of the hole mold. Appropriate toughness is required to prevent such cracks. If the upper limit of hardness is 60 HRC, the required toughness is almost satisfied.
<Charpy impact value>
The Charpy impact value was measured at room temperature by a metal material impact test method specified in JIS Z 2242 using a U-notch test piece (notch depth 2 mm) specified in JIS Z 2202, and the obtained absorbed energy was The value is divided by the cross-sectional area of the notch bottom of the test piece, and this value is 5 J / cm ² or more.
[0026]
The toughness required for the roll die depends on the Charpy impact value as well as the hardness described above. When the upper limit of hardness is 60 HRC and the Charpy impact value is 5 J / cm ² or more, toughness can be improved and cracking of the roll die can be prevented.
<Direction of metal flow>
The direction of the metal flow of the roll die is the axial direction. This is to prevent the roll die from cracking from the bottom of the hole mold. When the non-metallic inclusions and giant carbides are not present at all in the alloy tool steel constituting the roll die, it is not necessary to regulate the direction of metal flow.
[0027]
However, the target alloy tool steel usually has non-metallic inclusions and large carbides to some extent. Roll dies are subjected to processing such as rolling and forging during the production thereof, and the inclusions and giant carbides are extended in the direction in which the material is extended (hereinafter referred to as the direction of metal flow). It is. If the non-metallic inclusions and giant carbides extending in the direction of the metal flow are present in the state of extending in the radial direction of the roll die at or immediately below the surface of the roll die, the width of the hole mold during rolling There is a risk that the roll die will break due to the tensile force in the direction.
[0028]
In the roll die of the present invention, the metal flow direction is set to the roll axis direction so that the extending direction is a direction perpendicular to the radial direction of the roll die even if there are slight inclusions and giant carbides.
[0029]
Below, the manufacturing method of the roll die of the pilger mill of this invention is demonstrated.
[0030]
First, melting and refining is performed by a conventional method, and a columnar cast material made of alloy tool steel having the above-described chemical composition is manufactured by an ingot method or a continuous casting method.
[0031]
This cast material is secondarily melted as an electrode to produce a columnar cast piece. In general, secondary melting is carried out mainly for the purpose of separating and removing inclusions in the steel to obtain a clean steel and to reduce segregation. However, in the present invention, in addition to these, the toughness is adversely affected. This is done to reduce or eliminate giant carbides.
[0032]
That is, since the casting material before secondary melting takes a long time to solidify during casting, huge carbides are generated during the solidification process. In secondary melting and refining, a casting material in which huge carbides are generated is used as an electrode, and this electrode is partially melted from the end, so that a micropool is sequentially formed in the mold, and then solidified from the bottom by cooling. proceed.
[0033]
In the micropool, the components of the molten metal are made uniform, and solidification by subsequent cooling produces a more stable and fine MC type secondary carbide than the carbide produced in the cast material before secondary melting. Since it is cooled rapidly during solidification, coarsening of the MC type secondary carbide is prevented. Therefore, it is possible to obtain a cast slab with extremely little giant carbide.
[0034]
There are various secondary melting methods depending on the combination of the melting atmosphere (in vacuum, air, and inert gas) and the heating method (arc, molten slag, electron beam, plasma arc). In the present invention, any method can be used as long as the micropool in which the cast material is locally dissolved can be laminated and solidified by increasing the solidification rate. Examples of such a method include a vacuum arc remelting method (VAR), an electroslag remelting method (ESR), and an electron beam remelting method (EBR).
[0035]
In addition, there is a method of subjecting the cast material to diffusion heat treatment in order to turn the giant carbide into a fine MC type carbide. However, in this method, the time required for the treatment becomes longer and a part of the giant carbide is MC type. May remain undecomposed into carbides.
[0036]
Subsequently, the columnar slab is heated to 1100 ° C. or higher and then forged or rolled. The reason for setting the heating temperature to 1100 ° C. or higher is to facilitate the deformation of the slab by forging or rolling and to decompose the huge carbides remaining in the slab into fine MC-type carbides.
[0037]
Forging or rolling is not reduced in the axial direction of the columnar slab, but is reduced from a direction perpendicular to the axial direction of the columnar slab, and the columnar slab is extended in the longitudinal direction to form a cylindrical body. In the cylindrical body manufactured in this way, the direction of the metal flow is the axial direction of the cylindrical body.
[0038]
In the slab after secondary melting and refining, solidification segregation accompanied by lamination solidification occurs. This solidification segregation is a slight segregation compared to the segregation existing in the cast material before secondary melting. However, when it is used under severe conditions such as a cold pilger mill roll die, the direction of the light segregation should be controlled so as not to cause cracking of the roll die.
[0039]
In addition, there may be slight inclusions and huge carbides in the slab after secondary melting and refining. As described above, these may cause cracks depending on the direction. The metal flow direction is the axial direction of the cylinder so that even if there is a slight amount of segregation, inclusions, and huge carbides, the direction of the metal flow is the axial direction of the cylinder. Is processed to match the axial direction of the roll die.
[0040]
In order to set the direction of the metal flow to the axial direction of the cylindrical body, the processing ratio represented by the ratio of the cross-sectional area after processing to the cross-sectional area before processing is preferably 4 or more.
[0041]
The cylinder is annealed at 800-880 ° C. for 3 hours or more and then cooled in a furnace. This annealing is performed in order to remove the processing distortion caused by the forging or rolling. An annealing temperature of 800 to 880 ° C. and a holding time of 3 hours or more is that the processing strain is not sufficiently removed when the annealing temperature is less than 800 ° C. or the holding time is less than 3 hours. This is because when the temperature exceeds 880 ° C., giant carbides are precipitated.
[0042]
Subsequently, this cylindrical body is cut into a predetermined length from a direction perpendicular to the axis to obtain a disk material. The length to cut is substantially equal to the axial length of the roll die.
[0043]
Next, a hole mold is formed on the outer peripheral surface of the disk material, and a through hole is formed in the axial center to form a roll material. The hole mold has, for example, the same shape as the hole mold 11 shown in FIGS. 1 and 2, and the through hole is a hole for attaching the roll die to the rotating shaft by shrink fitting. The hole mold and the through hole are formed by cutting, and the side surface and the peripheral surface are also shaped by cutting.
[0044]
Subsequently, the roll material is quenched from 1000 to 1100 ° C. and tempered at 500 to 600 ° C.
[0045]
Quenching is for obtaining a high hardness by changing the roll die structure to a martensite structure. After heating to 1000 to 1100 ° C., air cooling or oil cooling is performed. By this quenching, a hardness of approximately 52 HRC to 63 HRC is obtained. If the quenching temperature is less than 1000 ° C., sufficient hardness cannot be obtained. On the other hand, if the quenching temperature exceeds 1100 ° C., the structure becomes coarse and the toughness decreases.
[0046]
Tempering is for adjusting the hardness to 52 HRC to 60 HRC, and is heated to 500 to 600 ° C. and held for 1 hour or more, and then air-cooled. When the tempering temperature is out of the range of 500 to 600 ° C. or the holding time is less than 1 hour, the predetermined hardness cannot be obtained.
[0047]
FIG. 3 is a diagram showing an example of a tempering temperature curve of steel H described later. As can be seen from the figure, when the quenching temperature is different, the hardness after quenching (the hardness shown as being quenched in the figure) is also different. Even if the quenching temperature is the same, the hardness is different if the tempering temperature is different. This tendency varies depending on the chemical composition of the roll die. Therefore, an appropriate temperature in the range of 500 to 600 ° C. may be selected as the tempering temperature depending on the chemical composition and the quenching temperature so that a hardness of 52 HRC to 60 HRC can be obtained.
[0048]
In addition, since the range of the tempering temperature in the present invention is a temperature range near the secondary curing temperature or higher, the retained austenite is decomposed and almost disappeared, and the tensile residual stress is easily released. This tempering is preferably performed a plurality of times in order to reduce retained austenite.
[0049]
The roll die subjected to quenching and tempering is then subjected to polishing for adjusting the surface roughness of the hole mold and correcting the dimensions by distortion.
[0050]
【Example】
<Example 1>
An alloy tool steel having the chemical composition shown in Table 1 was melted in an electric furnace, and a cylindrical cast material having a diameter of 800 mm was manufactured by an ingot method. In Table 1, steel V is a tool steel specified in JIS SKD11, and steel W is a tool steel specified in the above-mentioned Japanese Patent Laid-Open No. 4-172113.
[0051]
[Table 1]

This cast material was electroslag remelted (ESR) or vacuum arc remelted (VAR) to produce a cylindrical slab having the same diameter as the cast material. Subsequently, the columnar slab is heated to 1150 ° C., and then rolled or forged to be processed from the radial direction to produce a cylinder having a diameter of 380 mm (processing ratio 4.4). After holding for a period of time, annealing was performed to cool the furnace.
[0052]
Subsequently, after cutting this cylindrical body into a disc material by cutting it to a length of 210 mm, a hole mold for rolling a pipe having an outer diameter of 64 mm to a pipe having an outer diameter of 30.6 mm is used on the outer peripheral surface, and the rotating shaft is baked. A roll material was manufactured by forming the through-holes to be bent by machining, and shaping the outer peripheral surface and the end surface by machining.
[0053]
This roll material is subjected to quenching which is heated to 1050 ° C. or 1100 ° C. and then oil-cooled, then heated to 500 to 600 ° C. and held for 6 or 12 hours and then air-cooled twice, and then the whole surface is By polishing, three roll dies each having an outer diameter of 370 mm and a length of 170 mm were manufactured. Moreover, one test material was manufactured by the same process as the above process except that the machining of the hole mold and the through hole was omitted.
[0054]
In addition, as a comparative example, three roll dies and one test material were each manufactured by a method in which any of the conditions defined by the manufacturing method of the present invention was removed. Table 2 shows the types of secondary melting, the types of rolling or forging processed from the radial direction, the quenching temperature, and the tempering temperature. In Table 2, the holding time in tempering is No. Except for 11 and 12 hours, all were 6 hours.
[0055]
[Table 2]

Test specimens were collected from the test materials produced by the above method, and subjected to a hardness test and a Charpy impact test. Moreover, the pipe | tube was rolled using the roll die manufactured by the said method, and the lifetime of the roll die was investigated. These results are also shown in Table 2.
[0056]
In the hardness test, test specimens are collected from three positions in the circumferential direction of the outer peripheral range where the hole mold is formed, and each test specimen is subjected to the Rockwell hardness test method defined in JIS Z 2245. Three points were measured by C scale (HRC). The hardness shown in Table 2 shows the average of these measured values.
[0057]
The Charpy impact test uses the above-mentioned test material in the same manner as the hardness test, and is a U-notch test piece defined in JIS Z 2202 from the vicinity of the position where the hardness test piece is collected in a range where a hole mold is formed. (Notch depth 2 mm) was taken from the axial direction of the test material, and each test piece was tested at room temperature by the metal material impact test method defined in JIS Z 2242 to determine the absorbed energy. The impact value shown in Table 2 shows an average of values obtained by dividing the absorbed energy by the cross-sectional area of the notch bottom of the test piece.
[0058]
The service life of the stainless steel tube of chemical composition specified in JIS SUS304 with an outer diameter of 64 mm and a wall thickness of 5.5 mm is rolled into a product tube with an outer diameter of 30.6 mm and a wall thickness of 2 mm before the roll is replaced. It was expressed as the total length of the rolled product tube. The rolling conditions are as follows: the rolling stroke is 991 mm, the number of strokes is 135 times per minute, the amount of feed between the strokes is 9 mm, the rotation angle around the shaft during feed is 57 degrees, and the lubricant is chlorine -17 (Yushiro Chemical Co., Ltd., trade name) containing 30% by mass.
[0059]
As can be seen from Table 2, no. 1 to No. In the inventive example No. 21, both hardness and impact value are excellent, and the lifetime is 300 Km or more. In contrast, no. In Comparative Examples 22 to 25, although the chemical composition is steel H in the range defined by the present invention, the manufacturing conditions deviate from the conditions defined by the present invention, so either one of hardness and impact value or Both of them are outside the conditions defined in the present invention, and their lifetime is extremely short.
[0060]
In addition, the chemical composition No. is out of the range defined in the present invention. 26 to No. The 36 comparative examples have a short lifetime regardless of the manufacturing method. In addition, No. 32 and no. In the comparative example of 33, the hardness and impact value satisfy the conditions specified in the present invention. However, in these comparative examples, since C or even Cr is high, cracks are generated in the hole mold part due to the effect of Cr carbide. Presumed to have occurred.
<Example 2>
An alloy tool steel having the chemical composition shown in Table 3 is melted in an electric furnace, a test piece is taken from a test material manufactured in the same manner as in Example 1, and a rotating bending fatigue test is performed by a method specified in JIS Z 2274. Went. The test piece was a No. 1 test piece (diameter of parallel part 10 mm), and was taken from the same direction as the Charpy impact test piece.
[0061]
[Table 3]

Test should be done either in air or lubricating oil used in the rolling ^- was carried out while spraying a (Cl 100 ppm) in the test piece. The resulting SN curve is shown in FIG . Further, the time strength σ (A10 ³ ) at the number of repetitions of 10 ³ was obtained, and the strength ratio (time strength in lubricating oil / time strength in air × 100 (%)) was also shown in Table 3. Show.
[0062]
According to FIG. 4 , it can be seen that as the Mo content increases, the number of repetitions increases. Further, as shown in Table 3, the strength ratio of the steel Ha having a Mo content less than the range of the present invention is 64%, whereas the steel H within the range defined by the present invention is the Mo content. The strength ratio of steel Hb and steel Hc is a good result of 75% or more.
[0063]
【The invention's effect】
The roll die of the present invention has a good balance between hardness and toughness and is excellent in corrosion resistance, and therefore has a very long life. Moreover, according to the manufacturing method of the roll die of this invention, the said roll die can be manufactured easily.
[Brief description of the drawings]
FIG. 1 is a perspective view showing an example of a main part of a cold pilger mill.
FIG. 2 is a view for explaining a rolling method by a cold pilger mill, and is a view showing a roll die with a hole mold developed.
FIG. 3 is a diagram showing an example of a tempering temperature curve.
FIG. 4 is an SN curve showing the results of the repeated bending test of the example.
[Explanation of symbols]
DESCRIPTION OF SYMBOLS 10 Roll die 11 Hole type | mold 11a Processing part 11b Molding part 11c, 11d Relief part 11e Bottom of hole type 20 Roll stand 21 Pinion gear 22 Rack gear 30 Mandrel 31 Taper part 32 Equal diameter part a Processing start point b Processing end point c End of molding point

Claims (2)

質量％で、Ｃ：０．２〜０．６％、Ｃｒ：３〜９％、Ｍｏ：０．５〜３％、Ｐ：０．０２％以下、Ｓ：０．００５％以下を含み、鋳造材を電極とする二次溶解により得た鋼からなり、硬さが５２ＨＲＣ〜６０ＨＲＣ、かつ常温におけるシャルピー衝撃値が５Ｊ／ｃｍ²以上で、ロール軸方向のメタルフローを有することを特徴とするコールドピルガーミルのロールダイス。In mass%, C: 0.2-0.6%, Cr: 3-9%, Mo: 0.5-3%, P: 0.02% or less, S: 0.005% or less, casting A cold characterized by comprising a steel obtained by secondary melting using a material as an electrode, having a hardness of 52 HRC to 60 HRC, a Charpy impact value at room temperature of 5 J / cm ² or more, and a metal flow in the roll axis direction. Pilger mill roll dice. 下記（Ａ）から（Ｆ）の工程を含むことを特徴とするコールドピルガーミルのロールダイスの製造方法。
（Ａ）質量％で、Ｃ：０．２〜０．６％、Ｃｒ：３〜９％、Ｍｏ：０．５〜３％、Ｐ：０．０２％以下、Ｓ：０．００５％以下を含む鋼からなる鋳造材を電極として、二次溶解により鋳片を製造する
（Ｂ）１１００℃以上に加熱した鋳片に鍛造または圧延を施して軸方向にメタルフローを有する円柱体を製造する
（Ｃ）円柱体に、８００〜８８０℃で３時間以上加熱した後炉冷する焼なましを施す
（Ｄ）円柱体をその軸と直角な方向に切断して円盤材とする
（Ｅ）円盤材の軸心に貫通孔を形成するとともに、外周面に孔型を形成してロール素材とする
（Ｆ）ロール素材に、１０００〜１１００℃からの焼入れと５００〜６００℃での焼戻しを施すA method for producing a cold pilger mill roll die comprising the following steps (A) to (F):
(A) By mass%, C: 0.2 to 0.6%, Cr: 3 to 9%, Mo: 0.5 to 3%, P: 0.02% or less, S: 0.005% or less The cast material made of steel containing the electrode is used as an electrode to produce a slab by secondary melting. (B) A slab heated to 1100 ° C. or higher is forged or rolled to produce a cylindrical body having a metal flow in the axial direction ( C) The cylinder is annealed at 800 to 880 ° C. for 3 hours or more and then cooled in the furnace. (D) The cylinder is cut in a direction perpendicular to its axis to obtain a disk material. (E) Disk material A through hole is formed in the shaft center and a hole mold is formed on the outer peripheral surface to form a roll material. (F) The roll material is quenched from 1000 to 1100 ° C. and tempered at 500 to 600 ° C.

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