JPS6364487B2 - - Google Patents
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- JPS6364487B2 JPS6364487B2 JP18197182A JP18197182A JPS6364487B2 JP S6364487 B2 JPS6364487 B2 JP S6364487B2 JP 18197182 A JP18197182 A JP 18197182A JP 18197182 A JP18197182 A JP 18197182A JP S6364487 B2 JPS6364487 B2 JP S6364487B2
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Classifications
-
- C—CHEMISTRY; METALLURGY
- C21—METALLURGY OF IRON
- C21D—MODIFYING THE PHYSICAL STRUCTURE OF FERROUS METALS; GENERAL DEVICES FOR HEAT TREATMENT OF FERROUS OR NON-FERROUS METALS OR ALLOYS; MAKING METAL MALLEABLE, e.g. BY DECARBURISATION OR TEMPERING
- C21D7/00—Modifying the physical properties of iron or steel by deformation
- C21D7/02—Modifying the physical properties of iron or steel by deformation by cold working
Landscapes
- Chemical & Material Sciences (AREA)
- Engineering & Computer Science (AREA)
- Crystallography & Structural Chemistry (AREA)
- Mechanical Engineering (AREA)
- Materials Engineering (AREA)
- Metallurgy (AREA)
- Organic Chemistry (AREA)
- Heat Treatment Of Articles (AREA)
- Forging (AREA)
Description
この発明は、とくに油井管向けで重視されるコ
ラプス強度（外圧による圧潰に対する強度）にす
ぐれた鋼管の製造方法に係り、更に詳しくは管の
コラプス強度向上に寄与する管内面における周方
向引張残留応力が確保できる鋼管の加工方法に関
する。 近時、石油・天然ガス事情の逼迫から、油井・
天然ガス井は深井戸化の傾向著しく、加えて産出
ガス中に湿潤な硫化水素の含まれる事例が多くな
つてきたが、かかる傾向の中、油井管に関して
も、耐食性とコラプス強度について高度な要求が
出されている。 しかるに、一般に鋼管の耐食性とコラプス強度
とは互いに相反するものとして位置づけられる。
つまり、コラプス強度の向上には、降伏強度を高
めることが必要であるが、降伏強度の上昇には引
張強度の上昇が伴うのが通例で、この引張強度の
上昇は耐食性の劣化に直結するのである。こうし
た事情から、耐食性とコラプス強度の両立は本質
的に成り難く、例えば管素材の成分調整といつた
如き安易な手段をもつては、最近の使用条件の苛
酷化に伴う要求性能の高度化に対処することは到
底不可能である。 かかる要求の高度化に対処するには、耐食性と
は独立してコラプス強度を向上させる手法が必要
といえる。 この種の方法としては、現在次のようなものが
知られている。 鋼管に縮径加工を施す。 ストレートナ加工を省略する。 温間にてストレートナ加工を行う。 しかしながら、これら何れの方法もそれぞれ問
題を抱えている。まずは縮径加工によりコラプ
ス強度の向上に直接関与する管周方向の降伏強度
のみ限定的に上昇させるというものであるが、こ
れは鋼管の縮径手段そのものに問題がある。すな
わち、縮径手段としては周方向に多数に分割され
たセグメントを用いるものが考えられているが、
これでは管周方向でセグメントの当り方に微妙に
差ができ、このため管周方向各部の降伏強度の上
昇率がばらつき、安定で効果的なコラプス強度向
上は望み得ない。 次には、上下に配置したつづみ形ロール間を
通す通常のストレートナ加工が、鋼管内面におけ
る周方向圧縮残留応力の発生およびハウジンガー
効果による降伏強度の低下を伴い、コラプス強度
の劣化に結びつくとの見方から、ストレートナ加
工そのものを省略するというのであるが、これは
鋼管の品質維持の点から高度の製管技術が必要と
される許りでなく、とくに小径管では成品価値低
下を避けることは到底無理である。 またはストレートナ加工を温間で行うことに
より、上記鋼管の圧縮残留応力の発生および降伏
強度の低下を阻止しようというものであるが、こ
の方法で残留応力の発生を抑えるためにはかなり
高温で加工をする必要があり経済的に問題があ
る。また前記も含めて、そもそもこのように鋼
管の圧縮残留応力の発生を防ぐものは積極的な策
ではなく、それ単独では効果が薄いのは否めな
い。 このように、耐食性と独立してコラプス強度を
高める方法として従来知られるものは、その何れ
もが実用上十分とは云えない。 さて、本発明者らはかかる状況を打開すべく従
来より、鋼管のコラプス強度を高める有効策につ
いて、鋭意研究を重ねてきたが、その中で、管内
面周方向の残留応力と鋼管のコラプス強度の間に
存在する有用な関連性を見い出した。すなわち、
第１図に示す関係であつて、上記残留応力（σR）
は、圧縮側（図中負の符号を付して示す、以下圧
縮応力の表現はこれに準ずるものとする）では一
般に云われるとおりコラプス強度に弊害を与える
が、引張側になると降伏強度（σy）の0.15倍以下
の応力値のとき、むしろコラプス強度向上に寄与
するのである。この関係が、鋼管の強度レベル、
その他の条件に拘わりなく成立つ普遍的なもので
あることも確認されている。 本発明者らは、この第１図の関係に着目し、コ
ラプス強度にとつて最適な管内面周方向引張残留
応力を安定的に得る方法、とくに管の加工法につ
いて実験、検討を重ね、その結果、以下に示す本
発明を完成することに成功したものである。 すなわち本発明の要旨とするところは、鋼管の
同一断面において、管周囲の相対する両側から互
いに対向する方向の平行荷重をそれぞれ管中心角
で40〜90゜位置ずれした管外面上の２点へ負荷す
る圧縮加工を、管径の全方位について、或いは特
定の管径方位毎に行い、これを管全長に亘つて実
施することを特徴とする高コラプス強度鋼管の製
造法にある。この方法を実施すれば、管内面に所
望の周方向引張残留応力を付与することができ、
したがつて第１図に示した降伏強度の0.15倍以下
の上記引張残留応力を現出させてコラプス強度の
効果的な向上が図られる。 管の同一断面において第２図に示す形で管外周
上の４点Ｇに同時に平行荷重Ｐをかけて圧縮した
場合の管断面における応力分布は、次のように考
えることができる。 管内面上の点ｍの位置が、前記平行荷重Ｐ，Ｐ
の作用点Ｇ，Ｇ間の中央を通る管径方向の線ｙを
基準に、ここからとつた中心角αで規定されるも
のとすると、このαが０乃至前記作用点Ｇの位置
を表わす同中心角θの範囲にあるときの、ｍ点に
関するモーメントM1は、下記(1)式で与えられる。 M1／PD＝１／π｛（π−2θ）sinθ−2cosθ｝＝Ｃ＜
０ …(1) ここに、Ｄ：管の外径 Ｃ：定数 また、α＝θ〜π／２の範囲での上記モーメント M2は、次式で求められる。 M2／PD＝１／π｛（π−2θ）sinθ−2cosθ｝ ＋sinα−sinθ …(2) 上記(1)，(2)式によれば、具体的には第３図に示
す如きモーメントの分布状態を知ることができ
る。同図はθ＝π／６の場合を例示したものである が、基準線ｙの通る管内面上の点Ａでは曲げモー
メントは負の値で、したがつて当該位置で管内面
応力は引張を示し、一方Ａ点と中心角で90゜位置
ずれした点Ｂにおいては曲げモーメントは正の値
をとり管内面応力は圧縮となる。 さてこの場合、Ｂ点付近での圧縮応力（σB）の
絶対値がＡ点での引張応力（σA）に勝る、つまり
｜σB｜＞σAの条件を満たすならば、Ｂ点付近の管
内面部分を圧縮降伏させることが可能であり、し
たがつてこの圧縮降伏を管内面全周に亘つて付与
してやれば、管内面に引張方向の残留応力を発生
させることができるのである。 ここに上記｜σB｜＞σAを満たすということは、
Ｂ点付近の管内面上の点でのモーメントM2が、
下式 M2−（−M1）＞０ ……(3) を満足するということである。 第３図に掲げたθ＝π／６の例は、この(3)式を満 たすケースに他ならないが、ここで(3)式を満たす
管内面上のＢ点付近の範囲を表わす指標として、
Ｂ点を通る管径方向の線Ｘを基準にしてとつた中
心角βを導入してみると、このβは、以下のよう
に求められる。すなわち、前出(3)の式に、(1)およ
び(2)式を代入して、下記(4)式を得ることができ
る。 ２／π｛（π−2θ）sinθ−2cosθ｝ ＋sinα−sinθ＞０ sinα＞（4θ／π−１）sinθ＋４／πcosθ …(4) つまり、これは荷重Ｐの作用点を示す中心角θ
と前出(3)の関係が成立つαとの間の関係を表わし
ている。一方、(3)の条件を満たす限度のαを今仮
りにα1表わすとすると、このα1とβの間には、 β＝π／２−α1 …(5) (5)式が成立つ。この(4)，(5)両式を連立させてαを
消去すれば、θとβの関係が導かれるのである。
第４図はこの関係を図化したものであるが、同図
からβはθ20゜の範囲でのみβ＞０となること
が理解される。これは、荷重作用点Ｇをθが20゜
以上となる位置に設定すれば、必ず管内面の圧縮
降伏を得ることができることを示すものである。 したがつて本発明の方法に基いて、前記平行荷
重による圧縮加工を、管径の全方位について、或
いは特定の管径方位毎に行うことにより、管内面
を全周に亘つて圧縮降伏させ、もつて管内面周方
向に引張の残留応力を付与することができる。そ
うしてこの場合、管内面に付与する周方向引張残
留応力の大きさを、上記θおよび負荷荷重Ｐの調
整によつて所望レベルに制御し得、したがつてコ
ラプス強度にとつて最適レベルの上記引張残留応
力を得ることができるものである。 本発明の方法は、第２図に示した如き本発明に
基く荷重負荷状態をその形を維持したまま管周方
向へ移動させ、丁度当初の軸対称位置（180゜反転
位置）まで移行させることにより、管径の全方位
への圧縮加工を行う、或いは同上荷重負荷状態
を、第５図に示す管全周に亘る所定角度γおきの
管径方位D1，D2…毎に現出させるものである。
この後者におけるγは、前出第４図に示した関係
で、θによつて決まつてくるβの範囲を考慮し
て、全周余すところなく管内面の圧縮降伏が確保
される範囲に定めればよい。 本発明において、θを20゜以上（2θ：40゜以上）
とした理由は、前述の作用説明から自明である
が、このθを45゜以下（2θ：90゜以下）に限定した
のは、45゜をこえるθでは平行荷重Ｐ，Ｐを負荷
するのが実際上困難で、Ｘ線方向への応力の発生
が避け難いという、実用性を考慮した理由によ
る。 なお、本発明の方法は、第２図において互いに
対向する中心角θ，θは必ずしも同一である必要
はなく、それぞれの側のθが独立的に20゜θ
45゜の条件を満たしさえすればよいものである。 本発明の方法は、具体的には多種多様な方式に
て実施することができる。ここにその例を２，３
挙げておく。 第６図に示すようなＶブロツク様の断面形状
をもつ加工用治具２を一対、相対峙する格好で
使用する。治具２のＶ形凹部の両縁部３，３を
管１に当てて、その背後から加圧することによ
つて、管に第２図のような形で平行荷重Ｐ，Ｐ
を負荷するものである。この圧縮加工操作を管
の同一断面内で、所定角度γ1おきの管径方位
D1，D2…毎に実施する。このγ1は、第５図に
示したγであり、第４図で示される一回の加工
で圧縮降伏する管内面の範囲βから、全周に亘
る管内面の圧縮降伏が達成されるように決め
る。無論、この加工は周方向へ連続的に行つて
もよく、この場合には、第７図に示すように前
記治具２の管当接縁部にローラ４を組込んで、
前記加圧状態のまま管１に対し周方向へスムー
ズに相対移動させられるようにすることが推奨
される。云う迄もないが、加工の際回転させる
のは管、治具の何れであつてもよい。このよう
な方法では、管の全長に亘つて加工を与えるだ
けの長さを有する治具を使用するか、或いは長
さの短かい治具を用いて管の一端から他端へ単
位長ずつ順次加工を加えてゆくことで、管全長
に対する加工を遂行する。 第８図に示す如く、平行する２本１組の同軸
固定型対ロール５，５を所要数タンデムに配置
するとともに、その各段のロール軸Ｒを、ロー
ル間を通る管１と直角の面内で互いに適当な角
度ずつ傾斜させておき、この対向する対ロール
５，５間に管１を送り込み、通過させる。この
方法は、管全長並びに全周に亘る圧縮加工が、
管の軸方向への移動によつて一挙に行われると
ころに特徴があり、管の連続製造ライン向きの
高能率な方法と云えよう。ロールの設置段数お
よび各段のロール軸Ｒの傾斜角については、前
出におけるγ1と全く同様の考え方で、第４図
のβに基いて、決められる。この方法の場合、
各ロールは積極的に駆動して管１の走行に使う
のが合理的というものである。ただし、加工を
与えるという純粋な意味からは、駆動してもし
なくても特に変わりはなく、したがつて管の駆
動手段を別途設け、ロールについては管の走行
に伴つて回転させるだけとしても何ら差支えな
い。 因みに従来より管の加工法としては、管の矯正
を目的としたつづみ形ロールによる手法がある
が、この方法では、第９図に示すように管１は外
周面上の対向位置に集中荷重Ｐ，Ｐを受ける形と
なり、荷重が作用する位置の管内面上の点Ａに引
張応力が、また同時にＡ点と中心角で90゜位置ず
れした点Ｂに圧縮応力がそれぞれ発生する。とこ
ろが、この場合には、条件によらずつねにＡ点で
の引張応力が、Ｂ点の圧縮応力よりも絶対値が上
廻ることとなる。すなわち、先述の｜σB｜＞σAを
満たす力学的形態を得ることは全く不可能という
わけである。 次に本発明の実施効果について述べる。 第１表に示す化学成分を有する外径177.8mm、
肉厚18.54mm、長さ500mmの鋼管（降伏強度：66.2
Kgｆ／mm2）に対し、本発明に基く加工を施した。
ラプス強度（外圧による圧潰に対する強度）にす
ぐれた鋼管の製造方法に係り、更に詳しくは管の
コラプス強度向上に寄与する管内面における周方
向引張残留応力が確保できる鋼管の加工方法に関
する。 近時、石油・天然ガス事情の逼迫から、油井・
天然ガス井は深井戸化の傾向著しく、加えて産出
ガス中に湿潤な硫化水素の含まれる事例が多くな
つてきたが、かかる傾向の中、油井管に関して
も、耐食性とコラプス強度について高度な要求が
出されている。 しかるに、一般に鋼管の耐食性とコラプス強度
とは互いに相反するものとして位置づけられる。
つまり、コラプス強度の向上には、降伏強度を高
めることが必要であるが、降伏強度の上昇には引
張強度の上昇が伴うのが通例で、この引張強度の
上昇は耐食性の劣化に直結するのである。こうし
た事情から、耐食性とコラプス強度の両立は本質
的に成り難く、例えば管素材の成分調整といつた
如き安易な手段をもつては、最近の使用条件の苛
酷化に伴う要求性能の高度化に対処することは到
底不可能である。 かかる要求の高度化に対処するには、耐食性と
は独立してコラプス強度を向上させる手法が必要
といえる。 この種の方法としては、現在次のようなものが
知られている。 鋼管に縮径加工を施す。 ストレートナ加工を省略する。 温間にてストレートナ加工を行う。 しかしながら、これら何れの方法もそれぞれ問
題を抱えている。まずは縮径加工によりコラプ
ス強度の向上に直接関与する管周方向の降伏強度
のみ限定的に上昇させるというものであるが、こ
れは鋼管の縮径手段そのものに問題がある。すな
わち、縮径手段としては周方向に多数に分割され
たセグメントを用いるものが考えられているが、
これでは管周方向でセグメントの当り方に微妙に
差ができ、このため管周方向各部の降伏強度の上
昇率がばらつき、安定で効果的なコラプス強度向
上は望み得ない。 次には、上下に配置したつづみ形ロール間を
通す通常のストレートナ加工が、鋼管内面におけ
る周方向圧縮残留応力の発生およびハウジンガー
効果による降伏強度の低下を伴い、コラプス強度
の劣化に結びつくとの見方から、ストレートナ加
工そのものを省略するというのであるが、これは
鋼管の品質維持の点から高度の製管技術が必要と
される許りでなく、とくに小径管では成品価値低
下を避けることは到底無理である。 またはストレートナ加工を温間で行うことに
より、上記鋼管の圧縮残留応力の発生および降伏
強度の低下を阻止しようというものであるが、こ
の方法で残留応力の発生を抑えるためにはかなり
高温で加工をする必要があり経済的に問題があ
る。また前記も含めて、そもそもこのように鋼
管の圧縮残留応力の発生を防ぐものは積極的な策
ではなく、それ単独では効果が薄いのは否めな
い。 このように、耐食性と独立してコラプス強度を
高める方法として従来知られるものは、その何れ
もが実用上十分とは云えない。 さて、本発明者らはかかる状況を打開すべく従
来より、鋼管のコラプス強度を高める有効策につ
いて、鋭意研究を重ねてきたが、その中で、管内
面周方向の残留応力と鋼管のコラプス強度の間に
存在する有用な関連性を見い出した。すなわち、
第１図に示す関係であつて、上記残留応力（σR）
は、圧縮側（図中負の符号を付して示す、以下圧
縮応力の表現はこれに準ずるものとする）では一
般に云われるとおりコラプス強度に弊害を与える
が、引張側になると降伏強度（σy）の0.15倍以下
の応力値のとき、むしろコラプス強度向上に寄与
するのである。この関係が、鋼管の強度レベル、
その他の条件に拘わりなく成立つ普遍的なもので
あることも確認されている。 本発明者らは、この第１図の関係に着目し、コ
ラプス強度にとつて最適な管内面周方向引張残留
応力を安定的に得る方法、とくに管の加工法につ
いて実験、検討を重ね、その結果、以下に示す本
発明を完成することに成功したものである。 すなわち本発明の要旨とするところは、鋼管の
同一断面において、管周囲の相対する両側から互
いに対向する方向の平行荷重をそれぞれ管中心角
で40〜90゜位置ずれした管外面上の２点へ負荷す
る圧縮加工を、管径の全方位について、或いは特
定の管径方位毎に行い、これを管全長に亘つて実
施することを特徴とする高コラプス強度鋼管の製
造法にある。この方法を実施すれば、管内面に所
望の周方向引張残留応力を付与することができ、
したがつて第１図に示した降伏強度の0.15倍以下
の上記引張残留応力を現出させてコラプス強度の
効果的な向上が図られる。 管の同一断面において第２図に示す形で管外周
上の４点Ｇに同時に平行荷重Ｐをかけて圧縮した
場合の管断面における応力分布は、次のように考
えることができる。 管内面上の点ｍの位置が、前記平行荷重Ｐ，Ｐ
の作用点Ｇ，Ｇ間の中央を通る管径方向の線ｙを
基準に、ここからとつた中心角αで規定されるも
のとすると、このαが０乃至前記作用点Ｇの位置
を表わす同中心角θの範囲にあるときの、ｍ点に
関するモーメントM1は、下記(1)式で与えられる。 M1／PD＝１／π｛（π−2θ）sinθ−2cosθ｝＝Ｃ＜
０ …(1) ここに、Ｄ：管の外径 Ｃ：定数 また、α＝θ〜π／２の範囲での上記モーメント M2は、次式で求められる。 M2／PD＝１／π｛（π−2θ）sinθ−2cosθ｝ ＋sinα−sinθ …(2) 上記(1)，(2)式によれば、具体的には第３図に示
す如きモーメントの分布状態を知ることができ
る。同図はθ＝π／６の場合を例示したものである が、基準線ｙの通る管内面上の点Ａでは曲げモー
メントは負の値で、したがつて当該位置で管内面
応力は引張を示し、一方Ａ点と中心角で90゜位置
ずれした点Ｂにおいては曲げモーメントは正の値
をとり管内面応力は圧縮となる。 さてこの場合、Ｂ点付近での圧縮応力（σB）の
絶対値がＡ点での引張応力（σA）に勝る、つまり
｜σB｜＞σAの条件を満たすならば、Ｂ点付近の管
内面部分を圧縮降伏させることが可能であり、し
たがつてこの圧縮降伏を管内面全周に亘つて付与
してやれば、管内面に引張方向の残留応力を発生
させることができるのである。 ここに上記｜σB｜＞σAを満たすということは、
Ｂ点付近の管内面上の点でのモーメントM2が、
下式 M2−（−M1）＞０ ……(3) を満足するということである。 第３図に掲げたθ＝π／６の例は、この(3)式を満 たすケースに他ならないが、ここで(3)式を満たす
管内面上のＢ点付近の範囲を表わす指標として、
Ｂ点を通る管径方向の線Ｘを基準にしてとつた中
心角βを導入してみると、このβは、以下のよう
に求められる。すなわち、前出(3)の式に、(1)およ
び(2)式を代入して、下記(4)式を得ることができ
る。 ２／π｛（π−2θ）sinθ−2cosθ｝ ＋sinα−sinθ＞０ sinα＞（4θ／π−１）sinθ＋４／πcosθ …(4) つまり、これは荷重Ｐの作用点を示す中心角θ
と前出(3)の関係が成立つαとの間の関係を表わし
ている。一方、(3)の条件を満たす限度のαを今仮
りにα1表わすとすると、このα1とβの間には、 β＝π／２−α1 …(5) (5)式が成立つ。この(4)，(5)両式を連立させてαを
消去すれば、θとβの関係が導かれるのである。
第４図はこの関係を図化したものであるが、同図
からβはθ20゜の範囲でのみβ＞０となること
が理解される。これは、荷重作用点Ｇをθが20゜
以上となる位置に設定すれば、必ず管内面の圧縮
降伏を得ることができることを示すものである。 したがつて本発明の方法に基いて、前記平行荷
重による圧縮加工を、管径の全方位について、或
いは特定の管径方位毎に行うことにより、管内面
を全周に亘つて圧縮降伏させ、もつて管内面周方
向に引張の残留応力を付与することができる。そ
うしてこの場合、管内面に付与する周方向引張残
留応力の大きさを、上記θおよび負荷荷重Ｐの調
整によつて所望レベルに制御し得、したがつてコ
ラプス強度にとつて最適レベルの上記引張残留応
力を得ることができるものである。 本発明の方法は、第２図に示した如き本発明に
基く荷重負荷状態をその形を維持したまま管周方
向へ移動させ、丁度当初の軸対称位置（180゜反転
位置）まで移行させることにより、管径の全方位
への圧縮加工を行う、或いは同上荷重負荷状態
を、第５図に示す管全周に亘る所定角度γおきの
管径方位D1，D2…毎に現出させるものである。
この後者におけるγは、前出第４図に示した関係
で、θによつて決まつてくるβの範囲を考慮し
て、全周余すところなく管内面の圧縮降伏が確保
される範囲に定めればよい。 本発明において、θを20゜以上（2θ：40゜以上）
とした理由は、前述の作用説明から自明である
が、このθを45゜以下（2θ：90゜以下）に限定した
のは、45゜をこえるθでは平行荷重Ｐ，Ｐを負荷
するのが実際上困難で、Ｘ線方向への応力の発生
が避け難いという、実用性を考慮した理由によ
る。 なお、本発明の方法は、第２図において互いに
対向する中心角θ，θは必ずしも同一である必要
はなく、それぞれの側のθが独立的に20゜θ
45゜の条件を満たしさえすればよいものである。 本発明の方法は、具体的には多種多様な方式に
て実施することができる。ここにその例を２，３
挙げておく。 第６図に示すようなＶブロツク様の断面形状
をもつ加工用治具２を一対、相対峙する格好で
使用する。治具２のＶ形凹部の両縁部３，３を
管１に当てて、その背後から加圧することによ
つて、管に第２図のような形で平行荷重Ｐ，Ｐ
を負荷するものである。この圧縮加工操作を管
の同一断面内で、所定角度γ1おきの管径方位
D1，D2…毎に実施する。このγ1は、第５図に
示したγであり、第４図で示される一回の加工
で圧縮降伏する管内面の範囲βから、全周に亘
る管内面の圧縮降伏が達成されるように決め
る。無論、この加工は周方向へ連続的に行つて
もよく、この場合には、第７図に示すように前
記治具２の管当接縁部にローラ４を組込んで、
前記加圧状態のまま管１に対し周方向へスムー
ズに相対移動させられるようにすることが推奨
される。云う迄もないが、加工の際回転させる
のは管、治具の何れであつてもよい。このよう
な方法では、管の全長に亘つて加工を与えるだ
けの長さを有する治具を使用するか、或いは長
さの短かい治具を用いて管の一端から他端へ単
位長ずつ順次加工を加えてゆくことで、管全長
に対する加工を遂行する。 第８図に示す如く、平行する２本１組の同軸
固定型対ロール５，５を所要数タンデムに配置
するとともに、その各段のロール軸Ｒを、ロー
ル間を通る管１と直角の面内で互いに適当な角
度ずつ傾斜させておき、この対向する対ロール
５，５間に管１を送り込み、通過させる。この
方法は、管全長並びに全周に亘る圧縮加工が、
管の軸方向への移動によつて一挙に行われると
ころに特徴があり、管の連続製造ライン向きの
高能率な方法と云えよう。ロールの設置段数お
よび各段のロール軸Ｒの傾斜角については、前
出におけるγ1と全く同様の考え方で、第４図
のβに基いて、決められる。この方法の場合、
各ロールは積極的に駆動して管１の走行に使う
のが合理的というものである。ただし、加工を
与えるという純粋な意味からは、駆動してもし
なくても特に変わりはなく、したがつて管の駆
動手段を別途設け、ロールについては管の走行
に伴つて回転させるだけとしても何ら差支えな
い。 因みに従来より管の加工法としては、管の矯正
を目的としたつづみ形ロールによる手法がある
が、この方法では、第９図に示すように管１は外
周面上の対向位置に集中荷重Ｐ，Ｐを受ける形と
なり、荷重が作用する位置の管内面上の点Ａに引
張応力が、また同時にＡ点と中心角で90゜位置ず
れした点Ｂに圧縮応力がそれぞれ発生する。とこ
ろが、この場合には、条件によらずつねにＡ点で
の引張応力が、Ｂ点の圧縮応力よりも絶対値が上
廻ることとなる。すなわち、先述の｜σB｜＞σAを
満たす力学的形態を得ることは全く不可能という
わけである。 次に本発明の実施効果について述べる。 第１表に示す化学成分を有する外径177.8mm、
肉厚18.54mm、長さ500mmの鋼管（降伏強度：66.2
Kgｆ／mm2）に対し、本発明に基く加工を施した。
【表】
加工は、第７図に示した治具を一対第６図のよ
うに使用して、前記の方式で、管を回転させな
がら、周方向へ連続的に加工を行う方法によつ
た。使用した治具は、対象管の全長500mmを上廻
る長さをもち、したがつて上記の加工１回で、管
全長に亘る加工ができた。第２図における2θは
60゜であつた。 第１０図は、上記加工時に負荷した荷重（単位
長当りの負荷荷重値）とその加工によつて生じた
管内面周方向残留応力値とをプロツトした図であ
る。 同図から明らかなように本発明の方法では、管
内面に周方向引張残留応力を付与することがで
き、また負荷荷重Ｐの調節によつてその引張残留
応力値をコラプス強度にとつて好ましい0.15σyの
範囲（図中Ｉにて示す）に管理することができ
る。 なお比較例として、第９図にしたつづみ形ロー
ルによるストレートナ加工の場合について簡単に
述べれば、第１１図に示す如くクラツシユ量、換
言すれば負荷荷重Ｐ（第９図参照）を何れに設定
しても、管内面周方向にはつねに圧縮方向の残留
応力が生じ、引張の残留応力は得られない。 以上の説明から明らかなように本発明の方法
は、鋼管の内周面にコラプス強度向上に寄与する
周方向引張残留応力を発生させることが可能であ
るから、とくに耐食性とともに高コラプス強度が
要求される油井管の製造に適用して有効なものと
云える。
うに使用して、前記の方式で、管を回転させな
がら、周方向へ連続的に加工を行う方法によつ
た。使用した治具は、対象管の全長500mmを上廻
る長さをもち、したがつて上記の加工１回で、管
全長に亘る加工ができた。第２図における2θは
60゜であつた。 第１０図は、上記加工時に負荷した荷重（単位
長当りの負荷荷重値）とその加工によつて生じた
管内面周方向残留応力値とをプロツトした図であ
る。 同図から明らかなように本発明の方法では、管
内面に周方向引張残留応力を付与することがで
き、また負荷荷重Ｐの調節によつてその引張残留
応力値をコラプス強度にとつて好ましい0.15σyの
範囲（図中Ｉにて示す）に管理することができ
る。 なお比較例として、第９図にしたつづみ形ロー
ルによるストレートナ加工の場合について簡単に
述べれば、第１１図に示す如くクラツシユ量、換
言すれば負荷荷重Ｐ（第９図参照）を何れに設定
しても、管内面周方向にはつねに圧縮方向の残留
応力が生じ、引張の残留応力は得られない。 以上の説明から明らかなように本発明の方法
は、鋼管の内周面にコラプス強度向上に寄与する
周方向引張残留応力を発生させることが可能であ
るから、とくに耐食性とともに高コラプス強度が
要求される油井管の製造に適用して有効なものと
云える。
第１図は管内面周方向残留応力が管のコラプス
強度に及ぼす影響を示す図、第２図は本発明に基
く圧縮加工を説明する模式図、第３図は同上圧縮
加工時における管内面のモーメント分布の一例を
示すグラフ、第４図は本発明法におけるθとβの
間の関係を示す図、第５図は本発明に基く圧縮加
工を実施する要領を示す説明図、第６図は同上圧
縮加工を行う具体的手段の一例を示す正面図、第
７図は同上加工に用いる治具の好ましい一例を示
す正面図、第８図は同上圧縮加工を行う具体的手
段の他の一例を示す斜視図、第９図は従来のスト
レートナ加工時の力学的関係を説明するための
図、第１０図は本発明法を実施した場合の管内面
周方向残留応力を負荷した荷重と対応させてプロ
ツトした図、第１１図は従来のストレートナ加工
を実施した場合のクラツシユ量と加工後の管内面
周方向残留応力との関係を示している。 図中、１：管、２：加工用治具、４：ロール、
５：同軸固定型対ロール。
強度に及ぼす影響を示す図、第２図は本発明に基
く圧縮加工を説明する模式図、第３図は同上圧縮
加工時における管内面のモーメント分布の一例を
示すグラフ、第４図は本発明法におけるθとβの
間の関係を示す図、第５図は本発明に基く圧縮加
工を実施する要領を示す説明図、第６図は同上圧
縮加工を行う具体的手段の一例を示す正面図、第
７図は同上加工に用いる治具の好ましい一例を示
す正面図、第８図は同上圧縮加工を行う具体的手
段の他の一例を示す斜視図、第９図は従来のスト
レートナ加工時の力学的関係を説明するための
図、第１０図は本発明法を実施した場合の管内面
周方向残留応力を負荷した荷重と対応させてプロ
ツトした図、第１１図は従来のストレートナ加工
を実施した場合のクラツシユ量と加工後の管内面
周方向残留応力との関係を示している。 図中、１：管、２：加工用治具、４：ロール、
５：同軸固定型対ロール。
Claims (1)
- １ 鋼管の同一断面において、管周囲の相対する
両側から互いに対向する方向の平行荷重をそれぞ
れ管中心角で40〜90゜位置ずれした管外面上の２
点へ負荷する圧縮加工を、管径の全方位につい
て、或いは特定の管径方位毎に行い、これを管全
長に亘つて実施することを特徴とする高コラプス
強度鋼管の製造法。
Priority Applications (1)
| Application Number | Priority Date | Filing Date | Title |
|---|---|---|---|
| JP18197182A JPS5970717A (ja) | 1982-10-15 | 1982-10-15 | 高コラプス強度鋼管の製造法 |
Applications Claiming Priority (1)
| Application Number | Priority Date | Filing Date | Title |
|---|---|---|---|
| JP18197182A JPS5970717A (ja) | 1982-10-15 | 1982-10-15 | 高コラプス強度鋼管の製造法 |
Publications (2)
| Publication Number | Publication Date |
|---|---|
| JPS5970717A JPS5970717A (ja) | 1984-04-21 |
| JPS6364487B2 true JPS6364487B2 (ja) | 1988-12-12 |
Family
ID=16110062
Family Applications (1)
| Application Number | Title | Priority Date | Filing Date |
|---|---|---|---|
| JP18197182A Granted JPS5970717A (ja) | 1982-10-15 | 1982-10-15 | 高コラプス強度鋼管の製造法 |
Country Status (1)
| Country | Link |
|---|---|
| JP (1) | JPS5970717A (ja) |
Families Citing this family (2)
| Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
|---|---|---|---|---|
| EP3583234A1 (en) * | 2017-02-14 | 2019-12-25 | United States Steel Corporation | Compressive forming processes for enhancing collapse resistance in metallic tubular products |
| RU2750225C1 (ru) * | 2020-08-19 | 2021-06-24 | федеральное государственное бюджетное образовательное учреждение высшего образования "Тольяттинский государственный университет" | Устройство для холодной правки заготовки вала |
-
1982
- 1982-10-15 JP JP18197182A patent/JPS5970717A/ja active Granted
Also Published As
| Publication number | Publication date |
|---|---|
| JPS5970717A (ja) | 1984-04-21 |
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