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EP-4324941-B1 - METHOD FOR PRODUCING A TUBULAR SEMI-FINISHED PRODUCT

EP4324941B1EP 4324941 B1EP4324941 B1EP 4324941B1EP-4324941-B1

Inventors

  • Runschke, Anton
  • HALFPAP, CHRISTOPHER
  • SASSE, DANIEL
  • BRABANDER, HELWIG
  • Mehren, Bernd

Dates

Publication Date
20260506
Application Date
20220819

Claims (15)

  1. A method for producing a seamless and hot-rolled tubular semi-finished product by means of the following steps: a) manufacturing a billet from a steel alloy, the composition of which consists, in weight percent, of C 0.04 - 0.48 Si max. 0.60 Mn 1.10 - 2.90 S 0.10 - 0.40 Al 0.002 - 0.060 Ca 0.0001 - 0.02 O max. 80 ppm and optionally V max. 0.5 N max. 0.15 Pb max. 0.1 P max. 0.1 B max. 0.01 N+P max. 0.2 Bi max. 0.1 Te max. 0.07 Se max. 0.2 Ni max. 2 Cu max. 0.8 Nb max. 0.3 Ti max. 0.5 residual iron as well as melt-related impurities and accompanying elements, wherein the ratio of Mn to S is 3.3:1 to 30:1 in wt.%; b) separating the billet into blocks; c) forming the block into a hollow block at a temperature of at least 1,000 °C by punching using a punch press and subsequent elongation, reducing the wall thickness and outer diameter by means of skew rolling, or by simultaneously punching and elongating the block using a skew rolling process with the use of an internal mandrel; d) lengthening of the hollow block in the warm state at a temperature of at least 750 °C; e) final rolling without an inner mandrel and at a temperature of 850 °C to 1200 °C for adjusting the final geometry of a tubular semi-finished product, wherein the final rolling is carried out after an optional intermediate heating step and wherein a final temperature after rolling is in the range of 740 °C to 1150 °C.
  2. The method according to claim 1, characterized in that the lengthening of the hollow block in the warm state is carried out according to one or more of the following methods: push bench method, pipe continuous method, multi-stand pipe mill method or another linear rolling process with driven rolls and internal tooling, plug rolling method, method using a wood chip mill, die shear mill or planetary skew mill.
  3. The method according to claim 1 or 2, characterized in that immediately after lengthening the hollow block in the warm state, the temperature is in a range of 900-1130 °C.
  4. The method according to any one of claims 1 to 3, wherein a lubricant is applied to the surface of the tubular semi-finished product and the outer diameter of one end of the tubular semi-finished product is reduced, either cold or by preheating to a temperature of preferably at least 800 °C, to a diameter smaller than the inner diameter of a drawing die, and in a subsequent step, the tubular semi-finished product is reduced in diameter, whereby the tubular semi-finished product with the end, reduced in diameter, is inserted into, gripped and subsequently drawn through the drawing die with or without an internal tool.
  5. The method according to any one of claims 1 to 4, characterized in that the drawing is repeated one or more times with one or more drawing dies of decreasing diameter.
  6. The method according to any one of claims 1 to 5, characterized in that the hot-rolled and optionally cold-drawn, tubular semi-finished product is formed by at least one subsequent cold or semi-warm forming process.
  7. The method according to any one of claims 1 to 6, characterized in that it comprises a machining manufacturing step with a geometrically defined cutting edge.
  8. The method according to any one of claims 1 to 7, characterized in that the following steel alloy is used to manufacture the billet: C 0.14 - 0.22 Si max. 0.60 Mn 1.10 - 2.90 S 0.10 - 0.14 Al 0.002 - 0.060 Ca 0.0001 - 0.02 O max. 80 ppm V max. 0.5 P max. 0.1 Pb max. 0.1 N max. 0.15 N+P max. 0.2 Bi max. 0.1 Te max. 0.07 Se max. 0.2 Ni max. 2 Cu max. 0.8 Nb max. 0.3 Ti max. 0.5 and optionally B max. 0.01 residual iron as well as melt-related impurities and accompanying elements, wherein the ratio Mn to S is 7.9:1 to 29:1 in wt.%, wherein the tubular semi-finished product is adjusted to the following mechanical properties: yield strength Re min. 250 MPa tensile strength Rm min. 420 MPa elongation at break A5 min. 9 % wherein optionally the Charpy-V longitudinal impact energy KV is 24 J at 20 °C for wall thickness up to 12 mm Charpy-V longitudinal impact energy KV is 16 J at 20 °C for wall thickness above 12 mm, wherein the mechanical properties Re, Rm, A5 are determined according to European Standard EN 10002-1 and the Charpy-V longitudinal impact energy KV is determined using the method according to European Standard EN 10045-1.
  9. The method according to any one of claims 1 to 7, characterized in that the following steel alloy is used to manufacture the billet: C 0.14 - 0.22 Si max. 0.60 Mn 1.10 - 2.90 S 0.14 - 0.27 Al 0.002 - 0.060 Ca 0.0001 - 0.02 O max. 80 ppm V max. 0.5 P max. 0.1 Pb max. 0.1 N max. 0.15 N+P max. 0.2 Bi max. 0.1 Te max. 0.07 Se max. 0.2 Ni max. 2 Cu max. 0.8 Nb max. 0.3 Ti max. 0.5 and optionally B max. 0.01 residual iron as well as melt-related impurities and accompanying elements, wherein the ratio Mn to S is 4.1:1 to 20.7:1 in wt.%, wherein the tubular semi-finished product is adjusted to the following mechanical properties: yield strength Re min. 250 MPa tensile strength Rm min. 420 MPa elongation at break A5 min. 9 %, wherein optionally the Charpy-V longitudinal impact energy KV is 24 J at 20 °C for wall thickness up to 12 mm Charpy-V longitudinal impact energy KV is 16 J at 20 °C for wall thickness above 12 mm, wherein the mechanical properties Re, Rm, A5 are determined according to European Standard EN 10002-1 and the Charpy-V longitudinal impact energy KV is determined using the method according to European Standard EN 10045-1.
  10. The method according to any one of claims 1 to 7, characterized in that the following steel alloy is used to manufacture the billet: C 0.31 - 0.48 Si max. 0.60 Mn 1.10 - 2.90 S 0.10 - 0.14 Al 0.002 - 0.060 Ca 0.0001 - 0.02 O max. 80 ppm V max. 0.5P max. 0.1 Pb max. 0.1 N max. 0.15 N+P max. 0.2 Bi max. 0.1 Te max. 0.07 Se max. 0.2 Ni max. 2 Cu max. 0.8 Nb max. 0.3 Ti max. 0.5 and optionally B max. 0.01 residual iron as well as melt-related impurities and accompanying elements, wherein the ratio Mn to S is 8.5:1 to 29:1 in wt.%, wherein the tubular semi-finished product is adjusted to the following mechanical properties: yield strength Re min. 350 MPa tensile strength Rm min. 480 MPa elongation at break A5 min. 7 %, wherein optionally the Charpy-V longitudinal impact energy KV is 9 J at 20 °C for wall thickness up to 12 mm Charpy-V longitudinal impact energy KV is 7 J at 20 °C for wall thickness above 12 mm, wherein the mechanical properties Re, Rm, A5 are determined according to European Standard EN 10002-1 and the Charpy-V longitudinal impact energy KV is determined using the method according to European Standard EN 10045-1.
  11. The method according to any one of claims 1 to 7, characterized in that the following steel alloy is used to manufacture the billet: C 0.14 - 0.22 Si max. 0.60 Mn 1.10 - 1.80 S 0.27 - 0.40 Al 0.002 - 0.060 Ca 0.0001 - 0.02 O max. 80 ppm V max. 0.5 P max. 0.1 Pb max. 0.1 N B N+P Bi Te Se Ni Cu Nb Ti max. 0.15 max. 0.01 max. 0.2 max. 0.1 max. 0.07 max. 0.2 max. 2 max. 0.8 max. 0.3 max. 0.5 and optionally B max. 0.01 residual iron as well as melt-related impurities and accompanying elements, wherein the ratio Mn to S is 3.3:1 to 6.7:1 in wt.%, wherein the tubular semi-finished product is adjusted to the following mechanical properties: yield strength Re min. 345 MPa tensile strength Rm min. 490 MPa elongation at break A5 min. 20 %, wherein optionally the Charpy-V longitudinal impact energy KV is 24 J at 20 °C for wall thickness up to 12 mm Charpy-V longitudinal impact energy KV is 16 J at 20 °C for wall thickness above 12 mm, wherein the mechanical properties Re, Rm, A5 are determined according to European Standard EN 10002-1 and the Charpy-V longitudinal impact energy KV is determined using the method according to European Standard EN 10045-1.
  12. The method according to any one of claims 1 to 7, characterized in that the following steel alloy is used to manufacture the billet: C 0.14 - 0.22 Si 0.20 - 0.60 Mn 1.10 - 1.70 S 0.10 - 0.14 Al 0.002 - 0.060 Ca 0.0001 - 0.02 O max. 80 ppm V max. 0.5 P max. 0.1 Pb max. 0.1 N max. 0.15 N+P max. 0.2 Bi max. 0.1 Te max. 0.07 Se max. 0.2 Ni max. 2 Cu max. 0.8 Nb max. 0.3 Ti max. 0.5 and optionally B max. 0.01 residual iron as well as melt-related impurities and accompanying elements, wherein the ratio Mn to S is 7.9:1 to 17:1 in wt.%, wherein the tubular semi-finished product is adjusted to the following mechanical properties: yield strength Re min. 345 MPa tensile strength Rm min. 490 MPa elongation at break A5 min. 20 %, wherein optionally the Charpy-V longitudinal impact energy KV is 24 J at 20 °C for wall thickness up to 12 mm Charpy-V longitudinal impact energy KV is 16 J at 20 °C for wall thickness above 12 mm, wherein the mechanical properties Re, Rm, A5 are determined according to European Standard EN 10002-1 and the Charpy-V longitudinal impact energy KV is determined using the method according to European Standard EN 10045-1.
  13. The method according to any one of claims 1 to 7, characterized in that the following steel alloy is used to manufacture the billet: C 0.16 - 0.23 Si 0.20 - 0.60 Mn 1.10 - 1.70 S 0.10 - 0.14 Al 0.002 - 0.060 Ca 0.0001 - 0.02 O max. 80 ppm V 0.06 - 0.17 P max. 0.1 Pb max. 0.1 N max. 0.15 N+P max. 0.2 Bi max. 0.1 Te max. 0.07 Se max. 0.2 Ni max. 2 Cu max. 0.8 Nb max. 0.3 Ti max. 0.5 and optionally B max. 0.01 residual iron as well as melt-related impurities and accompanying elements, wherein the ratio Mn to S is 7.9:1 to 17:1 in wt.%, wherein the tubular semi-finished product is adjusted to the following mechanical properties: yield strength Re min. 430 MPa tensile strength Rm min. 600 MPa elongation at break A5 min. 17%, wherein optionally the Charpy-V longitudinal impact energy KV is 25 J at 20 °C for wall thickness up to 12 mm Charpy-V longitudinal impact energy KV is 17 J at 20 °C for wall thickness above 12 mm, wherein the mechanical properties Re, Rm, A5 are determined according to European Standard EN 10002-1 and the Charpy-V longitudinal impact energy KV is determined using the method according to European Standard EN 10045-1.
  14. The method according to any one of claims 1 to 7, characterized in that the following steel alloy is used to manufacture the billet: C 0.04 - 0.14 Si max. 0.45 Mn 1.10 - 1.60 S 0.26 - 0.34 Al 0.002 - 0.060 Ca 0.0001 - 0.02 O max. 80 ppm V max. 0.5 P max. 0.1 Pb max. 0.1 N max. 0.15 N+P max. 0.2 Bi max. 0.1 Te max. 0.07 Se max. 0.2 Ni max. 2 Cu max. 0.8 Nb max. 0.3 Ti max. 0.5 and optionally B max. 0.01 residual iron as well as melt-related impurities and accompanying elements, wherein the ratio Mn to S is 3.3:1 to 6.2:1 in wt.%, wherein the tubular semi-finished product is adjusted to the following mechanical properties: yield strength Re min. 215 MPa tensile strength Rm min. 350 MPa elongation at break A5 min. 9 % wherein optionally the Charpy-V longitudinal impact energy KV is 24 J at 20 °C for wall thickness up to 12 mm Charpy-V longitudinal impact energy KV is 16 J at 20 °C for wall thickness above 12 mm, wherein the mechanical properties Re, Rm, A5 are determined according to European Standard EN 10002-1 and the Charpy-V longitudinal impact energy KV is determined using the method according to European Standard EN 10045-1.
  15. The method according to any one of claims 1 to 7, characterized in that the following steel alloy is used to manufacture the billet: C 0.14 - 0.22 Si max. 0.60 Mn 1.10 - 1.80 S 0.26 - 0.34 Al 0.002 - 0.060 Ca 0.0001 - 0.02 O max. 80 ppm V max. 0.5 P max. 0.1 Pb max. 0.1 N max. 0.15 N+P max. 0.2 Bi max. 0.1 Te max. 0.07 Se max. 0.2 Ni max. 2 Cu max. 0.8 Nb max. 0.3 Ti max. 0.5 and optionally B max. 0.01 residual iron as well as melt-related impurities and accompanying elements, wherein the ratio Mn to S is 3.3:1 to 6.9:1 in wt.%, wherein the tubular semi-finished product is adjusted to the following mechanical properties: yield strength Re min. 250 MPa tensile strength Rm min. 420 MPa elongation at break A5 min. 9 % wherein optionally the Charpy-V longitudinal impact energy KV is 24 J at 20 °C for wall thickness up to 12 mm Charpy-V longitudinal impact energy KV is 16 J at 20 °C for wall thickness above 12 mm, wherein the mechanical properties Re, Rm, A5 are determined according to European Standard EN 10002-1 and the Charpy-V longitudinal impact energy KV is determined using the method according to European Standard EN 10045-1.

Description

Die Erfindung betrifft ein Verfahren zur Herstellung eines nahtlosen und warmgewalzten rohrförmigen Halbzeugs. Die EP 1 264 912 A1 offenbart einen Automatenstahl mit guter Zerspanbarkeit beim Bearbeiten durch ein Werkzeug aus Hartmetall. Dieser Stahl wird aus einer Legierung hergestellt, die im Wesentlichen in Gewichtsprozent folgende Zusammensetzung aufweist: C 0,05-0,8%, Si 0,01-2,5%, Mn 0,1-3,5%, O 0,0005-0,01 %, S 0,01-0,2%, Al 0,001-0,020%, Ca 0,0005-0,02% und kann optional Cr bis 3,5%, Mo bis 2,0%, Cu bis 2,0%, Ni bis 4% und B 0,0005-0,01% enthalten. Zusätzlich kann Nb bis 0,2%, Ti bis 0,2%, V bis 0,5% und N bis 0,04%, Ta bis 0,5%, Zr bis 0,5% und Mg bis 0,02% enthalten sein, Rest Eisen und verschmelzungsbedingte Verunreinigungen. Zudem sind Zugaben von Pb, Bi, Se, Te, Sn und TI möglich. Es wird zum technologischen Hintergrund zusätzlich auf die EP 2 006 396 A2, die JP 2000 034538 A und die EP 2 135 962 A1 verwiesen. Die Zerspanbarkeit von Stählen kann durch Zugabe von Blei, Phosphor und insbesondere Schwefel verbessert werden. Hochgeschwefelte Stähle sind als Vollmaterial weit verbreitet und werden insbesondere aufgrund ihrer guten Zerspanbarkeit als Automatenstähle bezeichnet. Die Verbesserung der Zerspanbarkeit geht einher mit einer negativen Beeinflussung der mechanischen Eigenschaften sowie einer stark reduzierten Warmumformbarkeit. Die Rohrherstellung mittels Warmumformung wird dadurch erheblich erschwert. Insbesondere kann ein höherer Schwefelgehalt auch in Brüchigkeit, wie Rotbruch oder Heißbruch, resultieren. Die Brüchigkeit ist bei der Rohrherstellung besonders problematisch. Ein zentraler Unterschied der Rohrherstellung gegenüber Vollmaterial ist das Lochen. Dieses legt Materialfehler und Materialschwachstellen im Vergleich zur nur äußeren Krafteinbringung verstärkt offen, führt weniger zum Verschweißen von Fehlern und begünstigt die Rissausbildung sowie den Rissfortschritt im Material. Gegenüber Vollmaterial haben Rohre weniger Material im Querschnitt. Bei Auftreten von Rissen, insbesondere bei Zugbelastung, können diese dadurch weniger gut kompensiert werden. Ein Aufreißen oder Abreißen des Materials wird begünstigt. Für nahtlose, warmgeformte Rohre werden daher zumeist Schwefelgehalte im Bereich bis max. 0,05 Gew.-% eingestellt, was eine Rohrherstellung mit üblichen Legierungskonzepten und Fertigungsabläufen bei guter Rohrqualität ermöglicht. Gleichzeitig wird die Zerspanbarkeit gegenüber höheren Schwefelgehalten dadurch signifikant reduziert. Das führt dazu, dass bei zerspanenden Bearbeitungsschritten von nahtlosen warmgeformten Rohrprodukten mit geringem Schwefelgehalt, beispielsweise beim Drehen, bezogen auf das Zerspanungsvolumen höhere Bearbeitungskosten im Vergleich zu hochgeschwefeltem Vollmaterial anfallen. Ursächlich hierfür sind insbesondere eine schlechtere Spanbildung, häufigere Prozess- und Anlagenstörungen sowie kürzere Werkzeugstandzeiten sowie teilweise gröbere Oberflächen der spanend bearbeiteten Werkstücke. Es besteht ein Zielkonflikt zwischen guter Zerspanbarkeit und guten Warmformeigenschaften. Der Erfindung liegt die Aufgabe zu Grunde, ein Verfahren zur Herstellung eines nahtlosen und warmgewalzten rohrförmigen Halbzeuges mit erhöhtem Schwefelgehalt aufzuzeigen mit besonderer Eignung für die spanende Verarbeitung. Die für das Halbzeug verwendete Stahllegierung soll Fertigungs- und Qualitätsprobleme infolge schlechterer Warmumformeigenschaften durch ein besonderes Legierungskonzept verhindern bzw. reduzieren. Zudem soll ein definiertes Niveau guter mechanischer Kennwerte trotz des negativen Einflusses des Schwefels auf die mechanischen Kennwerte erreicht werden. Materialschwachstellen infolge großer oxidischer Einschlüsse sollen reduziert werden, welche die Zerspanbarkeit, insbesondere die Werkzeugstandzeiten, negativ beeinflussen. Insgesamt soll sich das Halbzeug sehr gut für die spanende Verarbeitung eignen und insbesondere eine sehr gute Zerspanbarkeit besitzen. Ein Verfahren zur Herstellung eines solchen Halbzeugs ist Gegenstand des Patentanspruchs 1. Das nach dem Verfahren hergestellte rohrförmige Halbzeug, das nahtlos und warmgewalzt ist und für eine spanende Verarbeitung vorgesehen ist, besteht aus folgender Stahllegierung, wobei alle Angaben in Gewichtsprozent sind: C0,04 - 0,48Simax. 0,60Mn1,10 - 2,90S0,10 - 0,40Al0,002 - 0,060Ca0,0001 - 0,02Omax. 80 ppm und optional Vmax.0,5Nmax.0,15Pbmax.0,1Pmax.0,1Bmax.0,01N+Pmax.0,2Bimax.0,1Temax.0,07Semax.0,2Nimax.2Cumax.0,8Nbmax.0,3Timax.0,5 Rest Eisen sowie erschmelzungsbedingte Verunreinigungen und Begleitelemente, wobei das Verhältnis Mn zu S 3,3:1 bis 30:1 Gew.-% beträgt. Begleitelemente umfassen alle Zusätze, die nicht zulegiert werden und sich z.B. durch einen Schrott-Anteil ergeben. Sie kommen bei der Herstellung von Sekundärstahl, z.B. Elektrostahl, üblicherweise vor. Alternativ ist der Einsatz von Primärstahl im erfindungsgemäßen Verfahren ebenfalls möglich. Ein wesentliches Merkmal der Erfindung ist es, Schwef