本发明涉及一种无缝钢管的穿孔和制造方法，包括一种穿孔压轧工艺方法，以实心坯为原料在高加工性能下生产较薄管壁的无缝钢管。 曼内斯曼自动轧管机工艺或曼内斯曼芯棒轧管机工艺，是迄今应用最为广泛的无缝钢管生产方法。在这些工艺中，实心坯在加热炉中被加热到预定的温度，然后用穿孔机将其穿孔成空心坯，再由旋转延伸机、自动轧管机或芯棒轧管机等类的延伸机将其轧成荒管，这时主要是将壁厚减薄，接下来是通过诸如定径机或张力减径机等类的减径机将荒管外径减小，从而获得符合规定尺寸的成品无缝钢管。
在日本专利延迟公开No.168711/82中公开了我们以前一项发明的技术内容，它是一种关于制造无缝钢管的穿孔和轧制方法。现将其介绍如下。
在以前的发明中，锥形的主轧辊两端均受到支撑并且与坯料/荒管的轧制线相对水平地或垂直地设置，锥形轧辊的喂入角β（轧辊轴线与轧制线所在的水平或垂直面之交角）和倾斜角γ（轧辊轴线与轧制线所在的垂直或水平面之交角）限定于下列范围：
3°＜β＜25°
3°＜γ＜25°
15°＜β+γ＜45°
还有，导辊盘直地或水平地设置在上述锥形主轧辊之间，轧制线也通过主轧辊之间，因而在穿孔操作时导辊可对坯料和荒管施加压力。
以前的发明与曼内斯曼的穿孔原理是根本相反的。曼内斯曼穿孔是通过一种称做旋转锻压作用（即曼内斯曼效应）而起作用。而在以前地发明中，
（1）旋转锻压作用（即曼内斯曼效应）的发生受到尽可能大的抑制，
（2）在穿孔过程中产生的圆周剪力变形γγθ或由表面扭转γθl引起的剪力变形受到尽可能大的限制，由此实现金属等量或成比例地流动，并随着转动轧制而完成挤压过程。
为此，对穿孔轧机的设计，要求有尽可能大的倾斜角和大的喂入角穿孔，主轧辊制成锥形并且采用导盘而不是导瓦。由于旋转锻压作用（曼内斯曼效应）消失，从而抑制了内孔表面缺陷的产生，特别是消除了圆周剪力变形γγθ的剪应力区，这样就限制了内孔表面缺陷的扩张。这将使许多被称为加工性能差的材料的制管生产成为可能，这些加工性能差的材料有高合金钢、超级合金钢，例如镍铬合金钢、镍基合金钢等等，更不要说高速切削钢和迄今为止只能靠玻璃润滑高速挤压法才能生产无缝管的不锈钢。
还有，在使用中心疏松的连铸坯时，在制管过程中不会产生内孔缺陷，对于使生产费用合理化等诸问题也有较大贡献。
总的说来，穿孔操作时，轴向、径向和周向变形ψl、ψγ和ψθ可用下列公式表示，其中d0、l0分别表示实心坯穿孔前的外径、长度，d，l和t分别表示穿孔后荒管的外径、长度和壁厚：
ψl＝ln (l)/(l0) ＝ln (d20)/(4(d-t)t)
ψγ＝ln (2t)/(d0)
ψθ＝ln (2(d-t))/(d0)
这里，ψl＝ψγ+ψθ＝0
习惯上使用的是定义如下的穿孔比系数和扩径比系数，尽管它们并不代表实际变形量，但可作为衡量变形程度的标准：
穿孔比 (l)/(l0) = (d20)/(4t(d-t)) ，
扩径比 (d)/(d0)
由于它们直观概念清楚，所以常用来代替变形指数，下面还要谈到它们的另一种用途。
目前，在通常的穿孔过程中，尽管穿孔比约为3.0～3.3，扩径比约为1.05～1.08，我们以前的发明仍是基于上述一般的范围。
实际上，如果增加穿孔比或扩径比超过上述范围，旋转锻压作用将急剧增大，在穿孔操作时会引起严重的圆周剪切应力，这样必然导致内孔表面产生变形缺陷，所以要使用具有两台穿孔机的两次穿孔系统。
也就是说，坯料在第一台穿孔机中进行穿孔，在第二套穿孔机中通过进一步延伸来减小壁厚（这时第二套穿孔机称为旋转延伸机），或通过扩径30～50%来减小壁厚（这时第二套穿孔机称为旋转扩径机）。
本发明就是在上述技术背景下产生的。
因而本发明的一个目的在于提供一种制造无缝钢管的穿孔方法，此法有可能实现由一台穿孔机来完成穿孔，而不是迄今为止所用的由二台穿孔机来完成。
本发明的另一目的在于提供一种制造无缝钢管的方法，这种方法能够以穿孔机来承担总加工量的90～95%。也就是说，本发明用穿孔机就可直接生产与最终成品相接近的荒管。
本发明更进一步的目的在于提供一种穿孔方法，该方法能够抑制管子内壁缺陷的产生和扩展。
本发明的主要点是两端支撑的锥形主轧辊的喂入角β和倾斜角γ保持在下列范围内，两个轧辊相对地布置在轧制线两侧
8°≤β≤20°
5°≤γ≤35°
15°≤β+γ≤50°
同时使实心坯直径d0、穿孔后的荒管外径d和壁厚t之间满足下列关系：
1.5≤-ψγ/ψθ≤4.5
式中 ψγ＝ln (2t)/(d0)
ψθ＝ln (2(d-t))/(d0)
并使穿孔比在4.0以上，扩径比在1.15以上，壁厚与外径之比在6.5%以下，因此，薄壁穿孔操作可以在高的加工性能下，以一道穿孔工序完成无缝钢管的几乎全部生产加工。
关于本发明的上述目的和其它目的，通过下面对结合附图的详细说明更充分地显示出来。
图1为本发明方法的实施例的平面示意图。
图2为本发明方法的实施例的侧面示意图。
图3为本发明方法的实施例的正面示意图。
图4为本发明方法的实施例的局部剖面图，表示出本发明方法所用的斜辊式旋转穿孔机的主轧辊的轴端支撑结构。
图5为一种传统的斜辊式旋转穿孔机主轧辊的轴端支撑结构的局部剖面图。
在发明人所做试验结果的基础上，将本发明阐述如下。
关于穿孔条件
在试验过程中，上文提到的以前的发明所用的穿孔机限制了穿孔比和扩径比，也就是限制了用高穿孔比和高扩径比的穿孔方式进行高加工性能的薄壁穿孔操作。通过改变穿孔操作条件的广泛而持续的研究和探索，发现了在以普通的穿孔比或扩径比穿孔时几乎可以忽略不计的因素，在高加工性的薄壁穿孔时会出现问题。
这将关系到穿孔操作是否能实行和穿孔时在轴向的和周向的壁厚轧制压缩量分配的基本原则。分配原则的任何偏差都会引起锥形扩口（一种凸起现象）或是阻塞和中止穿孔操作本身。
由具体的试验得到的关于壁厚压缩量必须如何在长度方向和圆周方向分配的结果就不叙述了。
使用斜辊式旋转穿孔机，通过穿孔操作试验研究了可行的穿孔操作范围，在这个范围内进行穿孔操作时不会引起锥形扩口和阻塞，为此对不同直径的实心坯和顶头，通过改变喂入角β和倾斜角γ而进行穿孔试验研究。这里，喂入角β分7档每档间隔2°，从8°变到20°;倾斜角γ分7档每档间隔5°，从5°变到35°。
在这种情况下，主轧辊咽喉段的直径为350毫米，转速为60转/分。为了夹持空心的荒管，采用直径900毫米的导盘或导瓦以比较对穿孔性的影响。试验所用的锻造碳钢坯料有4种，直径各为55、60、65和70毫米。顶头有7种，直径分别为50、55、60、70、80、90和100毫米。以每种坯料和每种顶头作为一组对全部组合进行了试验。
其结果是能够进行穿孔操作的条件用下列关系式表达：
1.5≤-ψγ/ψθ≤4.5 （1）
式中，ψγ＝ln (2(d-t))/(d0) （2）
ψθ＝ln (2(d-t))/(d0) （3）
为何-ψγ/ψθ≤4.5，其原因是如果-ψγ/ψθ＞4.5，穿孔操作时将发生锥形扩口，导致管壁在主轧辊和导瓦或导盘之间凸起，最终会中止穿孔操作。同样，为何1.5≤-ψγ/ψθ，其原因是如果1.5＞-ψγ/ψθ，顶头与荒管之间的间隙变窄，造成阻塞使穿孔过程停止。
还有，如果荒管壁厚过薄，管壁可能被导盘或被导瓦的边缘撕破（一种撕裂现象）。用导盘时比用导瓦时更易发生撕破。因此估计对荒管的壁厚比（t/d）的限制在用导盘时约为3%，在用导瓦时约为1.5%。虽然它们之间相差1.5%，但是从加工性能方面讲，对前者的限制与对后者限制一样大;从生产技术的观点讲，这种差别绝不能被忽略。
再者，在这么高加工性能的薄壁穿孔操作过程中，前面提到过的旋转锻压作用发生的趋势更大，这样，在穿孔操作时增加了金属周向流动剪切应变γγθ，从而引起不好的剪应力场。也就是说，将趋于产生内壁缺陷和分层。为了制止这些问题，喂入角β、倾斜角γ和它们的和β+γ，经试验使用范围如下，
8°≤β≤20° （4）
5°≤γ≤35° （5）
15°≤β+γ≤50° （6）
特别是对加工性能不良的高合金钢材料，在进行高加工性能的薄壁穿孔操作时，要满足下述关系式：
10°≤β≤20°（4′）
25°≤γ≤35°（5′）
35°≤β+γ≤50°（6′）
在上述以前的发明中，就喂入角β、倾斜角γ以及它们之和β+γ的数值范围而论，尽管它们的上限是由机械结构决定的（后面将要谈及），但在本发明中，由于改进了入口侧轧辊轴端的支撑结构，解除了机械结构对β、γ和β+γ的限制，它们的上限与下限一样地取决于圆周剪切变形γγθ。
这就是说，之所以γ≤35°，是因为如果γ＞35°，金属的圆周剪切变形γγθ将过量，从而引起金属的逆向流动。同样，喂入角β也是同样的原因，如果β＞20°，由于倾斜角γ上限从25°扩大到35°，金属将反向流动。喂入角β与倾斜角γ之和的上限也是同样道理。
同时，喂入角β、倾斜角γ和它们之和β+γ的下限取决于能够防止由于旋转锻压作用（曼内斯曼效应）和圆周剪切变形所造成的内壁缺陷的限定标准。
在本发明方法的一个实施例用的穿孔机的结构中，特别是在以高穿孔比和扩径比条件下进行高加工性能的薄壁穿孔时，所使用的穿孔机的结构将根据图1至图4来阐述。
图1为显示实施本发明方法的加工状态图。图2为其侧示图。图3是从入口端看去的正视图。图4为主轧辊轴端的支撑结构的局部剖面图。
主轧辊11、11′是锥形的，在坯料13喂入侧具有入口面角度为α1的轧辊辊面11a、11a′;在出口侧具有出口面角度为α2的轧辊面11b、11b′，在入口侧辊面11a、11a′与出口侧辊面11b、11b′之间还有作为中间段的咽喉部分11g、11g′，每个轧辊的轴11c、11c′的两端分别由装在支承架16、17上的轴承16a、17a支撑。轧辊轴11c、11c′按如下方式安装，即其中每个轧辊的轴线的延伸线与包含轧制线X-X的水平面（或不同于本图所示的垂直面）在相反的方向上成同样的喂入角β，并且上述轧辊轴线的延伸线相对于包含轧制线X-X在其上的水平面（或不同于本图所示的垂直面）相交成对称的倾斜角γ，并且上述轧辊以同样的方向（如箭头所示）、同样的角速度转动。实心坯13通过所述的轧制线X-X。
图3中，主轧辊11、11′之间装有导瓦12、12′，荒管18居于轧制线X-X上方和下方的导瓦之间（或不同于本图所示居于轧制线X-X两侧方的导瓦之间）。导瓦12，12′可以用驱动导盘代替。穿孔顶头14由芯棒15从后部支持，其前端定位在离咽喉段11g、11g′有一定距离的位置上，迎着实心坯13喂入的一侧。
现在应注意，本发明在入口侧轧辊轴端的支撑结构和以前发明的穿孔机相比有很大改进。
图5为传统的主轧辊轴端的支撑结构的局部剖视图。在以前的发明中，主轧辊21的结构为其轴的两端分别从入口和出口端辊面21a和21b伸出，并由装在支持架26、27上的轴承26a、27a支撑。这样，如果倾斜角在25°以上，轧辊轴的端部将会伸入到实心坯13所在的轧制线上，这样就严重地干扰了穿孔操作。
与此相反，如图4所示，在实施本发明方法的设备中，主轧辊11的轧辊轴11c，其端部分别由轴承16a、17a支撑在支持架16、17上，而入口端的轴承16a安装在由局部扩大轴孔而形成的一个环形槽11d里面，轴11c从上述轴孔中穿过。支持架16的支撑也几乎是安装在环形槽11d内。因此，避免了入口侧轴承16a与喂入的坯料之间的机械干涉，倾斜角γ也能被提高到接近35°。由此可见，倾斜角γ的上限便大大地提高了。这样，过去发明中所要求的在穿孔时对导辊的偏置就没必要了。
实例1
尽管奥氏体不锈钢的连铸坯的热加工性能相当不好，这里仍选定了热加工性能特别差的加铌（Nb）的奥氏体不锈钢（18Cr-8Ni-1Nb），使用水平连铸的直径为187mm的坯料的中心部分，即直径为60mm的坯料，用斜辊式穿孔机在大穿孔比下进行薄壁穿孔试验。
穿孔机的技术参数
主轧辊倾斜角γ：20°
主轧辊喂入角β：16°
主轧辊咽喉段直径：350毫米
顶头直径：55毫米
导盘直径：900毫米
穿孔条件
实心坯直径 d0：60毫米
荒管外径 d：60.7毫米
荒管壁厚 t：1.7毫米
穿孔比：9.0（常规的最大穿孔比约为3.0-3.3）
扩径比：1.01
壁厚与直径比值：2.8%（常规的壁厚与直径的最小比
值为8～10%）
径向对数应变ψγ＝ln (2t)/(d0) ＝-2.87
周向对数应变ψθ＝ln (2(d-t))/(d0) ＝0.68
-ψγ/ψθ＝4.22
周向和长度方向的压缩分配比例合适，穿轧过程进行得平稳，没有产生锥形扩口和阻塞。
目前，国际上广泛采用曼内斯曼自动轧管机工艺来生产无缝钢管，特别是中直径无缝钢管。在这种工艺中，穿孔操作是以这种方式实现的，即首先用穿孔机将坯料穿孔，然后用一台旋转延伸机减小壁厚，通过自动轧管机进一步减少壁厚，用均整机修整内孔表面，然后用诸如定径机、张力减径机或旋转式定径机等等将外径减小到规定的最终尺寸，而本发明的高穿孔比的薄壁穿孔方法，是用一台斜辊式穿孔机来完成4台轧机（即穿孔机、旋转延伸机、自动轧管机和均整机）所完成的加工过程。因此，本发明的技术构思包括了一个出类拔萃的制管方法。当然，在这样的机组中旋转延伸机完全可以省掉。
在实施例中，由于旋转锻压作用（曼内斯曼效应）受到抑制，并且剪切应力场被消除，内壁缺陷几乎看不到了，尽管穿孔操作是在超薄壁情况下进行的，而且所用的材料的热加工性能又极差，而穿孔过程还是很稳定。在全部20块试样上，几乎看不到象锥形扩口、封闭阻塞或脱皮这样的问题。
同样，如果以小直径无缝钢管的生产工艺来说明效果，也将表明，在由穿孔机、旋转延伸机（多数情况下不用）、8机架芯棒式轧管机、再加热炉和张力减径机组成的生产作业线中，由穿孔机、旋转延伸机和8机架芯棒式轧管机的各加工工序，可由一台斜辊式穿孔机完成，这样，荒管不会冷却，因而可将再加热炉取消。可见，本实施例在经济上的优点是无法估量的，不用说，通过使用斜辊式穿孔机进行高加工性能的薄壁穿孔操作，可使通常由8机架组成的芯棒式轧管机（延伸率最大4.5）很容易地减少到4架以下（延伸率小于2.5）。
另外，还应注意到，不管中等直径或是小直径，都有可能不仅取消延伸工序，而且还可取消减径工序。就是说，根据本项技术，如果定径是在穿孔操作中完成，则仅用一台斜辊式穿孔机即可制出最终成品。
实例2
选择热加工性能更差的高合金钢（25Cr-20Ni），并以实例1相同的方法进行试验。用直径187毫米的水平连铸坯的中心部分，即直径d0＝55mm的坯料，在高扩径比的情况下进行薄壁穿孔试验。
穿孔机的技术参数：
主轧辊倾斜角γ：25°
主轧辊喂入角β：12°
主轧辊咽喉段直径：350毫米
顶头直径：100毫米
穿孔条件
实心坯直径d0：55毫米
荒管外径d：110.8毫米
荒管壁厚t：1.8毫米
穿孔比：3.9（常规的穿孔比最大为3.0～3.3）
扩径比：2.02（常规的扩径比最大为1.05～
1.08）
壁厚/直径比：1.6%（常规的壁厚/直径比最小为8～
10%）
径向对数应变
ψγ＝ln (2t)/(d0) ＝-2.73
周向对数应变
ψθ＝ln (2(d-t))/(d0) ＝1.38
-ψγ/ψθ＝1.98
圆周方向和长度方向的压缩分配比是适当的，穿孔操作过程平稳，没有产生锥形扩口和封闭阻塞。
同时，通过扩管机（即一种作为轧管机的所谓旋转扩管机）给穿孔后的荒管进行扩径，用以制造大直径无缝钢管。考虑到它的扩径比仅为约1.3～1.5，并且荒管的壁厚与其外径的比值也仅为约5～7%，按本发明的技术构思，可将穿孔与扩径在同一工序中完成，从而实现壁厚与直径之比达1.5%，从这个意义上讲，本发明的方法可以说是一种划时代的制管方法。
至此，在这项穿孔操作试验中，尽管选用了大倾斜角和喂入角的穿孔方法并且材料的热加工性能又极差，穿孔和扩径仍能很顺利地完成，穿孔后的荒管没有形成任何内壁缺陷和因壁厚方向的裂纹产生的分层。
这个实例中的穿孔操作也是相当稳定的，在20块试样中几乎都看不出诸如锥形扩口和封闭阻塞的缺陷。还有，由于使用导瓦代替导盘从而防止了撕裂缺陷的产生。
实例3
实例1中的高穿孔比的穿孔操作和实例2中高扩径比的穿孔操作都是成功的，实例3的成功则主要在于同时实现实例1的高穿孔比穿孔和实例2的高扩径比穿孔。采用高合金钢（30Cr-40Ni-3M0）的压延材料作为试样材料，坯料直径为60毫米。穿孔操作时采用导瓦。
穿孔机的技术参数
主轧辊倾斜角 γ：30°
主轧辊喂入角 β：14°
主轧辊咽喉段直径：350毫米
顶头直径：90毫米
穿孔条件
实心坯直径 d0：60毫米
荒管直径 d：101.8毫米
荒管壁厚 t：1.8毫米
穿孔比：5.0（常规的穿孔比最大约为3.0～3.3）
扩径比：1.70（常规的扩径比最大约为1.05～
1.08）
壁厚/直径：1.8%（常规的最小壁厚/直径为8～
10%）
径向对数应变
ψγ＝ln (2t)/(d0) ＝-2.81
周向对数应变
ψθ＝ln (2(d-t))/(d0) ＝1.10
-ψγ/ψθ＝2.34
圆周方向和长度方向的压缩量分配比选择是适当的，穿孔过程平稳，没有产生锥形扩口和封闭阻塞。
当然，在这个实验中由于采用了高倾斜角和喂入角的穿孔操作方法，尽管在极高的穿孔比和扩径比下进行穿孔，而且所用材料的热加工性能又非常差，但穿孔后的荒管没有形成任何内壁缺陷，以及因在壁厚方向的裂纹而造成的分层。穿孔操作过程也很平稳，在20个穿孔试样中几乎没有遇到如锥形扩口、阻塞和撕裂等麻烦。
如上所述，本发明的优点在于在高加工性能下薄壁穿孔操作能够平稳地完成，而且不会产生如内壁缺陷、分层、锥形扩口、封闭阻塞、撕裂等等缺陷。迄今为止用于中等直径无缝钢管生产工艺中的穿孔机、延伸机、自动轧管机和均整机可用一台斜辊式穿孔机代替，因而设备的数量可大大减少，从而减少了能源消耗、占地面积和生产成本。
同样，如果以小直径无缝钢管的生产工艺来说明效果，也表明在由穿孔机、旋转延伸机（多数情况下不用）、8机架芯棒式轧管机、（再加热炉）和张力减径机组成的生产工艺中，从穿孔机到8机架芯棒轧管机的加工可由一台斜辊式穿孔机完成，因而荒管不会冷却，这样就可取消加热炉。
鉴于这项发明在不离开其基本特征的情况下会有多种不同的实施形式，因而本文的实施例仅为解释性的，而不是限制性的。由于本发明的范围由所附的权利要求限定，而不是由前面的说明限定，故所有落入本权利要求所述范围的变型均受到本权利要求的约束。