(57)【特許請求の範囲】
【請求項１】
外径ｄ（ｍｍ）が軸方向にわたり等径または外径ｄが軸方向後端に向かうに従って増大するテーパ角度の半角が２゜以下の軸方向長さＬ２（ｍｍ）の円柱状で、その先端面が曲率半径ｒ（ｍｍ）、軸方向長さＬ１（ｍｍ）の球面状に形成された先端圧延部と、この先端圧延部に連続していて外径が軸方向後端に向かうに従って増大するように曲率半径Ｒ（ｍｍ）の円弧回転面で形成された軸方向長さＬ３（ｍｍ）のワーク部と、このワーク部に連続していて外径が軸方向後端の最大外径Ｄ（ｍｍ）に向かうに従って増大するようにテーパ角度２θ（゜）で形成されたテーパ円柱状の軸方向長さＬ４（ｍｍ）のリーリング部とを有するプラグを用い、外径ＢＤ（ｍｍ）の中実丸ビレットを傾斜ロール式の穿孔圧延機で穿孔圧延する継目無鋼金属管の製造方法であって、前記プラグとして、少なくとも前記の外径ｄ、曲率半径Ｒ、軸方向長さＬ１、Ｌ２およびＬ３が下記の(1) 式、(2) 式および(3) 式を満たすものを用いることを特徴とする継目無金属管の製造方法。
０．１２≦ｄ／Ｄ≦０．３５  ・・・・・・・・・・・・・・・・  (1)
０．０２０≦（ｄ／２ＢＤ）／（Ｒ／Ｌ３）≦０．０４６  ・・・  (2)
３ｄ≧Ｌ１＋Ｌ２≧０．５ｄ  ・・・・・・・・・・・・・・・・  (3)
【請求項２】
傾斜ロール式の穿孔圧延機として、主ロールの形状がコーン型であり、そのロール軸心とパスラインとの離間距離が入側で小さく、出側で大きい交叉型の傾斜ロール式穿孔圧延機を用いることを特徴とする請求項１に記載の継目無金属管の製造方法。
【発明の詳細な説明】
【０００１】
【発明の属する技術分野】
本発明は継目無金属管の製造方法、より詳しくは傾斜ロール式の穿孔圧延機による穿孔圧延方法に関する。
【０００２】
【従来の技術】
継目無金属管の製造方法として広く採用されているいわゆるマンネスマン製管法では、周知のように、所定の温度に加熱された中実の丸ビレット（以下、ビレットともいう）を素材とし、一対の主ロールとプラグを有する傾斜ロール式の穿孔圧延機（以下、ピアサという）に送給してその軸心部に孔を明けて中空素管を得る。次いで、得られた中空素管をそのまま、あるいは必要に応じて前記ピアサと同一構成のエロンゲータミルもしくはシェルサイザに通して拡径もしくは縮径して定径後、プラグミル、マンドレルミル等の後続する延伸圧延機で延伸圧延する。その後、ストレッチレデューサ、リーラ、サイザ等の仕上げ圧延機で磨管、形状修正およびサイジングを行う精整工程を経て製品管が製造される。
【０００３】
図１は、上記の如きマンネスマン製管法の実施に用いられるピアサの一例を示す斜視図である。図示例のピアサは、被穿孔材料であるビレット４の送り線となるパスラインＸ−Ｘを挟んで互いに逆方向に傾斜させて対向配置された一対のバレル型の主ロール１、１を備え、この主ロール１、１と位相を９０°異ならせて前記パスラインＸ−Ｘを挟んで対向配置された一対のディスクロール２、２を備えるとともに、パスラインＸ−Ｘ上に穿孔具としてのプラグ３を芯金５で支持して構成されている。プラグ３の先端は、主ロール１、１間が最短距離となるゴージ６と呼ばれる位置よりも圧延上流側に位置するように設置され、ゴージ６からの突き出し距離ＰＬはプラグリードと呼ばれる。
【０００４】
上記のように構成されたピアサにおいては、主ロール１、１がパスラインＸ−Ｘに対して傾斜角βを付与されて同一方向に回転している。このため、パスラインＸ−Ｘに沿って白抜き矢符方向に送給された丸ビレット４は、主ロール１、１間に噛み込んで後は螺進行移動し、プラグ３によりその軸心部に孔を明けられて中空素管となる。この間、ディスクロール２、２は、圧延中の丸ビレット４の案内部材の役目をすると同時に、プラグ３により穿孔された中空素管の主ロール１、１の対向方向と９０°位相した方向への膨らみを抑制して外径形状を整える役目をなしている。また、このディスクロール２、２は、穿孔された中空素管との摺動を軽減して焼付きが発生しないように丸ビレット４の送り出し方向と同方向に回転駆動されている。
【０００５】
なお、ピアサとしては、主ロール１、１の形状がコーン型で、そのロール軸心をパスラインＸ−Ｘに対して入側で近く、出側で遠くなるように配置することで上記の傾斜角βとは異なる交叉角γを付与した交叉型と称されるピアサもある（後述する図８および図１０（ａ）参照）。また、いずれのピアサの場合も、ディスクロール２、２は、固定式のガイドシューと称されるプレート部材で代用される場合もある。
【０００６】
ところで、近年、高合金鋼やステンレス鋼等の難加工性材料のマンネスマン製管がおこなわれるようになっており、上記のプラグ３には、使用寿命が長いという性能に加え、中空素管の内面に疵が発生するのを抑制し得るという性能が強く求められている。
【０００７】
中空素管の内面疵を抑制する方法としては、例えば、特開昭５７−１６８７１１号公報にも記載されているように、(a)マンネスマン破壊の抑制、(b)円周方向剪断歪みの抑制、が不可欠である。この(a)および(b)の現象は、ピアサ特有の現象で、これらを抑制しない限り、高合金鋼やステンレス鋼等の難加工性材料の高能率なマンネスマン製管はあり得ない。また、使用するプラグについても長寿命なことが要求される。
【０００８】
しかし、上記の公報には、主ロールの傾斜角βと後述する交叉角γを調整することによって上記の(a)および(b)を抑制する方法が示されているにすぎず、プラグの長寿命化は勿論、プラグ自体に上記の(a)および(b)の抑制機能を持たせることは全く考慮されていない。
【０００９】
高合金鋼やステンレス鋼等の難加工性材料の穿孔圧延に用いて長寿命なプラグとしては、特開平１０−１３７８１８号公報に示される形状のプラグがある。しかし、この公報に示されるプラグは、図２に示すように、全体の形状が単純な砲弾形状のいわゆる２ゾーン型と称されるプラグであり、図中に示す各部寸法のうちのｒ、ＲおよびＤのみの関係を、下記の(4) 〜(6) 式を満たす形状に規定したプラグでしかなく、プラグ自体に上記の(a)および(b)の抑制機能を持たせることは全く考慮されていない。
【００１０】
Ｒ≧−１６０ｒ＋１２Ｄ  ・・・・・・・・・・・  (4)
Ｒ≧１８ｒ＋３．６Ｄ  ・・・・・・・・・・・・  (5)
−２０ｒ＋２２Ｄ≧Ｒ≧９０ｒ−１５Ｄ  ・・・・  (6)
また、長寿命なプラグとしては、図３に示すように、曲率半径ｒ、軸方向長さＬ１の先端部と曲率半径Ｒの円弧回転面である軸方向長さＬ３のワーク部との間に、外径ｄ、軸方向長さＬ２の円柱状の平行部を形成し、この平行部と前記の先端部とからなる先端圧延部を形成したプラグもある（1970年発行のドイツ文献「Stahlrohrnerstellung（鋼管の製造）Neumann 著）。
【００１１】
図３に示す形状のプラグの場合、先端圧延部のワーク部近傍部分に被穿孔材料が接触しない隙間が形成され、この隙間にプラグの内部に蓄積される熱が放出されるために先端部が溶損しにくく、長寿命になるとある。
【００１２】
そこで、本発明者らは、図２に示す単純な砲弾形状のプラグと図３に示す形状のプラグとの使用比較試験をおこなった。その結果、図３に示す形状のプラグの方が、若干長寿命なこと、内面疵が発生しにくいこと、が確認されたが、噛み込み不良が生じやすく、生産性が低下するという問題があった。
【００１３】
【発明が解決しようとする課題】
本発明は、上記の実状に鑑みてなされたもので、その課題は、図３に示す形状のプラグを用いる際、噛み込み不良が発生するのを防止するためにプラグリードを小さく、換言すればプラグ先端ドラフト率を大きくした場合にあっても、内面疵の発生原因である、上記の(a)マンネスマン破壊の抑制と(b)円周方向剪断歪みの抑制が図り得、内面疵の少ない製品を得ることが可能な継目無金属管の製造方法を提供することにある。
【００１４】
【課題を解決するための手段】
本発明の要旨は、次の継目無金属管の製造方法にある。
【００１５】
外径ｄ（ｍｍ）が軸方向にわたり等径または外径ｄが軸方向後端に向かうに従って増大するテーパ角度の半角が２゜以下の軸方向長さＬ２（ｍｍ）の円柱状で、その先端面が曲率半径ｒ（ｍｍ）、軸方向長さＬ１（ｍｍ）の球面状に形成された先端圧延部と、この先端圧延部に連続していて外径が軸方向後端に向かうに従って増大するように曲率半径Ｒ（ｍｍ）の円弧回転面で形成された軸方向長さＬ３（ｍｍ）のワーク部と、このワーク部に連続していて外径が軸方向後端の最大外径Ｄ（ｍｍ）に向かうに従って増大するようにテーパ角度２θ（゜）で形成されたテーパ円柱状の軸方向長さＬ４（ｍｍ）のリーリング部とを有するプラグを用い、外径ＢＤ（ｍｍ）の中実丸ビレットを傾斜ロール式の穿孔圧延機で穿孔圧延する継目無鋼金属管の製造方法であって、前記プラグとして、少なくとも前記の外径ｄ、曲率半径Ｒ、軸方向長さＬ１、Ｌ２およびＬ３が下記の(1) 式、(2) 式および(3) 式を満たすものを用いる継目無金属管の製造方法。
【００１６】
０．１２≦ｄ／Ｄ≦０．３５  ・・・・・・・・・・・・・・・・  (1)
０．０２０≦（ｄ／２ＢＤ）／（Ｒ／Ｌ３）≦０．０４６  ・・・  (2)
３ｄ≧Ｌ１＋Ｌ２≧０．５ｄ  ・・・・・・・・・・・・・・・・  (3)
上記の本発明では、傾斜ロール式の穿孔圧延機として、主ロールの形状がコーン型で、そのロール軸心とパスラインとの離間距離が入側で小さく、出側で大きい交叉型の傾斜ロール式穿孔圧延機を用いるのが望ましく、この場合には生産性が一段と向上する。
【００１７】
【発明の実施の形態】
以下、本発明を上記のように規定した理由について添付図面を参照して詳細に説明する。
【００１８】
まず始めに、ピアサによる穿孔圧延において内面疵が発生する原因は、次のように考えられている。すなわち、プラグの先端よりも上流側のビレット軸心部にマンネスマン破壊が発生し、このマンネスマン破壊が主ロールとプラグによる肉厚加工時に生じる円周方向の剪断歪みを受けて変形成長して内面疵になる。
【００１９】
そこで、本発明者らは、図３に示す形状のプラグを用いた場合におけるマンネスマン破壊の発生状況と円周方向の剪断歪みの程度を知るため、モデルミルを用いて種々の条件で穿孔圧延実験をおこなった。
【００２０】
ここで、図３に示す形状のプラグは、図に示すように、外径ｄの軸方向長さＬ２の円柱状で、その先端面が曲率半径ｒ、軸方向長さＬ１の球面状に形成された先端圧延部と、この先端圧延部に連続していて外径が軸方向後端に向かうに従って増大するように曲率半径Ｒの円弧回転面で形成された軸方向長さＬ３のワーク部と、このワーク部に連続していて外径が軸方向後端の最大外径Ｄに向かうに従って増大するようにテーパ角度２θで形成されたテーパ円柱状の軸方向長さＬ４のリーリング部とを有する。
【００２１】
なお、実験には鉛快削鋼のビレットを用いた。また、マンネスマン破壊の程度は、図４に示すように、穿孔圧延を途中止めし、得られた材料（符号４の部分がビレット、７の部分が中空素管）を縦割りしてプラグ先端直前のマンネスマン破壊ＭＣの発生程度を調査した。さらに、円周方向の剪断歪みの程度は、図５に示すように、放電加工によってビレット４の半径線上３箇所にピン４ａを埋め込み、穿孔圧延して得られた中空素管７の横断面を酸洗後観察して３箇のピン４ａの位置を確認することにより、円周方向の剪断歪量（ｒθ／ｔ）を調査した。
【００２２】
図６と図７は、上記の調査結果を要約して示す図である。すなわち、図６は、図３に示すプラグの形状を特定するために本発明者らが創出した無次元量のパラメータ値の１つである「（ｄ／２ＢＤ）／（Ｒ／Ｌ３）」を横軸、円周方向剪断歪量（ｒθ／ｔ）およびマンネスマン破壊ＭＣの大きさを縦軸に採って示す図である。
【００２３】
また、図７は、１つのプラグのプラグリードＰＬ、換言すればプラグ先端ドラフト率ＰＤＲ（％）を種々変化させた場合における結果を示し、プラグ先端ドラフト率ＰＤＲを横軸、円周方向剪断歪量（ｒθ／ｔ）およびマンネスマン破壊ＭＣの大きさを縦軸に採って示す図である。
【００２４】
なお、プラグの形状は、上記のパラメータ値「（ｄ／２ＢＤ）／（Ｒ／Ｌ３）」が小さいと尖頭化し、大きいと鈍頭化する。
【００２５】
また、上記のプラグリードＰＬとは、図８に示すように、コーン型の主ロール８のゴージ６の位置からプラグ３の先端までの距離のことであり、プラグ先端ドラフト率ＰＤＲ（％）とは、ビレット４の外径ＢＤとプラグ３の先端位置における主ロール８、８間の最短距離ＲＯＰとを用い、式「｛（ＢＤ−ＲＯＰ）／ＢＤ｝×１００（％）」で定義される値のことである。なお、図８中のＲＯは、ゴージ６の位置における主ロール８、８間の最短距離である。
【００２６】
図６に明らかなように、マンネスマン破壊ＭＣは、パラメータ値「（ｄ／２ＢＤ）／（Ｒ／Ｌ３）」が小さいほど抑制される傾向にある。その理由は、プラグ３の形状が尖頭化すると、ビレット４に対するプラグ３からの軸方向反力が低下し、ビレット４の前進速度が増すため、ビレット４が主ロール８（１）に噛み込んでからプラグ３の先端に達するまでの時間が短縮されて回転鍛造回数が減少し、マンネスマン破壊ＭＣが生じにくくなるためである。
【００２７】
ところが、円周方向剪断歪量（ｒθ／ｔ）は、上記のパラメータ値「（ｄ／２ＢＤ）／（Ｒ／Ｌ３）」が大きいほど抑制される傾向にある。その理由は、次の通りである。
【００２８】
図９は、プラグ３の軸方向各部の回転周速度と主ロール１（８）の軸方向各部の回転周速度との関係を示す図である。この図からわかるように、上記のパラメータ値「（ｄ／２ＢＤ）／（Ｒ／Ｌ３）」を小さくすると、肉厚圧下がおこなわれるゴージ６までの間のプラグ３のワーク部における主ロールとプラグ３との回転周速度差が大きくなり、これに伴って円周方向剪断歪量（ｒθ／ｔ）も大きくなる。これに対し、パラメータ値「（ｄ／２ＢＤ）／（Ｒ／Ｌ３）」を大きくすると、両者の回転周速度差が小さくなり、これに伴って円周方向剪断歪量（ｒθ／ｔ）も小さくなるためである。
【００２９】
また、図９から明らかなように、バレル型の主ロール１の回転周速度は、ゴージ６の位置が最大で、入側と出側に向かう従って減少する。これに対し、コーン型の主ロール８の回転周速度は、入側から出側に向かって増大するため、両者の回転周速度差は主ロールがコーン型の場合の方が小さくなる。
【００３０】
したがって、上記のパラメータ値「（ｄ／２ＢＤ）／（Ｒ／Ｌ３）」が同じプラグの場合、コーン型の主ロールを備えたピアサを用いれば、円周方向剪断歪みがより顕著に抑制される。
【００３１】
なお、プラグ３と主ロール１（８）との回転周速度差を小さくする方法には、図９中に二点鎖線で示すように、プラグリードＰＬ（前述の図８参照）を大きく、換言すればプラグ先端ドラフト率ＰＤＲを小さくする方法がある。そして、この場合には、ビレット４が主ロール１（８）に噛み込んでからプラグ３の先端に到達するまでの距離が短縮されるので、マンネスマン破壊ＭＣが抑制される。
【００３２】
しかし、プラグ先端ドラフト率ＰＤＲを小さくすると、ビレット４が噛み込み不良を起こしやすくなり、噛み込み不良を起こしたビレット４を除去するために圧延停止を余儀なくされ、生産性が低下する。
【００３３】
ところが、図３に示す形状のプラグの各部寸法のうち、ｄがＤの０．３５倍以下、Ｌ１＋Ｌ２がｄの０．５倍以上で、かつ、ＲとＬ３が上記のパラメータ値「（ｄ／２ＢＤ）／（Ｒ／Ｌ３）」で０．０４６以下を満たす形状にすると、プラグ先端ドラフト率ＰＤＲを、図２に示した単純な砲弾形状プラグの場合の限界値以上に小さくしても噛み込み不良が発生せず、マンネスマン破壊と円周方向剪断歪が従来以上に抑制されて内面疵のない中空素管を圧延停止を伴うことなく高い生産性で製造可能なことが判明した。
【００３４】
ただし、ｄをＤの０．１２倍未満にすると、先端圧延部が溶損しやすくなってプラグ寿命が低下すること。Ｌ１＋Ｌ２をｄの３倍超にする先端圧延部が変形しやすくなるのに加え、プラグ全体の長さが長くなりすぎて正常な設定ができなくなること。ＲとＬ３が上記のパラメータ値「（ｄ／２ＢＤ）／（Ｒ／Ｌ３）」で０．０２０未満になる形状にすると、図２に示した単純な砲弾形状プラグ以上の円周方向剪断歪の抑制効果が得られないことも判明した。
【００３５】
よって、本発明では、ビレット４の外径をＢＤとした時、図３に示す形状のプラグの各部寸法のうち、少なくとも前記の外径ｄ、曲率半径Ｒ、軸方向長さＬ１、Ｌ２およびＬ３とが、下記の(1) 式、(2) 式および(3) 式を満たす形状のプラグを用いることとした。
【００３６】
０．１２≦ｄ／Ｄ≦０．３５  ・・・・・・・・・・・・・・・・  (1)
０．０２０≦（ｄ／２ＢＤ）／（Ｒ／Ｌ３）≦０．０４６  ・・・  (2)
３ｄ≧Ｌ１＋Ｌ２≧０．５ｄ  ・・・・・・・・・・・・・・・・  (3)
なお、長さがＬ１＋Ｌ２の先端圧延部を構成する先端球面の曲率半径ｒは、０．５ｄ（Ｌ１＝ｒ）とするのが最も好ましいが、必ずしもｒ＝０．５ｄとする必要はなく、ｒ＞０．５ｄであってもよい。ただし、ｒをあまり大きくすると、その先端面が平滑面に近くなり、ビレット４に対するプラグ３からの軸方向反力が増してビレット４の前進速度が遅くなって回転鍛造回数が増加し、マンネスマン破壊ＭＣが生じやすくなるので、ｒの上限は大きくともｒ＝ｄ程度に留めるのが望ましい。
【００３７】
また、外径ｄ、軸方向長さＬ２の円柱状部分は、必ずしも軸方向にわたり等径である必要はなく、改削と熱処理を繰り返して再使用することを考慮し、外径ｄの軸方向の先端から後端に向かうに従って増大するテーパ角度の半角が２゜以下のテーパ円柱状とするようにしてもよい。
【００３８】
【実施例】
各部の寸法が表１示す値の図２に示す形状のプラグ１種類（表１中の代符Ｆ）と図３に示す形状のプラグ７種類（表１中の代符Ｆ以外）を準備するとともに、いずれのロールも、ゴージ部の外径が４１０ｍｍ、傾斜角βを０゜、交叉角γを後述する各角度に設定した状態において、主ロールの入側面とパスラインＸ−Ｘに平行な直線とがなす角度である入側面角と、主ロールの出側面とパスラインＸ−Ｘに平行な直線とがなす角度である出側面角が、ともに３．５゜の４種類（バレル型１種類、コーン型３種類）を準備した。
【００３９】
図１０は、準備した４種類の主ロールを示す図で、同図（ａ）はバレル型、同図（ｂ）はコーン型である。なお、具体的な寸法の値の記載は省略したが、コーン型の主ロールの入側径ＤＦと出側径ＤＲは、後述する交叉角γ（５゜、１０゜および１５゜）毎に異なる径にしてある。
【００４０】
準備したプラグと主ロールは、モデルミルにセットし、外径７０ｍｍ、長さ３００ｍｍの１８％Ｃｒ−８％Ｎｉ−１％Ｎｂのオーステナイト系ステンレス鋼からなるビレットを１２５０℃に加熱し、外径７４ｍｍ、肉厚５．８ｍｍ、長さ９３０ｍｍの中空素管を得る穿孔圧延試験をおこなった。
【００４１】
その際、主ロールの傾斜角βは全て１０°とし、コーン型の主ロールの交叉角γはそれぞれ５゜、１０゜、１５゜とした。また、プラグ先端ドラフト率ＰＤＲは、３％、４％、５％、６％、７％の５段階に変化させた。その時の主ロール間の最短距離ＲＯとＲＯＰ、およびプラグリードＰＬ（いずれも図８参照）の設定寸法を表２に示す。
【００４２】
なお、上記１８％Ｃｒ−８％Ｎｉ−１％Ｎｂ鋼は、熱間加工性が相当に劣悪なオーステナイト系ステンレス鋼のなかでも特に熱間加工性の劣悪なものである。試験の結果は、表３に示すとおりである。すなわち、本発明で規定する条件を満たすプラグ（代符Ｂ〜Ｄ）を用いた場合には、プラグ先端ドラフト率ＰＤＲを３％と低くしても、噛み込み不良は起こらず、しかも内面疵のない中空素管が得られている。
【００４３】
これに対して、本発明で規定する条件を満たさないプラグ（代符Ａ、Ｅ、Ｇ）および図２に示した２ゾーン型のプラグ（代符Ｆ）を用いた場合には、プラグ先端ドラフト率ＰＤＲが３％ではいずれも噛み込み不良が起こっており、プラグによってはプラグ先端ドラフト率ＰＤＲを４％以上に大きくしても噛み込み不良が起こっている。また、(1) 式と(2) 式を満たさないプラグ（代符Ｈ）は、いずれの条件においても先端が溶損している。
【００４４】
さらに、本発明で規定する条件を満たすプラグ（代符Ｂ〜Ｄ）を用いた場合、主ロールがバレル型で交叉角γが０゜のピアサでは、内面疵が発生しないプラグ先端ドラフト率ＰＤＲの最大値は６％であるが、本発明で規定する条件を満たさないプラグを用いた場合の最大値は４％と低い。また、主ロールがコーン型で交叉角γが５゜のピアサでは、内面疵が発生しないプラグ先端ドラフト率ＰＤＲの最大値は７％であるが、本発明で規定する条件を満たさないプラグを用いた場合の最大値は５％と低く、この傾向は交叉角γが大きいピアサほど顕著である。これに対して、２ゾーン型のプラグを用いた場合の内面疵が発生しないプラグ先端ドラフト率ＰＤＲは、交叉角γが１０゜と１５゜のピアサにおける５％のみである。
【００４５】
【表１】
0003823762.tif 000002
【表２】
0003823762.tif 000003
【表３】
0003823762.tif 000004
【発明の効果】
本発明の方法によれば、ビレットの噛み込み不良を生じさせることなく、マンネスマン破壊と円周方向剪断歪を大幅に抑制し得る。このため、内面疵の少ない内面品質が良好な製品を高い生産性で製造することができる。
【図面の簡単な説明】
【図１】ピアサの一例を示す斜視図である。
【図２】全体の形状が単純な砲弾形状の２ゾーン型プラグの一例を示す図である。
【図３】本発明で用いるプラグの形状を示す図である。
【図４】マンネスマン破壊の調査方法を説明するための図である。
【図５】円周方向剪断歪の調査方法を説明するための図である。
【図６】図３に示すプラグの形状を特定する無次元量パラメータ値「（ｄ／２ＢＤ）／（Ｒ／Ｌ３）」とマンネスマン破壊および円周方向剪断歪との関係を示す図である。
【図７】プラグ先端ドラフト率ＰＤＲとマンネスマン破壊および円周方向剪断歪との関係を示す図である。
【図８】プラグリードとプラグ先端ドラフト率ＰＤＲを説明するための図である。
【図９】主ロールの回転周速度とプラグの回転周速度との関係を示す図である。
【図１０】実施例で用いた主ロールの形状と寸法を示す図である。
【符号の説明】
１：バレル型の主ロール、
２：ディスクロール、
３：プラグ、
４：ビレット、
５：芯金、
６：ゴージ、
７：中空素管、
８：コーン型の主ロール、
【図１】
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【図２】
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【図３】
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【図４】
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【図５】
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【図６】
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【図７】
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【図８】
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【図９】
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【図１０】
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