JP5458655B2

JP5458655B2 - 熱間仕上圧延機用ワークロール、熱間仕上圧延機列と圧延方法

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Publication number: JP5458655B2
Application number: JP2009111605A
Authority: JP
Inventors: 敏樹蛭田; 慎也山口; 純一舘野
Original assignee: JFE Steel Corp
Current assignee: JFE Steel Corp
Priority date: 2009-04-30
Filing date: 2009-04-30
Publication date: 2014-04-02
Anticipated expiration: 2029-04-30
Also published as: JP2010260073A

Description

本発明は、熱延鋼板の熱間仕上圧延に使用されるワークロールに関わり、詳しくは、ワークロールの熱膨張係数を低くすることにより、圧延中のロール温度の上昇に伴って生じるワークロールの膨張（サーマルクラウン）を抑制することのできる熱延鋼板の熱間仕上圧延機用複合ワークロール、この複合ワークロールを組み込んだ熱間仕上圧延機を複数スタンド備える熱間仕上圧延機列およびこの熱間仕上圧延機列による熱間仕上圧延方法に関する。

鋼板の熱間圧延においては、ワークロールの温度は、被圧延材が接触する部分が他の部分よりも高くなり、ワークロールが局部的に熱膨張し、サーマルクラウンと呼ばれる熱膨張部が発生する。このサーマルクラウンは、圧延のスケジュールや被圧延材の板幅、温度等により変動するが、後述するように、熱間圧延において通板性や圧延後の板形状の品質に影響を与えるものである。

熱延鋼板の熱間圧延の製造ラインでは、スラブと呼ばれる圧延素材が１０００〜１３００℃に加熱されて加熱炉から抽出され、粗圧延工程で粗圧延機により所定の厚さまで圧延される。次いで仕上圧延工程で連続的に配置された複数の仕上圧延機で逐次圧延され、所定の厚さを有する薄鋼板に圧延成形された後、巻取機に巻き取られてホットコイルとなる。

粗圧延工程では、仕上圧延機にシートバーを供給するために、通常、スラブ厚さ（２００〜３００ｍｍ程度）からシートバー厚さ（２０〜６０ｍｍ程度）まで、４〜９パスの圧延で減厚される。圧延前の鋼材（被圧延材）をスラブ、粗圧延機を通過した鋼材をシートバーと呼んでいる。また、粗圧延過程における鋼材（被圧延材）を粗バーと一般的には呼ばれているが、基本的には、板厚が異なるだけである。粗圧延を経たシートバー表面温度は９００〜１１５０℃程度である。粗圧延を経たシートバーは先尾端が切断され、仕上圧延機列に供給される。

仕上圧延工程では、仕上圧延機列は複数の圧延機、例えば、前段スタンドからＦ１、Ｆ２・・・Ｆ７の７スタンドで構成され、この複数の仕上圧延機によりシートバーは圧延成形されて目標の板厚の鋼板に仕上げられ（板厚１．２〜１５ｍｍ程度）、冷却を施した後に、コイラーでホットコイルに巻き取られる。仕上圧延中や仕上圧延後の鋼板（被圧延材）は鋼帯あるいはストリップトとも呼ばれる。

従来より、熱間仕上圧延用のワークロールの材料として、耐摩耗性や耐肌荒れ性に優れたハイス系材料が好ましく用いられ、ロール摩耗低減によるロール交換周期の延長、ロール表面層の欠け落ち、バンディング（部分剥離）低減により圧延材の表面品質の向上に効果を発揮している。これらのハイス系ロールの外層に使用されるハイス系材料はＣｒ、Ｍｏ、Ｗ、Ｖ、Ｃｏ等を数％含有し、特に硬質の炭化物を晶出させた組織構成としているため、優れた耐摩耗性や耐肌荒れ性を有している。

ところが、熱延鋼板の熱間圧延において上記のハイス系複合ロールを使用することにより摩耗低減、表面品質向上などの課題をほぼ解消することができたが、安定した圧延や圧延後の板形状の品質向上を実現する上で以下の課題があった。

ワークロールは、熱間圧延中に被圧延材からの熱、摩擦発熱により温度は上昇する。熱間圧延の進行に伴って、ワークロールの平均温度は仕上圧延において５０〜１００℃程度になり、被圧延材の鋼帯が圧延されるワークロールの胴長方向のバレル中央部とその近傍の温度が他の部分、特にロールの胴長方向端部の温度よりも高くなり、第６図に示されるように、サーマルクラウンが発生する。図６において、１はワークロール１、８は被圧延材の鋼帯である。なお、図のサーマルクラウンは模式図的に示されており、実際よりも誇張されている。

このサーマルクラウンは、ワークロールの胴長方向のバレル中央部での直径がバレル端部に比べて大きくなる現象である。ロールバレル中央部の直径が大きくなったロールで鋼帯を圧延すると、上下のワークロールで形成されるロール間隙がワークロールセンター部で小さくなるため、鋼帯の中央部が両板幅端部よりもよく伸び、いわゆる腹伸び形状または中伸び形状（センターバックリング）を呈し、鋼帯は波打ち、いわゆる平坦度が悪くなる。

仕上圧延機の熱間圧延時の発生した、腹伸びまたは中伸び現象を図３（ａ）に示す。図３（ｂ）に示すように、板幅が狭い場合には、板幅端部と板幅中央部での伸びの差が少ないため、腹伸び形状にはなり難い。しかし、図３（ｃ）に示すように、板幅が広い場合には、腹伸びが大きくなり、この腹伸びが次スタンドで圧延されると、安定した通板ができなくなり、場合によっては鋼帯中央部で絞り（２枚噛み）が発生し、圧延事故に至ることもある。
このように、サーマルクラウンは、圧延操業における安定した通板性や圧延後の板形状の品質（平坦度等）に大きく影響するため、熱間仕上圧延では、サーマルクラウンを低減するワークロールが多数開発されてきた。

その中でサーマルクラウンを低減するロールに関する技術として以下のような技術が開示されている。
特許文献１には、耐摩耗性、耐肌荒性に優れたハイス系材料を外層材として用いて、しかも熱間圧延における圧延状態の安定性を確保することができると共に、特に薄板圧延における通板性の向上に優れた熱間圧延用複合ロールを提供することを目的として、ハイス系外層材を軸材と一体化させてなる複合ロールであって、軸材として、室温〜２００℃までの平均熱膨張係数が１１．８×１０^−６／℃以下である鉄系軸材を用い、これによって複合ロール全体における室温〜２００℃までの平均熱膨張係数が１２．０×１０^−６／℃以下となるように構成された複合ロールの発明が記載されている。

ハイス系外層材の熱膨張率は鉄系軸材のそれよりも大きいが、この特許文献１に記載の発明によれば、鉄系軸材の材料と組成範囲を限定することにより、室温〜２００℃までの平均熱膨張係数が１１．８×１０^−６／℃以下である鉄系軸材を用い、これによって複合ロール全体における室温〜２００℃までの平均熱膨張係数が１２．０×１０^−６／℃以下となるように構成したので、ハイス系外層材を用いることによる耐摩耗性、耐肌荒れ性、耐亀裂性等の特長を保持しつつ、熱間圧延における圧延状態の安定化を図ることができると共に、特に熱間仕上げ用ワークロールとして、熱間薄板圧延における通板性を大きく向上させることができると特許文献１に記載されている。

また、特許文献２にも、ハイス系材料からなる外層と常温〜１００℃における熱膨張率および熱伝導率が比較的低いステンレス鋼（ＳＵＳ）からなる軸材とで構成される低熱膨張の複合ワークロールおよびその製造技術の発明が記載されている。この発明では、軸材の熱伝導率が常温〜１００℃において０．０６２ｃａｌ／ｃｍ・ｓｅｃ・℃であり、小さいので、軸材の温度上昇が小さくなり、それに伴う熱膨張も抑えられることを利用している。そして、この発明の複合ワークロールは、連続肉盛鋳造法（連続鋳掛方法と同じ）によりステンレス鋼（ＳＵＳ材）からなる軸材の外周にハイス系材からなる外層を溶着形成して製造され、軸材の常温〜１００℃における熱膨張係数が１２×１０^−６／℃以下、軸材の常温〜１００℃における熱伝導率が０．０６２ｃａｌ／ｃｍ・ｓｅｃ・℃以下であることを特徴としている。

この特許文献２に記載された発明によれば、連続肉盛鋳造方により製造された複合ワークロールを熱間仕上圧延に用いることにより、サーマルクラウンを著しく低減できる（従来の２５％）ので板の中伸びなどが起こらず板平坦度を高水準に確保できる。このため適切な板プロフィールを得ることが容易になり圧延板の品質を向上できる効果があると特許文献２には記載されている。

ところが上記の従来技術の複合ロールを熱間仕上圧延機のワークロールとして使用し、熱延鋼板の板熱間圧延を実施する場合には以下の問題点があった。
特許文献１に記載の、軸材として、室温〜２００℃までの平均熱膨張係数が１１．８×１０^−６／℃以下である鉄系軸材を用い、これによって複合ロール全体における室温〜２００℃までの平均熱膨張係数が１２．０×１０^−６／℃以下となるように構成するワークロールではサーマルクラウンは高々数％、最大でも１０％以下しか低減することができず、一連の薄板熱間圧延の再び板幅が３００ｍｍ以上戻った（前材に比べ、板幅が３００ｍｍ以上広がる）場合には腹伸びが顕著となり、腹伸び起因の絞り事故を防止することができなかった。

一方、特許文献２に記載のロールの軸材の常温〜１００℃における熱伝導率が０．０６２ｃａｌ／ｃｍ・ｓｅｃ・℃以下であり、軸材がステンレス鋼（ＳＵＳ材）からなることを特徴とする熱間圧延用複合ロールを熱延鋼板製造ラインにおける熱間仕上圧延機のワークロールに使用した場合には、熱延サイクル（研磨ロール投入からロール交換までの圧延）の初期段階の３０本目までは熱伝導率が少ないステンレス鋼を軸材とすることにより、熱伝導を抑制できるため、サーマルクラウンの量は一般的なハイスロールに比べ２０％程度抑制できるが、サイクル後半の５０本目以降では逆にサーマルクラウンが大きくなる問題があった。これは、時間の経過とともにロールの温度が上昇して熱膨張係数が増大することを示している。つまり熱間仕上圧延のサイクルが大きくなり、圧延時間が長くなるとサーマルクラウンを低減する効果がなくなることが明らかになった。

ステンレス鋼にはフェライト系、マルテンサイト系およびオーステナイト系があり、０．０６２ｃａｌ／ｃｍ・ｓｅｃ・℃以下の熱伝導を達成するにはオーステナイト系のステンレス鋼しかなく、その代表であるＳＵＳ３０４ステンレス鋼の熱伝導率は０．０６２ｃａｌ／ｃｍ・ｓｅｃ・℃程度にはなるが、常温〜１００℃において熱膨張率は鋼の１２×１０^−６／℃よりも大きく、１７×１０^−６／℃になる。これは、鋼のそれよりも約１．４倍であり、大きいため、軸材の温度が上昇するサイクル後半ではサーマルクラウンが大きくなる欠点があった。

特開２００0−１３５５０４号公報特許４１５４６７６号公報

本発明は、熱延鋼板製造ラインにおける熱間仕上圧延において、ワークロールに発生するサーマルクラウンを抑えて、そのことにより、通板性が良好で安定した圧延を可能とし、かつ圧延後の鋼板の形状品質を高めることができる熱間仕上圧延機用複合ワークロール、該ワークロールを使用した熱間仕上圧延機列および該圧延機列による熱間圧延方法を提供することを課題とするものである。

［１］熱延鋼板の熱間仕上圧延機に使用される複合ワークロールであって、該ワークロールは炭素鋼製または合金鋼製の軸材、Ｆｅ−Ｎｉ合金製の中間層およびハイス系材料製の外層からなり、バレル部において、軸材は胴長方向の中央部の外周に凹部を有し、中間層は該凹部に形成されて、軸材と中間層とで円柱状体を形成し、該円柱状体の外周に外層が形成され、かつ中間層は、軸材の軸中心をとおる胴長方向断面の形状が台形状になるように成形され、該台形の外層側の長さである台形底辺長さＢが該台形の軸材側の長さである台形上辺長さＡよりも大きいことを特徴とする熱延鋼板の熱間仕上圧延機に使用される複合ワークロール。
［２］上記の長さＡに対応する領域での軸材の直径ｄ１は、凹部が形成されていない部位での軸材の直径ｄ２の１／６〜１／４の範囲以内であり、かつ、上記の長さＡがワークロールバレル長Ｌの１／３〜１／２の範囲以内であり、かつ上記の長さＢがワークロールのバレル長Ｌの２／３〜３／４の範囲以内であることを特徴とする、［１］に記載の熱延鋼板の熱間仕上圧延機に使用される複合ワークロール。
［３］［１］又は［２］に記載の複合ワークロールを組み込んだ熱間仕上圧延機を複数ス
タンド備えた、熱延鋼板を製造する熱間仕上圧延機列。
［４］［３］に記載の熱間仕上圧延機列により熱間圧延して熱延鋼板を製造する熱間仕上圧延方法。

本発明の熱間仕上圧延機用複合ワークロールによれば、バレル部において、熱膨張係数が小さいＦｅ−Ｎｉ合金材料からなる中間層を設けることにより、サーマルクラウンを著しく低減できる。
そのため、熱延鋼板の熱間仕上圧延において、板の腹伸び（中伸び）を低減し、板平坦度が優れた鋼板の状態で通板できるため、安定した通板による圧延能率の向上（絞り事故防止等）および熱間圧延後の板形状（平坦度）の品質の向上をもたらすことができる。

本発明のワークロールの胴長方向断面図本発明のワークロールの製造装置を示す図（中間層を溶着）本発明のワークロールの製造装置を示す図（外層を溶着）サーマルクラウンが板形状に及ぼす影響を模式的に示す図（腹伸び又は中伸び発生）サーマルクラウンが板形状に及ぼす影響を模式的に示す図（板幅が狭い場合）サーマルクラウンが板形状に及ぼす影響を模式的に示す図（板幅が広い場合）７スタンドからなる熱延鋼板の仕上圧延機列を示す図圧延サイクル（被圧延材の圧延本数と板幅、板厚）の構成を示す図ワークロールに発生したサーマルクラウンを模式的に示す図

図１は本発明の熱間仕上圧延機用複合ワークロールの１例を示す図であり、軸材の中心を通る胴長方向断面図である（以下、軸材中心を通る胴長方向断面をたんに「胴長方向断面」という）。ここで、１はワークロールを示し、２は軸材、３は中間層、４は外層である。５はネック部、６はジャーナル部であり荷重が負荷される部分で、通常はチョック内のベアリングに接している。７はユニバーサルジョイントと連結するトルク伝達部であり、図示していないユニバーサルジョイントは減速機、モータに連結され、圧延動力が伝達される。

最初に、本発明のワークロールの各部材の材質について以下に記載する。
軸材２には、炭素鋼や合金鋼が使用することができるが、クロムモリブデン鋼（SCM JIS G4105）、ニッケルクロムモリブデン鋼（SNCM G4103）などの合金鋼を使用することが好ましく、少なくとも８００ＭＰａ以上の引張強さを有しているころが好ましい。圧延動力を伝達するために、高強度の軸材が必要であるが、圧延条件等に応じて好適なものを採用すればよい。

中間層はＮｉ３２〜４０質量％含有するＦｅ−Ｎｉ合金材料からなるが、Ｃ：０．１〜１質量％、Ｎｉ：３２〜４０質量％および残部Ｆｅおよび不可避的不純物からなる化学成分であることが好ましい。
一般的にＦｅ−Ｎｉ合金は低熱膨張材料であることが知られている。Ｎｉが３２質量％未満、４０質量％超の範囲では膨張量が大きくなり、サーマルクラウンの低減には効果的でない。好ましくはＮｉが３４質量％以上、３８質量％以下であり、この範囲では常温〜１２５℃において熱膨張係数は１×１０^−６／℃以下になる。
Ｃは０．１質量％以下では溶解中の流動性が低下し軸材との接合が困難になる。Ｃ量が多くなると熱膨張係数は小さくなる傾向があるが、１質量％を超えると脆化し、圧延時にロール内部の欠陥が発生する危険がある。

外層は、被圧延材と接触するロール表面を形成していることから、耐摩耗性と耐肌荒れ性に優れていることが必要である。このような材料として従来からハイス系材料が知られており、本発明でも、外層材としてハイス系材を使用する。

ハイス系材料の外層材として好ましい化学成分はＣ：１．０〜２．０
質量％、Ｓｉ：０．５〜１．５質量％、Ｍｎ：０．５〜２．０質量％、Ｃｒ：３〜１０質量％、Ｖ：３〜１０質量％、Ｗ：３〜１０質量％、残部実質的にＦｅと不可避的不純物である。

Ｃは耐摩耗性向上のための炭化物の形成に必要である。１．０％未満では、晶出炭化物量が少なく、耐摩耗性が低下する。２．０質量％を超えると、Ｃ単体で析出し、強度が低下する。
Ｓｉは脱酸剤として必要な元素であり、０．５質量％未満では脱酸効果がなく、酸化物が析出するため、脆化する。また、Ｓｉが１．５質量％を超えると基地の靭性が低下する。
Ｍｎは脱酸作用とともに不純物であるＳをＭｎＳとして固定する作用がある。０．５質量％未満では脱酸性に乏しい。２．０質量％を超えると残留オーステナイトが生じやすくなり安定して十分な硬さを維持できない。
Ｃｒ、Ｖ、Ｗは、それぞれ３質量％未満では耐摩耗性に有効なＭＣ、Ｍ_４Ｃ_３、Ｍ_６、Ｍ_２Ｃ（ここでＭは任意の金属元素）等の金属間化合物を生成しがたく、またそれぞれが１０質量％を超えると、これら炭化物が過多となるため不都合である。

次に、本発明のワークロールの構成について記載する。
軸材２は、軸材２と外層４との間に中間層３を形成するため、バレル部において、胴長方向のバレル中央部の外周に凹部を有し、この部分の径が他の部分に比べて径が細くなっている。そして、中間層３は該凹部に形成され、軸材２と中間層３とで円柱状体（丸棒状体）をなす。図１から分かるように、中間層は、胴長方向断面が台形状になるよう形成されており、該台形の台形底辺長さＢが、台形上辺Ａよりも大きくなる台形状に形成されている。凹部の胴長方向断面も同じ形状であることは云うまでもない。
外層４は円筒状のものであり、軸材２と中間層３の外周に形成され、バレル部の外形を形成している。
軸材２、中間層３および外層４は金属的に一体化されている。

さらに、中間層について詳述する。
本発明では熱間圧延時に発生するサーマルクラウンを抑制するために常温〜１２５℃の範囲で熱膨張率が小さいＦｅ−Ｎｉ合金材からなる中間層を形成している。このサーマルクラウンは、図６に示したように、通常、胴長方向のバレル中央部の中心が最も大きく、胴長方向のバレル端部に向かうにしたがって漸減しているから、とりわけロールの胴長方向のバレル中央部のサーマルクラウンを効果的に低減しなければならない。

このため、図１に示されるように、中間層は胴長方向のワークロールのバレル長Ｌの全長にわたって形成する必要はなく、軸材と外層の間において、胴長方向のバレル中央部を含み、バレル両端部に達しない領域に形成する。したがって、軸材の中間層が形成される凹部も、胴長方向のバレル長Ｌの全長にわたって形成する必要はなく、胴長方向のバレル中央部を含み、バレル両端部に達しない領域の軸材の外周に形成する。
さらにバレル中央部のサーマルクラウンを効果的に低減するには、中間層は、胴長方向断面において、胴長方向のバレル中央部の中心近傍の厚みが最も厚く、その胴長方向の両端部近傍の厚みが胴長方向の中央部の中心近傍の厚みよりも薄くなるように、具体的には以下に示すように、図１に示されるような台形状にして、中間層の胴長方向の両端部近傍を先細状にする。

中間層は、このように、軸材の外周であって、胴長方向のバレル中央部を含みバレル両端部に達しない領域の凹部に形成されており、かつ胴長方向断面において、図１に示すように、台形の外層側の長さである台形底辺長さＢが台形の軸材側の長さである台形上辺長さＡよりも大きくなる台形状になるように形成されている。このため、中間層の胴長方向の両端部が先細りになっているため、ワークロールのバレル中央部の領域のサーマルクラウンがより効果的に低減される。

次に図１に示した中間層の好適な範囲を以下に示す。なお、図１において、ｄ_１は軸材２の胴長方向断面のＡ領域の直径、ｄ_２は同じく軸材の凹部が形成されていない部分の直径、ｄ_３はワークロールの直径、Ｌはバレル長をそれぞれ示している。したがって、Ａ領域の中間層の厚さは（ｄ_２−ｄ_１）／２である。また、Ａ、Ｂの中心は胴長方向のバレル中央部の中心と一致するものとする。

軸材中央部のＡ領域の軸材の直径ｄ_１は、軸材の凹部が形成されていない部分の直径ｄ_２の１／６〜１／４の範囲であることが好適である。中間層の厚さは（ｄ_２−ｄ_１）／２である。ｄ_１がｄ_２の１／４を超えると中間層の厚さが薄くなり、サーマルクラウン低減効果が小さくなり、ｄ_２の１／６未満であると、圧延時のねじりトルクにより破損する可能性がある。

軸材の中央部の平行部の長さ、すなわち胴長方向断面図では台形上辺長さＡは、バレル長Ｌの１／３〜１／２の範囲が好適である。Ａがバレル長Ｌの長さの１／３未満であると、圧延時に生成するサーマルクラウン形状との相似度合いが乖離し、ワークロールのバレル端部近傍でのサーマルクラウンが大きくなる。Ａがバレル長Ｌの１／２を超えると、実質的に台形脚の投影長さが短くなり、圧延中に急激なサーマルクラウン変化が生じクォータ伸びが発生する。したがって形状不良、絞りが発生しやすく、好適範囲を超えると好ましくない。軸材の直径が減少し始める位置間の距離、すなわち上記の台形底辺長さＢはバレル長Ｌの２／３〜３／４の範囲が好適である。Ｂがバレル長Ｌの２／３未満であれば、ワークロールのバレル端部近傍のサーマルクラウンが大きくなり、耳伸び形状が発生しやすい。一方Ｂがバレル長Ｌの３／４を超えると、軸材と外層材との連結部分が短くなり、軸材と外層材間で亀裂が発生しやすく、ロール割損の危険がある。
以上の好適な範囲をまとめ、それぞれを条件（１）、条件（２）、条件（３）と云うことにすると、以下のようになる。
条件１：（１／６）ｄ_２≦ｄ_１≦（１／４）ｄ_２
条件２：（１／３）Ｌ≦Ａ≦（１／２）Ｌ
条件３：（２／３）Ｌ≦Ｂ≦（３／４）Ｌ

次に製造方法について記載する。
すでに記載したように、JISで規定されるクロムモリブデン鋼（SCM JIS G4105）、あるいはニッケルクロムモリブデン鋼（SNCM G4103）からなる材料を、以上のような好適な範囲で軸材に加工した後、図２（ａ）、図２（ｂ）に示す連続鋳掛装置を使用して、連続鋳掛方法によりワークロールを製造する。

図２（ａ）において、連続鋳掛装置は、上部が漏斗状で下部が軸材の径ｄ_２に合わせたモールド９と該モールド９の漏斗状の上部を包囲するように設けられた高周波加熱装置１１と冷却装置１０を有する。冷却装置１０は内部が空洞の環状体であり、環状体の内径はモールド９の下部の径、すなわちｄ_２と同じであり、かつ同軸的にモールドに接して配備されている。そして、この冷却装置１０には図示していないが冷却水の導入口と排出口が設けられており、冷却水が連続的に冷却装置の空洞部を流れるようになっている。

連続鋳掛は２段階に分けて実施される。
図２（ａ）に記載された装置を使用し、第１段階の連続鋳掛方法が以下のように行われる。
凹部を有する軸材をモールド９に挿入する。モールド９には高周波加熱装置１１より事前に加熱することか好ましい。そして、溶解した中間層材を注湯しつつ、軸材２を下側方向に昇降機構（図示せず）により降下させる。この降下に連動して、中間層材の溶湯も降下し、冷却装置１０により冷却されて急冷凝固される。その後常温まで冷却した後、凹部が中間層で埋められた軸材は、旋盤加工により直径ｄ_２の円柱状体（丸棒状体）とされる。

次に第２段階は図２（ｂ）に示す連続鋳掛装置で行われる。この連続鋳掛装置の構成は第１段階で使用した装置と基本的には同じであるが、モールド９と冷却装置１０の内径が本発明のロール直径（外径）ｄ_３と同じものになっており、第１段階のそれらの内径よりも拡大している。また、注湯時にモールド下部から溶湯が未凝固の状態で流出しないように軸材の下部には閉止板（図示せず）が固定されている。

この第２段階では、前段階で製造された直径ｄ_２の、凹部が中間層で埋められた軸材をモールド９内に同軸的にセットする。そして、溶解した外層材料を注湯し、第１段階と同様に、軸材を降下させて、急冷凝固させる。

以上のように、２段階の連続鋳掛方法により、ロールを製造する。このとき、軸材、中間層および外層はこの凝固により確実に金属的に一体化される。急冷凝固後によって生じた内部応力を緩和するため、４００〜６００℃、６〜２４時間の焼鈍を実施した後、機械加工によりネック５、ジャーナル部６などのロール加工を行いロールが完成する。バレル部は研磨により適切な粗さに仕上げる。外層材の厚さは厚いとサーマルクラウンが大きくなり、薄いと径が短いのでロール寿命が短くなるため、熱間仕上圧延機では１００ｍｍ以上２００ｍｍ以下の範囲が好ましい。

上記の本発明の実施形態では、中間層材として極めて熱膨張係数の小さいＦｅ−Ｎｉ合金材を使用し、かつ該胴長方向のバレル中央部に胴長方向の断面が図１に示されるように台形に形成したことにより、外層は耐摩耗性や耐肌荒れ性の良い従来のハイス系材料を用いるため、外層の熱膨張は従来のものと変わらないものの、ロールの全体ではサーマルクラウンの大きさは従来の場合の１／２程度まで小さくすることができる。

本発明例のワークロールは、図２に示した連続鋳掛装置により製造した。軸材２はＳＣＭ４２０材とし、中間層３は化学組成がＣ：０．２質量％、Ｎｉ：３６質量％、残部Ｆｅおよび不可避的不純物からなるＦｅ−Ｎｉ系合金材で第１回目の鋳掛けを行って形成した。その後機械加工により、その直径ｄ_２は５００ｍｍとした。中間層はロール胴長方向断面が図１に示すように台形状とした。中間層の厚さは１７５〜２１５ｍｍの範囲である。バレル長Ｌは２３００ｍｍして、Ｃ：１．５質量％、Ｓｉ：０．７５質量％、Ｍｎ：１．２質量％、Ｃｒ：５
質量％、Ｖ：５質量％、Ｗ：４質量％と残部Ｆｅおよび不可避的不純物からなるハイス系材からなる外層材で鋳掛けを施し、そして熱処理した後、空冷し、そして後機械加工して製造した。加工後のワークロール直径ｄ_３は８００ｍｍとした。
本発明例１〜６は、軸材中央部の平行部距離、すなわち上記の台形上辺長さＡ、軸材の直径が減少し始める位置間の距離、すなわち上記の台形底辺長さＢおよび軸材中央部直径、すなわち軸材２の胴長方向断面のＡ領域の直径ｄ_１を種々変化させている。

比較例のワークロールは、通常の連続鋳掛方法によりＳＣＭ４２０材を軸材２として本発明例１〜６と同じ化学成分を有するハイス系材からなる外層材を鋳掛けた。そして熱処理した後、空冷し、そして後機械加工して製造した。
従来例１のワークロールは、軸材２に以下の化学成分であるＳＵＳ３０４を用いた。その化学成分はＣ：０．０５質量％、Ｃｒ：１８．５質量％、Ｎｉ：８．２質量％、Ｓｉ：０．３２質量％、Ｍｎ：０．４質量％、残部Ｆｅおよび不可避的不純物である。また従来例２は軸材に低合金鋼を用い、特許文献１に示される実施例の中から最も熱膨張係数が小さくなるとされるものと同様の条件とした。その軸材の化学成分はＣ：０．４６質量％、Ｃｒ：０．２質量％、Ｐ：０．０１１質量％、Ｓｉ：０．５質量％、Ｍｎ：１．１２質量％、残部Ｆｅおよび不可避不純物である。
従来例１、２のワークロールはいずれも、上記の化学成分の軸材に、連続鋳掛方法により本発明例１〜６、比較例と同じ化学成分を有するハイス系材からなる外層材を鋳掛け、次いで熱処理した後に機械加工して製造した。
ここで、本発明例１〜６、比較例および従来例１、２に施された熱処理は外層材の残留応力を緩和するためであり、５５０℃で１２時間保持した後空冷するものである。

本発明例、従来例および比較例のワークロールの構成を表１に示す。

本発明例１〜６、比較例、従来例のワークロールのサーマルクラウンの程度を評価するため、ワークロールの胴長方向のバレル中央部の中心の直径（外径）を測定して、以下のように、常温〜１２５℃における熱膨張係数を比較した。薄鋼板の熱間仕上圧延の操業では、ワークロールは５０〜１００℃程度の温度となり、一般的には１２５℃を超えることはないので、常温〜１２５℃における熱膨張係数を考慮すれば十分である。
各ワークロールについて、炉装入前の常温状態におけるワークロールの胴長方向バレル中央部の外径と温度１２５℃の炉に４８時間保持した後のワークロールのロールバレル中央部の中心の外径の計測値に基づいて熱膨張係数を求めた。表２にその結果を示す。
表２におけるＡ、Ｂ、ｄ_１、ｄ_２については既に述べた。

本発明例１〜６では、Ｆｅ−Ｎｉ合金製の中間層が形成されているため、いずれも７．００×１０^−６／℃を下回っている。
一方、比較例では軸材と外層材の化学成分は本発明例１〜６と同じであるが、熱膨張係数が小さい中間層がないため、熱膨張係数は１２．５０×１０^−６／℃となり、７．００×１０^−６／℃を大きく上回っている。そして、また、従来例１では外層材の化学成分は本発明例１〜６と同じであるが、軸材に熱膨張係数の大きいＳＵＳ３０４を使用し、かつ熱膨張係数が小さい中間層がないため、熱膨張係数は１４．５０×１０^−６／℃となり、さらに増大し、やはり７．００×１０^−６を大きく上回っている。これは長時間炉内で加熱したため、軸材のＳＵＳ３０４の温度も炉温と同程度になり、ＳＵＳ３０４の膨張係数は大きいためにこのような結果になったと推定される。従来例２は、軸材に低合金鋼を使用しており、この点で従来例１と異なる。しかし、熱膨張係数はやや小さくなっているものの、１０．５０×１０^−６／℃であり、７．００×１０^−６／℃をやはり上回っている。

以上のとおり、本発明例１〜６のワークロールは、常温〜１２５℃におけるバレル中央部の中心での熱膨張係数が７．００×１０^−６／℃を下回っている。

また、表３に本発明例１〜６について条件（１）〜（３）を調べた結果を示す。表３における○印は条件を満たすことを、×印は満たさないことをそれぞれ示す。

上記の本発明例１〜６、比較例、および従来例１、２のワークロールをそれぞれ組み込んだ熱間仕上圧延機列により被圧延材のシートバーを熱間圧延して熱延鋼板を製造した。熱間仕上圧延機列は、図４に示すように、７スタンドの熱間仕上圧延機から構成されるものである。

圧延条件は以下の通りである。
・被圧延材について
鋼種：低炭素鋼（Ｃ：０．０２〜０．０５質量％）
スラブ厚：２６０ｍｍ
スラブ重量：１３〜３０トン
スラブの加熱温度：１１００〜１２００℃（加熱時間：２〜４時間）
シートバー板厚：４０〜８０ｍｍ
・仕上圧延条件
仕上圧延機列：７スタンド（Ｆ１〜Ｆ７スタンド）４段圧延機
Ｆ１〜Ｆ７スタンドのワークロール直径：８００ｍｍ
仕上厚：１．６〜６．５ｍｍ
板幅：９４０〜１８００ｍｍ
・圧延サイクル
図５に示す板厚、板幅の圧延サイクルを構成し、本発明１〜６、比較例および従来例１、２で熱間圧延を実施した。それぞれ全く同じサイクルを構成することはできなかったが、板幅の変化代は５０ｍｍ以下とした。
図５において、横軸は、仕上圧延機列により圧延される被圧延材の本数、左縦軸はＦ７スタンド出側での板幅、右縦軸はＦ７スタンド出側での板厚を示す。

通板性を評価する基準について以下に記す。
以下の（イ）、（ロ）について４００ｍｍの幅戻り時の板形状について評価した。鋼板の形状は仕上圧延機出側の形状計１３（図４）で測定した。形状は急峻度（腹伸び、中伸び高さを波長で除し１００倍した値）で評価した。熱延仕上機列出側での形状（急峻度）が２％を超えると通板が困難になりはじめる。好ましくは２．５％以下である。
（イ）圧延本数４４本目から３本連続して、板幅１４００ｍｍから１８００ｍｍに幅戻
時の形状
（ロ）圧延本数8４本目から３本連続して、板幅１０００ｍｍから１４００ｍｍに幅戻
時の形状
通板時の形状測定の結果を表４に示す。

＜試験結果＞
本発明例１は軸材中央部の平行部距離（台形状の中間層の台形上辺長さに同じ）Ａ、軸材の直径が減少し始める位置間の距離（大検状の中間層の台形底辺長さに同じ）Ｂおよび軸材中央部直径ｄ_１の値が好適範囲から外れる。すなわち条件（１）〜（３）の全て満たさない。しかし、幅戻り４００ｍｍの条件である、４４本目、８４本目、８５本目では急峻度が２％を超えやや通板に難があったものの、サイクル終了まで圧延できた。本発明例１は、中間層厚がもっとも大きく、ワークルールの熱膨張係数がもっとも小さいので、ワークロールの胴長方向断面中央部の中心近傍のサーマルクラウン量は小さいので、条件（１）〜（３）を満たさないものの、サイクル終了まで圧延できたものと考えられる。

本発明例２、５、６は条件（１）〜（３）のいずれか１つの条件のみを満たしており、中伸び形状の発生が認められたものの、発明例１と同様に、サイクル終了まで圧延できた。そして、形状は、本発明例２は、急峻度が４４〜４６本目、８４〜８６本目のいずれにおいても本発明例１よりも小さく、発明例１よりも形状が優れていた。また、本発明例５および６も、４４〜４６本目および８４〜８６本目の急峻度の平均を比較すると、本発明例１よりも小さく、形状はやや本発明例１よりも優れていた。

本発明例３は上記の好適範囲を２条件含み、サイクル終了まで圧延できた。そして、その形状も、４４〜４６本目、８４〜８６本目の急峻度の値から分かるように、発明２、５、６よりも形状が良好であった。
本発明例４では好適範囲を全て含む条件であり、サイクル終了まで安定した通板を維持しつつ圧延できた。そして、その形状も、４４〜４６本目、８４〜８６本目の急峻度の値から分かるように、本発明例３よりもさらに急峻度が小さく、形状が極めて良好であった。

一方、比較例では４５本目にＦ６スタンドで中伸び起因の絞りが発生し、その後の圧延を中止した。
従来例１では８４本目にＦ７スタンドで絞りが発生し、その後の圧延を中止した。また従来例２では８５本目にＦ７スタンドで絞りが発生し、その後の圧延を中止した。比較例および従来例ともＦ４スタンド以降で顕著な中伸び形状の発生が確認できた。

以上のとおり、本発明例１〜６（本発明のワークロールを組み込んだ熱間仕上圧延機からなる熱間仕上げ圧延機列による圧延）は、比較例や従来例１、２に比べて、通板性と鋼板の形状に優れる熱間圧延ができることが認められた。

１：ワークロール
２：軸材
３：中間層
４：外層
５：ネック部
６：ジャーナル部
７：トルク伝達部
８：被圧延材（鋼板）
９：モールド
１０：冷却装置
１１：高周波加熱装置
１２：バックアップロール
１３：形状測定器

Claims

熱延鋼板の熱間仕上圧延機に使用される複合ワークロールであって、該ワークロールは炭素鋼製または合金鋼製の軸材、Ｆｅ−Ｎｉ合金製の中間層およびハイス系材料製の外層からなり、バレル部において、軸材は胴長方向の中央部の外周に凹部を有し、中間層は該凹部に形成されて、軸材と中間層とで円柱状体を形成し、該円柱状体の外周に外層が形成され、かつ中間層は、軸材の軸中心をとおる胴長方向断面の形状が台形状になるように成形され、該台形の外層側の長さである台形底辺長さＢが該台形の軸材側の長さである台形上辺長さＡよりも大きいことを特徴とする熱延鋼板の熱間仕上圧延機に使用される複合ワークロール。
上記の長さＡに対応する領域での軸材の直径ｄ_１は、凹部が形成されていない部位での軸材の直径ｄ_２の１／６〜１／４の範囲以内であり、かつ、上記の長さＡがワークロールバレル長Ｌの１／３〜１／２の範囲以内であり、かつ上記の長さＢがワークロールのバレル長Ｌの２／３〜３／４の範囲以内であることを特徴とする、請求項１に記載の熱延鋼板の熱間仕上圧延機に使用される複合ワークロール。
請求項１又は２に記載の複合ワークロールを組み込んだ熱間仕上圧延機を複数スタンド備えた、熱延鋼板を製造する熱間仕上圧延機列。
請求項３に記載の熱間仕上圧延機列により熱間圧延して熱延鋼板を製造する熱間仕上圧延方法。