JP2012206174A - 面荒れスケール疵発生の危険性の有無の判定方法および該判定方法を用いる熱間仕上圧延機列、ならびにワークロールの面荒れの程度の判定方法および該判定方法を用いる熱間仕上圧延機列 - Google Patents

Abstract

【課題】熱間圧延により製造される製品に、面荒れスケール疵の表面品質不良が発生するのを抑制し、製品の高品質化を図る。
【解決手段】圧延機で被圧延材を圧延する前に、次の式（Ａ）により求めた面荒れ指数φが一定の値以上になったときに、前記被圧延材の表面のスケールの破壊および凝集による面荒れスケール疵発生の危険があると判定し、前記面荒れ指数φが前記一定の値未満であれば前記面荒れスケール疵発生の危険がないと判定する。
面荒れ指数φ＝φ０・Ｋ２／Ｄ・Σ（Ｋ１・Ｌ・Ｐ／Ｗ）・・・・・（Ａ）
【選択図】図３

Description

本発明は、面荒れスケール疵発生の危険性の有無の判定方法および該判定方法を用いる熱間仕上圧延機列、ならびにワークロールの面荒れの程度の判定方法および該判定方法を用いる熱間仕上圧延機列に関する。

金属帯、中でも、帯鋼に代表される薄鋼板は、溶製後、鋳造されてスラブにされ、しかる後、熱間圧延、冷間圧延を経て製造され、あるいは更に鍍金処理を施される等するものもある。

図３４は、従来から多くある熱間圧延ライン（熱間圧延機列）１００の一例を示す。加熱炉１０により数百〜千数百℃に加熱された厚み１５０〜３００ｍｍの金属材料（以下、被圧延材）８は、粗圧延機列１２、熱間仕上圧延機列１８により厚み１〜２５ｍｍまで圧延されて薄く延ばされる。

粗圧延機列１２を構成する各粗圧延機（スタンド）は、図３４に示す熱間圧延ライン（熱間圧延機列）１００の場合、Ｒ１、Ｒ２、Ｒ３の３基であるが、必ずしも基数はこれに限らない。多くの場合４機であり、そのうち一部（多くの場合１機）を往復圧延するものとし、残る圧延機が一方向圧延を行う３／４連続と呼ばれるタイプが多い。しかし、４機中３機が一方向のタイプに限らず、例えば３機中１機が一方向のタイプも含め、３／４連続という。

熱間仕上圧延機列１８を構成する各圧延機（スタンド）は、図３４に示す熱間圧延ライン（熱間圧延機列）１００の場合、Ｆ１〜Ｆ７の７基であるが、６基の場合もある。

前記のように数百〜千数百℃に加熱された高温の被圧延材８には、加熱炉１０から抽出されたとき、その表裏面に酸化鉄の魚鱗状の膜（以下、スケール）が生成している。この他、圧延され薄く延ばされるとともに放熱により降温していく過程でも、被圧延材８は高温の状態で大気に曝されるため、新たなスケールが被圧延材８の表裏面に生成する。このため、粗圧延機列１２の中の各粗圧延機の入側には、ポンプからの供給圧にして１０〜３０ＭＰａ内外の高圧水を被圧延材８の表裏面に吹き付けてスケールを除去するデスケーリング装置１６が設置され、スケールを除去する。

図３４において、１４は、仕上圧延前に被圧延材８の先後端クロップ（被圧延材８の先後端の、いびつな平面形状の部分）をカットして整形するためのクロップシャー、２２は、仕上圧延後の被圧延材８を水又は空気で冷却するための冷却ゾーン、２４は、冷却後の被圧延材８を巻き取るためのコイラー、２８は、オンラインでワークロール１９（以下、単にロール）を研削するためのオンラインロールグラインダ、９０は制御装置、９２はプロセスコンピュータ、９４はビジネスコンピュータである。

オンラインロールグラインダ２８は、特許文献１によれば、熱間仕上圧延機列１８の中の最終３スタンド（図３４ではＦ５〜Ｆ７）に設置するのがよい、とされている。

これは、図３５（ａ）に示すように、ロール１９の被圧延材通板部に相当する部分のみが磨耗し、被圧延材未通板部（未磨耗部）との間に磨耗段差が生じるので、この磨耗段差
が数十μｍ程度に大きくなった状態で被圧延材を圧延すると、板厚の目標からの偏差が大きくなったり、幅狭の被圧延材の次に幅広の被圧延材を圧延する場合に、圧延中の被圧延材の形状が不良となったりする問題があるところ、図３５（ｂ）に示すように、未通板部を、特許文献２等の要領で、研削により解消してロール１９を被圧延材幅方向に平坦化すれば、それらの問題を解消でき、しかも、その効果は、ロールの磨耗が被圧延材側に転写する比率（影響係数）が熱間仕上圧延機列のうちの後方のスタンドほど大きくなり、更に後方のスタンドによる圧延を経る場合は、最終スタンドによる圧延後にまで残存する比率（影響係数）が、やはり後方のスタンドほど大きくなるため、最終３スタンドにオンラインロールグラインダ２８を設置する効果が大きい、との考察に基づく。

特許文献１では、更に、オンラインロールグラインダ２８による磨耗段差の研削による解消は、図３６（ａ）に示すように、あるロール替から次のロール替までの圧延順の被圧延材幅の構成を、最大幅の被圧延材以降は、幅広から幅狭に移行する場合に限る、という従来の圧延上の制約を無くし、図３６（ｂ）に示すような、幅広移行（幅逆転）を可能にして、出鋼順＝圧延順となるような、いわゆるスケジュールフリー圧延を可能にする足掛かりになる、としている。

特許文献３は、図３７に示すように、磨耗段差の研削による解消のほか、ロール１９の全面研削を併用することも記載している。

図３８はオンラインロールグラインダ２８の構造を示している。図３８（ａ）の側面図、同（ｂ）の斜視図に示すように、上下ロール１９それぞれに対し、ロール胴長方向に２個の研削ユニット３０を設けている。該研削ユニット３０はセパレータ３２により結合され、オシレート装置３４により、研削ユニット３０、セパレータ３２一体にてロール胴長方向（被圧延材幅方向に相当）に移動する。２個の研削ユニット３０は、それぞれロール胴長の中央部を境に片側ずつを研削し、ロール胴長の全範囲を研削する。

図３８（ｃ）は研削ユニット３０の構造を示す図である。研削ユニット３０は、砥石３６、押付装置３８、回転装置４０から構成される。回転装置４０により砥石３６を回転しつつ押付装置３８のロッド３８Ｒにより砥石３６をロール１９に押し付けることでロール１９の研削を実施する。

回転装置４０と砥石３６とをつなぐ連結軸４２は、図３８（ｃ）の右側に示したＡ−Ａ断面で見るとわかる通り、スプライン４４と呼ばれる溝加工を施した形状をしており、回転装置４０側の軸４６と砥石３６側の軸４８がスプライン４４で噛み合うことにより、回転装置４０と砥石３６の間の距離が変わり、軸方向に互いに位置がずれても、回転方向の力を砥石３６に伝えることができる。

押付装置３８は油圧シリンダを用いており、砥石ホルダ５０を油圧シリンダにより前後させる。

砥石ホルダ５０と砥石３６の間には軸受５２が設置してあり、砥石３６を回転させながら、押し付けが可能となっている。また、油圧シリンダのシール５４にはゴム製のＵパッキンが、多くの場合、使用されている。

押付装置３８は必ずしも油圧シリンダでなくても、サーボモータ、ステッピングモータ等、砥石３６のロール１９への押付と、押付方向の位置決めが可能なアクチュエータであれば、どのようなものでも良いが、油圧シリンダが構造簡単で設置スペースも小さくて済むため最も好ましい。また、パッキンは、ゴム製に限らず、樹脂製、あるいは金属製であっても良い。

なお、特許文献１は、通常６及至７スタンドで構成される仕上圧延機の前段スタンド（Ｎｏ．１〜Ｎｏ．３スタンドＦ１〜Ｆ３又はＮｏ．４スタンドＦ４）においては、ロール肌荒れに起因するスケール発生が懸念されることから、オンラインロールグラインダ２８により通板部の肌荒れ除去研削を行うことも従来提案されている（特開昭６１−４９７１３号公報：特許文献４）と主張しているが、特許文献４には、どこのスタンドにオンラインロールグラインダを設置すべきか、はっきりと記載されているわけではない。

ここで、前段スタンドとは、対義語である後段スタンドの定義が国内鉄鋼各社で３通りに分かれており、Ｆ４〜Ｆ７までの４スタンドを指すこともあるし、Ｆ５〜Ｆ７までの３スタンドを指すこともあるし、中には仕上圧延機１８を構成するスタンド数が６つしかないところもあり、そういうところではＦ４〜Ｆ６までの３スタンドを指すこともあることの反対解釈からすると、少なくともＦ１からＦ３までの３スタンドは、これに該当する。

従来、前段スタンドには、オンラインロールグラインダが設置されたことはなかった。そして、粗圧延機にもオンラインロールグラインダが設置されたことはない。

ここで話は別になるが、後に実施形態の説明で引用する特許文献５には、圧延負荷と該圧延負荷に応じて形成される圧延ロール疲労層の深さとの関係を予め求めておき、圧延ロールの圧延負荷が所定量に達する毎に、オンラインロールグラインダにより当該圧延ロール疲労層をも全て研削して除去することを繰り返すことが記載されている。

同じく、後に実施形態の説明で引用する特許文献６には、先行材（先行被圧延材）の後端部および後行材（後行被圧延材）の先端部を切断した後、先行材、後行材を接合し、連続的に圧延を行う熱延連続工程により熱延高張力鋼板を製造する方法において、接合後の仕上圧延を潤滑を施し、かつ、少なくとも仕上圧延の後段はＯＲＧ（オンラインロールグラインダ）を活用しながらハイスロールで圧延することが記載されている。

また、後に実施形態の説明で引用する特許文献７には、シートバー接合装置を仕上圧延機のライン入側に配置し、このシートバー接合装置と仕上圧延機との間にシートバーの全幅を加熱するシートバー加熱装置（シートバーヒータ）とシートバーのエッジ部分を加熱するエッジ加熱装置を配置して成る連続熱間圧延設備のことが記載されている。

特開平０９−１５５４１８号公報 特開平０６−１９０４１０号公報 特開平０５−０４２３１０号公報 特開昭６１−０４９７１３号公報 特開平１０−３２８７１６号公報 特開平１０−１４６６０２号公報 特許第３３６８５７３号公報

ところで、熱間圧延の操業は、大別して、以下の３つを志向している。

（１）製品の高品質化
（２）稼働率、生産能率の向上
（３）エネルギー原単位の低減（（２）により低減される寄与分がある）

上記した３つの事項に資する項目を、以下に、更に掘り下げて説明する。

（１）製品の高品質化
製品の高品質化の一つとして、面荒れスケール疵の発生の抑制が挙げられる。

数百〜千数百℃の高温で熱間圧延された製品の表裏面（以下、簡単のため、単に表面と称す）の品質は、圧延されていく過程で表面がスケールに覆われることや、熱負荷でロールの表面状態が悪化して、それが被圧延材に転写すること等により、元来、冷間圧延された製品の表面品質に較べ一般的に劣っている。熱間圧延後、冷間圧延前に酸洗でスケールを除去するため、冷間圧延された製品の表面品質の方が良いのである。

熱間圧延後に冷間圧延されないで、熱間圧延されたまま、あるいは熱間圧延後にスケールの除去だけされて（いずれの場合も幅端の一部切除の加工等も施されることがあるが）出荷される製品の場合、表面状態の悪化したロールにより熱間圧延が行われると、面荒れスケール疵と呼ばれる表面品質不良が、製品金属帯全長に対し局部的に、あるいは散発的に発生していると、同部分は出荷前に切り捨てざるを得ない。このため、製品の歩留まりが低下する。熱間圧延後に冷間圧延されて出荷される製品の場合も面荒れスケール疵が被圧延材中に噛み込んでいれば同じである。

図３９は、このような熱間圧延ライン（熱間圧延機列）１００にて圧延した際に被圧延材８の表面に発生した面荒れスケール疵８Ａの表面品質不良の様子を示している。被圧延材８の表面の幅方向の一部分に黒い筋模様があり、それが被圧延材８の長さ方向に点在している。この黒い筋模様はスケールが被圧延材８に噛み込んだ跡である。

近年の全般的な製品厚の薄物化、材質の高強度化に伴う被圧延材の高温化、圧延荷重の増加により、上記した面荒れスケール疵が以前にも増して多く発生するようになってきている。

また、面荒れスケール疵の発生を抑制するために、こうした面荒れスケール疵の発生しやすい品種、材質の被圧延材の連続本数規制、研磨直後のロールの投入から何本以内に圧延すべきか、というようなロールチャンス規制で対応せねばならない不都合が生じるとともに、ロールを頻繁に交換する必要が生ずる場合がある等、操業上の大きな支障になってきている。

即ち、本発明の課題は、熱間圧延により製造される製品に、面荒れスケール疵の表面品質不良が発生するのを抑制し、製品の高品質化を図ることにある。

（２）−１ ロールと被圧延材の先端との間のスリップの発生の抑制による、稼働率、生産能率のアップ
稼働率、生産能率の向上の対策の一つとして、ロールと被圧延材の先端との間でのスリップの発生の抑制が挙げられる。

特許文献１に記載されているように、従来のオンラインロール研削は、ロール表層の摩耗により発生する段差を解消して、常時平坦なロール表面を維持するために行われる。

しかし、熱間圧延操業中、何本かの被圧延材８を圧延していくうちに、それら高温の被圧延材８と直接接触する粗圧延機列１２及び熱間仕上圧延機列１８の各ロール１９の表面に対し、被圧延材８の表層に生ずるスケールの一部が徐々に付着して、（あるいは、ロール１９の表層が高温の被圧延材８との接触で受ける入熱で酸化する寄与も１割程度ある、といわれているが、）当該各ロール１９の表面が、黒皮と呼ばれるマグネタイト（Ｆｅ₃
Ｏ₄）の皮膜で覆われた状態になる。ロール１９の表層がこの状態になると、被圧延材８
と該ロール１９の表面との間の摩擦係数が小さくなる。

摩擦係数が小さくなると、被圧延材８の先端がロール１９に噛み込む際に、被圧延材８と該ロール１９の表面との間でスリップが発生する場合がある。

ちなみに、被圧延材８と該ロール１９の表面との間の摩擦係数μの下限は、次のようにして決まる。

すなわち、図４０（ａ）に示すように、被圧延材８の先端がロール１９（図４０では仕上圧延機１８のロール１９を例示しているが、粗圧延機１２のロール１３であっても全く同様である。）に噛み込む際にロール１９から受ける力をＰとし、噛み込み角をαとすると、図４０（ｂ）に示す力の関係の通り、被圧延材８を上下ロール１９同士の間隙すなわち図中に矢印で示す搬送方向に引き込もうとする力ｆｈが、ロール１９から被圧延材８の先端に作用する。その力ｆｈが、被圧延材８を上下ロール１９同士の間隙に進入するのを妨げて搬送方向と逆方向に押し戻そうとする力Ｐｈ以上であれば、被圧延材８の先端は、上下ロール１９同士の間隙に進入するから圧延を開始できる。そうでなければ、被圧延材８と該ロール１９の表面との間でスリップが発生する。このスリップが発生するか否かの限界状態では、下記式が成立する。したがって、スリップしない摩擦係数μの下限は、tanαになる。

Ｐｈ＝ｆｈ …（１）
Ｐsinα＝ｆcosα …（２）
Ｐsinα＝μＰcosα …（３）
μ＝tanα …（４）

もっとも、被圧延材８と上記ロール１９の表面との間の実際の摩擦係数は、上述のような黒皮の生成状況、生成の程度に依存するほか、１本前の被圧延材の圧延の際に供給した圧延油の燃焼枯渇し残し（通常、被圧延材の尾端の、少なくともロール一周分の長さに相当するロール周長について、ロールに供給する圧延油をストップしてロールに付着した圧延油を燃焼枯渇させるが、わずかに残ってしまうこともある。）のような発見しにくく、しかもばらつきのある要因によっても変動するものと推定される。

先にも述べた通り、ロール１９を研磨したての状態よりも、黒皮の生成した状態の方が実際の摩擦係数が低くなる傾向にあり、スリップしやすい状態となる。また、噛み込み角αが大きくなると、スリップしない摩擦係数μの下限が大きくなる。よって、この場合もスリップが発生しやすくなる。

一方、高炭素鋼やオーステナイト系ステンレス鋼、炭素含有量が０．１質量％以上のマルテンサイト系ステンレス鋼等に代表される硬質材は、材質的な特性としてロール１９に噛み込みにくく、スリップしやすい傾向がある。これは、高炭素鋼等は材質上もともと硬質である上に、被圧延材８の先端が、図４１に示すように、デスケ−リング装置１６から噴射される水によって３面抜熱されるため、先端以外の部位に比べ、局部的に冷却されやすいことが相乗することから、被圧延材８の先端がいよいよ硬質になって、変形しにくくなり、スムーズに上下ロール１９同士の間隙に入っていかなくなるからである。

ステンレス鋼は表裏面に生成するスケールが難剥離性なのに対し、特に高炭素鋼は表裏面に生成するスケールが剥離しやすい性質なため、いよいよスリップしやすい。

更に、近年の需要家の品質要求の高まり等による微量添加元素等の影響により、例えば、高炭素鋼の中でも一層硬質なもの等があるが、圧延サイクル内にこのような硬質材が散在していると、被圧延材を順々に圧延していったときに急にこのような硬質材に出くわすことになり、この問題はいっそう顕著になる。

以上のようなことで、ロールと噛み込んだ被圧延材８の先端との間でスリップが発生すると、熱間圧延操業の円滑な継続に支障をきたすおそれがある。

（２）−２ ロールの交換頻度低減による、稼働率、生産能率の向上
ところで、熱間圧延の操業にとって、熱間仕上圧延機列１８のロールの交換に伴う、操業停止時間は、稼働率を低下させる要因として、かなりのウエイトを占める。図４２に１ヶ月間の熱間圧延ライン（熱間圧延機列）の操業における休止率と稼働率の内訳を示すが、「ロール交換」は、休止率のうちの最も大きな要因と言える。従って、ロールの交換に伴う、休止時間を少なくすることは、稼働率、生産能率のアップに資するものである。

本発明の第１の態様は、圧延機で被圧延材を圧延する前に、次の式（Ａ）により求めた面荒れ指数φが一定の値以上になったときに、前記被圧延材の表面のスケールの破壊および凝集による面荒れスケール疵発生の危険があると判定し、前記面荒れ指数φが前記一定の値未満であれば前記面荒れスケール疵発生の危険がないと判定することを特徴とする面荒れスケール疵発生の危険性の有無の判定方法である。
面荒れ指数φ＝φ０・Ｋ２／Ｄ・Σ（Ｋ１・Ｌ・Ｐ／Ｗ）・・・・・（Ａ）
ここで、
φ０：比例定数 （ｍ／ｋＮ）
Ｋ１：品種により決まる定数
Ｋ２：圧延機により決まる定数
Ｌ：当該圧延機における、ある被圧延材の圧延長さ （ｍ）
Ｐ：当該圧延機における、そのある被圧延材の圧延荷重 （ｋＮ）
Ｗ：当該圧延機における、そのある被圧延材の幅 （ｍ）
Ｄ：当該圧延機におけるロールの直径 （ｍ）
Σ：被圧延材毎の和

前記面荒れスケール疵発生の危険性の有無の判定方法において、前記被圧延材がステンレス鋼の場合の前記Ｋ１の値は、前記被圧延材が炭素鋼の場合の前記Ｋ１の値の０．１倍とすることが好ましい。

本発明の第２の態様は、前記面荒れスケール疵発生の危険性の有無の判定方法を用いることを特徴とする熱間仕上圧延機列である。

本発明の第３の態様は、圧延機で被圧延材を圧延する前に、次の式（Ｂ）により求めた面荒れ指数φの値に基づき、前記圧延機のワークロールの面荒れの程度を判定することを特徴とするワークロールの面荒れの程度の判定方法。
面荒れ指数φ＝φ０・Ｋ２／Ｄ・Σ（Ｋ１・Ｌ・Ｐ／Ｗ）・・・・・（Ｂ）
ここで、
φ０：比例定数 （ｍ／ｋＮ）
Ｋ１：品種により決まる定数
Ｋ２：圧延機により決まる定数
Ｌ：当該圧延機における、ある被圧延材の圧延長さ （ｍ）
Ｐ：当該圧延機における、そのある被圧延材の圧延荷重 （ｋＮ）
Ｗ：当該圧延機における、そのある被圧延材の幅 （ｍ）
Ｄ：当該圧延機におけるロールの直径 （ｍ）
Σ：被圧延材毎の和

前記ワークロールの面荒れの程度の判定方法において、前記被圧延材がステンレス鋼の場合の前記Ｋ１の値は、前記被圧延材が炭素鋼の場合の前記Ｋ１の値の０．１倍とすることが好ましい。

本発明の第４の態様は、前記ワークロールの面荒れの程度の判定方法を用いることを特徴とする熱間仕上圧延機列である。

本発明によれば、熱間圧延により製造される製品に、面荒れスケール疵の表面品質不良が発生するのを抑制することができる。更に、ロールの交換頻度低減により、熱間圧延操業の稼働率、生産能率が向上する。

被圧延材表面に生じた面荒れスケール疵の表面品質不良とその発生直後に抜き出したワークロールの様子を示す図 Ｆ２ロールのスケールの厚み、表面粗度の圧延本数による変化を測定した実験結果を示す図 面荒れスケール疵発生メカニズムを模式的に示す図 仕上圧延機ロールのスケールの厚み、面荒れ指数の圧延本数による変化を示す図 各品種の被圧延材を圧延時のＦ２ロールのスケールの厚みの圧延本数による変化を示す図 オンラインロールグラインダを有する熱間圧延ライン（熱間圧延機列）の設備列の１参考例を示す図 オンラインロールグラインダの１実施例を示す正面図及び側面図 オンラインロールグラインダによるＦ２ロール研削結果の圧延本数による変化を示す図 ロール断面の様子を示す拡大図 本発明の熱間圧延ライン（熱間圧延機列）の一例を示す図 本発明に至る条件を説明するための、Ｆ１インターバルの、被圧延材圧延本数順の構成の例を示す図 本発明に至る条件を説明するための、被圧延材の仕上圧延後厚、被圧延材幅、被圧延材長さ、引張強さ（命令値）についての、被圧延材圧延本数順の構成の例を示す図 従来のオンラインロールグラインダによる、設定した研削量と実績の研削量との差を比較して示す図 製品厚みの幅方向不均一による不良の例を示す図 ２個の研削ユニットの幅中央でのラップ量の誤差の発生原因を説明するための平面図 施策適用後のオンラインロールグラインダの研削ユニットの構造を示す断面図 機械抵抗低減による研削精度向上のメカニズムを説明するための断面図 各種構造と機械抵抗の関係の実験結果を示す図 押付装置である油圧シリンダを含む油圧の配管系統を模式的に示す管路図 各施策適用後の製品厚みの幅中央部での段差量を比較して示す図 幅中央ラップ部の製品厚みの不良の例を示す図 本施策適用前後の砥石前進指令からロール接触までの時間のばらつきを示す図 ラップ量の変更実験結果を示す図 圧延長による疲労層の進展の様子を示す図 オンラインロールグラインダによるロールの研削能を押付線圧との関係として表した図 オンラインロールグラインダの砥石とロールの関係を示す図 ロール胴長方向の累積圧延負荷の分布を示す図 疲労層まで研削する場合の、ある板道に相当する領域の研削から次の板道に相当する領域の研削に移行する際の過渡的な制御方法について説明した図 熱間圧延ライン（熱間圧延機列）の一参考例を示す図 各本発明の水準毎に休止率の内訳と稼働率を示した図 本発明を適用可能な熱間圧延ライン（熱間圧延機列）の一例を示す図 従来の熱間圧延ライン（熱間圧延機列）の例を示す図 従来の熱間圧延ライン（熱間圧延機列）の他の例を示す図 従来の熱間圧延ライン（熱間圧延機列）の更に他の例を示す図 従来技術で摩耗段差を研削している様子を示す断面図 従来技術による、あるロール替から次のロール替までの圧延順の被圧延幅の構成を示す図 従来技術による研削範囲の一例を示す図 従来技術のオンラインロールグラインダの構成の一例を示す図 従来技術で被圧延材の表面に発生した面荒れスケール疵の一例を示す図 被圧延材とロール表面との間の摩耗係数を説明するための図 従来技術の問題を説明するための図 従来技術を適用した場合の休止率の内訳と稼働率を示した図

先述の図３４に従来から多くある熱間圧延ライン（熱間圧延機列）１００の設備列の一例を示した。本発明を適用すべき熱間圧延ライン（熱間圧延機列）は必ずしもこれに限るものではないが、便宜上、これを例として以下に本発明に至る経緯について説明する。

（（１）の条件：面荒れスケール疵の発生の抑制による製品の高品質化）
図３９に、このような熱間圧延ライン（熱間圧延機列）１００にて圧延した際に被圧延材８の表面に発生した面荒れスケール疵８Ａの表面品質不良の様子を示したが、図１（ａ）は、面荒れスケール疵が発生した直後に熱間仕上圧延機列１８のうちのある圧延機から抜き出したロール１９の様子である。図１（ｂ）には、図３９と同じものを示している。ロール１９の表面には直前に圧延した被圧延材の幅に一致する範囲にスケール１９Ｓが濃く付着しているが、面荒れスケール疵の発生した被圧延材表面上の幅方向部分に符号するロール１９の表面上の部分１９Ａでスケールが剥離している様子がわかる。

面荒れスケール疵は、帯鋼の熱間圧延の場合、対象被圧延材が薄物と呼ばれる製品厚２ｍｍ未満の薄い品種の場合や、中炭素鋼や高張力鋼等、硬質なため圧延荷重が高くなる材質の場合、また、被圧延材の温度が一定以上に高い場合によく発生し、また、その原因となるロール１９の表層からのスケールの剥離は、熱間仕上圧延機列１８のうちの前方の圧延機（特にＦ２，Ｆ３）によく発生することが従来から経験的に知られていたものの、ロール１９の表層からのスケールの剥離が起こる条件や、それが、面荒れスケール疵となるメカニズムについては必ずしも明確になっていなかった。

発明者らは、この面荒れスケール疵の発生メカニズムを明確にするため、被圧延材を数本圧延する毎に、ロール１９の表層のスケールの厚み、表面粗度を調査した。対象材は、１〜１５本目は製品厚２〜５ｍｍ、製品幅８００〜１５００ｍｍの低炭素鋼、１６本目以降は製品厚１．２ｍｍ、製品幅１２００ｍｍの低炭素鋼とした。圧延条件を表１に、調査結果を表２と図２に示す。

ちなみに図２は熱間仕上圧延機列１８のうちの前方から数えて２番目の圧延機であるＦ２のロールの圧延本数とスケール（黒皮と呼ばれるマグネタイト（Ｆｅ₃Ｏ₄））の厚み、表面粗度を調査した結果である。データは、ＪＩＳＢ０６０１−２００１、ＪＩＳＢ０６５１−２００１に準拠し、触針式表面粗さ測定器をロール表面に当てて、ロールの軸方向に移動させ、粗さ曲線用の基準長さｌｒ（λｃ）を０．８ｍｍ、うねり曲線用の基準長さｌｗ（λｆ）を８ｍｍ、断面曲線用の基準長さｌｐすなわち評価長さｌｎを４０ｍｍとして測定した値である。ちなみにロールの胴長方向中央部で測定した。図２に示すように、圧延本数が多くなるほどスケールの厚みが増すことが分かった。また、表面粗度は、一旦小さくなった後に大きくなることが分かった。この調査においては、圧延本数５０本目において、ロール１９の表面には、図１（ａ）に示したのと同様なスケールの剥離が観察された。

発明者らは、同様の調査を、後述のように粗圧延機列１２、熱間仕上圧延機列１８のうちの各圧延機（スタンド）のロール１３、１９（以下、代表して１９と記載）について実施し、また、ステンレス鋼等他の品種の被圧延材についても実施した。その結果、ロール１９からスケールの剥離が発生する条件及び面荒れスケール疵の発生するメカニズムを解明した。その概略を図３に示す。

図３（ａ）に示すように、圧延機入側のデスケーリング装置１６により、一旦、スケール８Ｓを除去された被圧延材８の表面には、図３（ｂ）に示すように、ロール１９に実際に圧延されるまでの間にスケールが成長する。図３（ｃ）に示すように、この被圧延材８を圧延することによりロール１９の表面にはスケール１９Ｓが付着、成長する。何本もの被圧延材を圧延していくうちに、図３（ｄ）に示すように、ロール１９の表層のスケール１９Ｓの厚み、表面粗度とも増していくことは先にも述べた。圧延中のロール１９と被圧延材８との間には図３（ｅ）に示すように、せん断力が作用していることから、これによりロール１９の表層のスケール１９Ｓが剥離すると考えられる。ここで、スケールが剥離したロールの凹んだ部分１９Ａで被圧延材８の圧延を継続すると、ロール１９が回転して同部分１９Ａで被圧延材８を圧延する毎に、被圧延材表面に一様に生じていたスケール８Ｓが、ロール１９の凹んだ部分１９Ａで圧延された被圧延材８の箇所でだけ破壊されて被圧延材８の表面上、長さ方向に周期的に凝集する形で付着し、次の圧延機での圧延により被圧延材８中に押し込まれて噛み込み、面荒れスケール疵８Ａとなる。

ロールの凹んだ部分１９Ａで被圧延材８を圧延する毎に被圧延材８の表面に一様に生じていたスケール８Ｓが破壊されて被圧延材８の表面上、長さ方向に周期的に凝集するのは、図３（ｅ）の拡大した図に示すように、スケールが剥離したロールの部分の方が、そうでない部分よりも強いせん断力を被圧延材に与えるから、と推定される。

このメカニズムに基づき、発明者らは、下記に示す面荒れ指標を考案した。

φ＝φ０・Ｋ２／Ｄ・Σ（Ｋ１・Ｌ・Ｐ／Ｗ） …（５）
φ：面荒れ指数
ここで、
φ０：比例定数 （ｍ／ｋＮ）
Ｋ１：品種により決まる定数
Ｋ２：圧延機により決まる定数
Ｌ：当該圧延機における、ある被圧延材の圧延長さ （ｍ）
Ｐ：当該圧延機における、そのある被圧延材の圧延荷重 （ｋＮ）
Ｗ：当該圧延機における、そのある被圧延材の幅 （ｍ）
Ｄ：当該圧延機におけるロールの直径 （ｍ）
Σ：被圧延材毎の和
をそれぞれ表すものとする。

すなわち、ある圧延機をとった場合、該圧延機での被圧延材８の圧延長さＬを被圧延材毎に和をとった累積の圧延長さが長いほど、ロールの直径Ｄが小さいほど、ロールと被圧延材の接触する回数が大きくなり、ロールのスケールが厚くなるため、この一部の剥離とともに面荒れスケール疵が発生しやすい。Ｐ／Ｗは単位幅当たりの圧延荷重を示しており、これが大きくなるほど、スケールにかかるせん断力が大きく、面荒れスケール疵が発生しやすい。

Ｋ２は、圧延機により決まる定数であり、図３４に示す設備列における粗圧延機列１２中の各圧延機、熱間仕上圧延機列１８中の各圧延機それぞれに対して、表３の様に決めた。

粗圧延機（Ｒ１，２，３）においてＫ２＝０となっているのは、粗圧延機においては、デスケーリング装置１６からロール１９と被圧延材８の接触する場所（ロールバイト）までの距離が約１〜３ｍであり、熱間仕上圧延機列１８のうちの第１スタンドＦ１の場合の５ｍ内外と比べて短い上に、搬送速度が１００ｍｐｍ以上と、熱間仕上圧延機列の場合の最大６０ｍｐｍ内外と比べて速いこともあって、被圧延材表面のスケールの厚みが比較的薄いことに加え、一旦、ロールからスケールが剥離し、スケールが剥離したロール部分の凹みにより圧延することで被圧延材表面のスケールを破壊したとしても、次の圧延パスの入側では再度別のデスケーリング装置１６により、スケールが除去されるため、次の圧延機で押し込まれることがなく、面荒れスケール疵が発生しないからと考えられる。

熱間仕上圧延機列１８のうちの各圧延機（Ｆ１〜Ｆ７）におけるＫ２の値は、表１、図４に示す低炭素鋼の薄物を対象とした実験結果より求めた。図４は熱間仕上圧延機列１８のうちの各圧延機（Ｆ１〜Ｆ７）それぞれのスケールの厚みの実績と、各被圧延材の圧延条件をもとに計算した面荒れ指数を表す直線と、を併せて示したものである。Ｆ２に較べＦ１は、同じ圧延本数でのスケールの厚みが約１／１０と小さいことが分かる。これは、デスケーリング装置１６からの距離が、５ｍ内外とＦ２の１０ｍ内外と比べて短く、被圧延材表面のスケールの厚みが比較的薄いためである。また、熱間仕上圧延機Ｆ５、Ｆ６、Ｆ７に関しては、殆どスケールが付着しなかった。これは、従来から知られているように、ロールの周速が速いため、ロールが摩耗し、スケールが成長しないからである。

Ｆ３については、スケールの厚みはＦ２の８０％であった。Ｆ４はＦ２の５％であった。ロールの摩耗がＦ２に比べ大きいことの影響があると考えられる。

各圧延機のＫ２は、面荒れ指数式中のＫ２以外の指標が同じ場合の各圧延機の面荒れのしやすさを表す係数であり、Ｆ２におけるＫ２＝１として求めた。たとえば、Ｆ１におけるＫ２は、スケールの厚みの比１／１０に圧延荷重比２６１８６／２８６３５、圧延機出側での被圧延材長さの比２４３／１３１を乗じて０．２と求めた。Ｆ３におけるＫ２は、スケールの厚みの比０．８に圧延荷重比２６１８６／２３９７２、圧延機出側での被圧延材長さの比２４３／４４１を乗じて０．５と求めた。

Ｆ４におけるＫ２は、スケールの厚みの比１／２０に圧延荷重比２６１８６／１８２４５、圧延機出側での被圧延材長さの比２４３／７２２を乗じて０．０２と求めた。Ｆ５、Ｆ６、Ｆ７におけるＫ２は、ロールに殆どスケールが付着しないことから０とした。

Ｋ１は、被圧延材の品種により決まる定数であり、図５に示す実験結果より、回帰直線の傾きが、ステンレス鋼以外の品種と比べ、ステンレス鋼の場合、０．１倍であったことから、表４に示すように決定した。

ここで、低炭素鋼、中炭素鋼、高炭素鋼の区別はＣ％（質量％）によったが、その他の成分は、低炭素鋼、中炭素鋼の場合はＪＩＳ Ｇ ３１３１に、高炭素鋼の場合はＪＩＳ
Ｇ ３３１１に従うものとした。ステンレス鋼の場合はＪＩＳ Ｇ ４３０４に従うものとした。

図５は、圧延条件が同じ製品厚３．０ｍｍの被圧延材であって、異なる品種の被圧延材を圧延し、Ｆ２のロールのスケールの厚みを比較したものである。低炭素鋼、中炭素鋼、高炭素鋼に較べ、ステンレス鋼はスケールの厚みが１／１０であった。ステンレス鋼は、Ｃｒを多く含有しており、被圧延材表面にスケールが生成しにくく、面荒れスケール疵が発生しにくいことを示している。

一方、φ０であるが、これは、適宜な比例定数でよい。

ただ、このφ０は、分かり易さのため、基準条件のときに、ちょうどφ＝１となるような、規格化定数のように扱うのも好ましい。例えば、仮にであるが、厚さ２６０ｍｍ、長さ８．１２ｍのスラブを、５０本連続して、表５に示すような、熱間仕上圧延機列１８のうちの各圧延機での出側板厚と出側長さとに圧延する場合（Ｆ７出側板厚１．２ｍｍの場
合。因みに幅は表示していないが１２００ｍｍ）のＦ２（圧延荷重は表示していないが２６１８６ｋＮ）を基準条件とすれば、φ０＝３．０２１５Ｅ−０９となる。
（３．０２１５Ｅ−０９×１／０．８×５０×１×２４２．７×２６１８６／１．２＝１）

そうすれば、φ＝１以上となったときに、面荒れスケール疵発生の危険性がある、と判定し、φ＜１であれば、面荒れスケール疵発生の危険性がない、と判定すればよいから、面荒れ指数φ＝１を境に、その上下で面荒れスケール疵発生の危険性の有無を容易に判定できて、好都合である。もっとも、被圧延材１本１本の圧延毎に、面荒れ指数φの値は増加していくわけであるから、面荒れスケール疵発生の危険性の有無だけでなく、現在、ワークロールの面荒れの程度がどのくらいか、が被圧延材１本１本の圧延毎に推定できる。

本発明での、面荒れスケール疵発生の危険性の有無の判定の仕方や、ワークロールの面荒れの程度の推定の仕方は、上記のように面荒れ指数φ＝１を境に、その上下で行なう場合に限られるものではなく、とにかく、比例定数φ０としてどのような値を適用するとしても、面荒れ指数φが、ある値を境に、その上下で面荒れスケール疵発生の危険性の有無を判定したり、ワークロールの面荒れの程度を推定できるものであればよい。

図６は、本発明の対象となり得る熱間圧延ライン（熱間圧延機列）の設備列の１参考例である。ここでは熱間圧延ライン（熱間圧延機列）２００としよう。図３４に示す従来の設備列に加え、熱間仕上圧延機列１８のうちの圧延機Ｆ２、Ｆ３にもオンラインロールグラインダ２８を設置している。

図７は、オンラインロールグラインダ２８の構造の１実施例を示す図である。研削ユニット３０が、上下ロール１９それぞれに対して、各１台設置されている。各研削ユニット３０は、砥石３６、押付装置３８、回転装置４０、オシレートモータ５６、車輪５８、ピニオン６６等より構成されている。回転装置４０により、砥石３６を回転させた状態で、押付装置３８により、砥石３６をロール１９に押し付け、ロール１９の研削を実施する。研削ユニット３０は、オシレートモータ５６でピニオン６６を回転させ、傾動フレーム６０に設置されたラック６８と噛み合わせることで、レール７０に沿って、車輪５８と共に被圧延材８の幅方向に移動する。また、傾動フレーム６０は、ベースフレーム６２に設置された傾動支点ピン６４のまわりを回転自由に構成されている。ベースフレーム６２には、傾動ジャッキ７２、スタビライザシリンダ７４が設置され、傾動フレーム６０のベースフレーム６２に対する回転位置を決定する。これにより、ロール１９の直径の変化に合わせ、砥石３６の中心をロール１９の中心に向けることができる。ロール１９は、被圧延材８の搬送方向に回転しており、砥石３６は、ロール１９との接触面において、ロールと反対の方向に回転している。

こうした構造によるオンラインロールグラインダ２８を、プロセスコンピュータ９２からの指令により、傾動、回転、押付、オシレートすることでロール１９の表面の全範囲を研削する。

ロールの半径あたり、深さ０．５μｍ以上研削すれば、十分に面荒れスケール疵の発生を抑制できる。

図８は、オンラインロールグラインダ２８によるロール１９の研削を、表１に条件を示した薄物の低炭素鋼を含む２５０本の連続した被圧延材の圧延に適用した結果である。横軸に圧延本数、縦軸にＦ２ロールのスケールの厚みと面荒れ指数を示している。Ｆ２，Ｆ３とも、４０本に１回、オンラインロールグラインダ２８による研削を実施した。圧延本数が増すにつれ、スケールの厚み、面荒れ指数とも増加するが、オンラインロールグラインダ２８により研削することによって、スケールの厚み、面荒れ指数とも減少することがわかる。これを繰り返すことにより、２５０本以上、ロール１９からのスケールの剥離も、面荒れスケール疵も発生しないという良好な結果が得られた。

熱間仕上圧延機のロールは、従来はスケールの剥離ではない疲労層（クラックのある層）の厚さがある一定以上に進展したと判定される毎に圧延機から抜き出して別の研磨済のロールと交換するものであったが、Ｆ２，Ｆ３でオンラインロールグラインダ２８による研削を実施した結果、２５０本の被圧延材を圧延してもなおロールを研磨済のものと交換しないで済んだ。

２５０本という圧延本数は、被圧延材重量として約５０００ｔｏｎに相当し、オンラインロールグラインダ２８による研削を実施していなかった従来、１００本、約２０００ｔｏｎ程度が限界だったのに比べると、十分大きい。Ｆ７出側での長さに換算して圧延長が１本の被圧延材あたり１７３０ｍ（Ｆ２では２４３ｍ）にもなる、薄物と呼ばれるＦ７出側での厚さが２ｍｍ未満の品種（表２の条件のものは１．２ｍｍ）で２５０本もの圧延が可能であったことも大きいが、薄物以外も含めた１本の被圧延材あたりのＦ７出側での長さは、実は平均して１０００ｍを下回る。発明者らの検証したところでは、３５０本はロールを研磨済のものと交換しないで済んだ。それ以上（２５０×１７３０÷１０００＝４２５本）ロールを研磨済のものと交換しないで圧延を継続できる可能性もある。

しかし、オンラインロールグラインダ２８の発揮する効果は本当はそれ以上であり、後述の疲労層研削を行えば、ロールは、実質的に研磨済のものと交換しなくても良くなる。これについて詳細は後述する。

粗圧延機（Ｒ１、Ｒ２、Ｒ３）、熱間仕上圧延機（Ｆ１、Ｆ４）については、オンラインロールグラインダ２８を設置していないが、面荒れ指数は１未満となり、ロールのスケール剥離は発生しなかった。熱間仕上圧延機（Ｆ５、Ｆ６、Ｆ７）については、ロール表面の摩耗段差を解消して平坦化することを目的に、オンラインロールグラインダ２８を設置し、使用した。

ここでは、４０本に１回の研削の場合について示しているが、この研削パターンについては、面荒れ指数を１未満とすれば良く、研削タイミング（何本おき、または、圧延中常時研削）や、研削量（完全にロール表面のスケールを除去するか残すか）については、各種の条件次第で適宜調整可能なことは言うまでもない。

また、現在、熱間仕上圧延機列１８のうちの後方の３スタンドに主に実用化されているオンラインロールグラインダ２８では、ロール表層のスケールだけではなく、ロールの胴長両端域の未通板部については、ロール生地ごと研削する必要があり、ロールの単位時間あたりの研削体積（研削能）にして１０〜２０ｃｃ／分は発揮できる仕様とする必要があり、砥石３６一個での単位時間あたりの研削体積が６〜８ｃｃ／分であることから、上下ロール１９それぞれに対して、砥石３６ひいては研削ユニット３０を２個以上とする必要があった。

これに対し、本発明の評価方法からすると、Ｆ２、Ｆ３に設置するオンラインロールグラインダ２８は、ロールの生地ごと研削、除去する必要まではなく、ロール表面のスケールだけを除去すれば面荒れスケール疵の発生を抑制できることが解明できたこともあり、単位時間あたりの研削体積は１〜３ｃｃ／分程度でよく、砥石、研削ユニットは、少なくとも面荒れスケール疵の発生を抑制する観点からは、上下ロール１９それぞれに１個の砥石、研削ユニットとすることが可能である。

オンラインロールグラインダは、被圧延材８の先端がロールに噛み込む際と、尾端が尻抜けする際には、それら衝撃が伝わって破損してしまうのを防止するため、ロールから退避しておき、そのロールでの被圧延材８の圧延時間中にロールを研削するか（バー内研削という）、インターバル（先行被圧延材の尾端がその圧延機を抜けてから、次の被圧延材の先端がその圧延機に噛み込むまでの、圧延していない時間帯）中にロールを研削するか（バー間研削という）、どちらかにする。しかし、バー間研削するのに研削ユニットが１個しかないと、時間がかかりすぎ、生産能率が低下するため、極力バー内研削を指向した方が良い。被圧延材８の先端をロールが噛み込んでから、尾端が尻抜けするまでの時間は、熱間仕上圧延機列１８のうちの各スタンドで最大数秒の違いはあるものの、平均的に、１本の被圧延材あたり６０秒内外である。もっとも、製品厚が厚かったり、被圧延材そのものが短かったりすると、３０秒内外と短い場合もあるし、製品厚が薄かったり、被圧延材そのものが長かったりすると１２０秒内外と長い場合もある。この間に、ロール全面を研削できることが好ましい。ロール全面を研削するのに与えられる時間が６０秒とすると、３．１４×ロール直径０．８ｍ×ロール胴長２．２ｍ×研削深さ０．５μｍ＝２．７６ｃｃとなるから、大体上記１〜３ｃｃ／分の範囲に入り、妥当ということが計算上わかる。

もしも、被圧延材８の先端をロールが噛み込んでから尾端が尻抜けするまでの時間が３０秒内外しかない、製品厚が厚かったり、被圧延材そのものが短かったりする被圧延材が何本も続く場合、最悪バー内研削できなくなる可能性があるが、そういう場合は稀であり、もし万一そういう場合に遭遇しても、インターバルを延ばしてバー間研削を行うことで、生産能率は多少落ちるが、操業を継続する方法はある。生産能率も落とさない方法としては、更に、巻末に述べる連続熱間圧延を併用する方法がある。

以上の例では、熱間仕上圧延機Ｆ２，Ｆ３に研削ユニットが上下ロールそれぞれに各１個のオンラインロールグラインダ２８を設置する例を示したが、面荒れスケール疵の発生を抑制する目的上は、粗圧延機列１２、熱間仕上圧延機列１８のうちの別の圧延機にオンラインロールグラインダ２８を設置しても良いし、上下ロールそれぞれに何個の研削ユニットを設置するかは圧延条件（プロダクトミックス上最も短い圧延時間、インターバルとして許容できる最長時間、研削すべき深さ等）から必要となる研削能により適宜決定して良いことは言うまでもない。特に、研削に要する時間をできるだけ短縮したい場合には、研削ユニットの数を増やすことは、これを妨げるものではない。

但し、２個以上の砥石、研削ユニットとする場合にも、本発明のような評価方法を用いれば、オンラインロールグラインダ２８の設置数を最低限とすることができ、設備費を抑制することができるほか、本発明のような評価方法により砥石３６の無用な損耗を抑制し、ランニングコストを最小にすることもできる。

以上述べたことから、次のことが言える。

第１の条件、すなわち面荒れスケール疵の発生の抑制による製品の高品質化の観点からは、表３の結果からもわかる通り、熱間仕上圧延機列１８のうちの、
Ｆ２ ＞ Ｆ３ ＞ Ｆ１ ＞ Ｆ４
の順に、面荒れスケール疵が発生しやすいから、オンラインロールグラインダ２８の設置優先順も同じ順になる。

よって、従来からオンラインロールグラインダ２８を備えてきた、熱間仕上圧延機の最終３スタンドに加え、
（１）１つ以上のスタンドに、オンラインロールグラインダを備えることが好ましいと言え、そして、
（２）第２スタンドＦ２と第３スタンドＦ３に、オンラインロールグラインダを備えることが好ましく、また、
（３）第４スタンドＦ４でも面荒れスケール疵が発生する場合があることを考慮すると、第４スタンドＦ４も含めた（６スタンドから成る熱間仕上圧延機列の場合は、最終３スタンドに含まれるため、結果的に備えることになる）、第２スタンドＦ２以降の全てのスタンドに、オンラインロールグラインダを備えることも好ましい。
（４）これらに対して本願発明は、更に、第１スタンドＦ１でも面荒れスケール疵が発生する場合があることを考慮して、図１０に示すように、第１スタンドＦ１も含めた、全てのスタンドに、オンラインロールグラインダを備えたものである。そして、次のようなことも言える。
（５）ロール表層のスケールさえ研削できればよいのか、あるいは、ロール生地ごと研削できる必要性があるのか、に応じて、研削ユニットの数は１個だけで良いのか、あるいは２個以上とする必要があるのか、等を考慮すると、オンラインロールグラインダの研削ユニットの数がスタンドによって異なるようにするのが好ましい。それは、上記（１）及至（４）いずれの場合にも共通して言えることである。

（（２）−１の条件：ロールと被圧延材の先端との間のスリップの発生の抑制による、稼働率、生産能率のアップ）
ロールと被圧延材の先端との間でのスリップの発生は、熱間仕上圧延機列１８の例でいえば、そのうちのどのスタンドでも起こり得る。ただし、そう頻度的に多発する性質のものではないため、稼働率に与える影響はそう大きくはなく、図４２中にミスロールとして示した２．２４％のうちの０．０４％を占めるにすぎない。Ｆ１、Ｆ２、Ｆ３、Ｆ４の各スタンド別に直すと各０．０１％になり、粗圧延機では、ロールと被圧延材の先端との間でのスリップは、殆ど起こらない。

それでも、ひとたびロールと被圧延材の先端との間でのスリップが発生すると、１ｈｒ以上程度の長時間にわたり、熱間圧延ライン（熱間圧延機列）の操業が停止してしまうため、スリップの発生を抑制することには意味がある。

この状況を改善するため、Ｆ１、Ｆ２、Ｆ３、Ｆ４のどれか１つのスタンド、あるいは２つ以上のスタンドに、オンラインロールグラインダ２８を備えるようにし、ロール１９の表面を研削して、ロールと被圧延材の先端との間でスリップが発生しにくくなるようにするのが好ましい。以下にその参考形態の例を説明する。

（第１参考形態）
図３４に示すような熱間圧延ライン（熱間圧延機列）１００を考えて、圧延サイクル中、仕上圧延機１８の前段スタンドＦ１、Ｆ２、Ｆ３のうちの少なくとも一つ以上のスタンドのロール１９の表層に、黒皮と呼ばれるマグネタイト（Ｆｅ₃Ｏ₄）が生成し、それがある程度以上の厚さになると、被圧延材８の先端とロール１９の表面との間の摩擦係数が低下するからであろう、被圧延材８の先端とロール１９の表面がスリップしやすくなる。摩擦係数を実際に測定することは難しい。このため、その他の条件から間接的に摩擦係数が低下したもの、と判定した場合に、被圧延材８の先端がロール１９に噛み込み易くするため、次の被圧延材８を圧延する直前に、ロール１９をオンラインロールグラインダ２８で研削するようにする。これにより、被圧延材８の先端とロール１９との間の摩擦係数を上げ、被圧延材８の先端がスリップしてロール１９に噛み込まなくなるのを抑制する。

被圧延材８の先端とロール１９との間の摩擦係数は、黒皮の生成状況、生成の程度に依存すると推定されるが、被圧延材８の先端とロール１９との間の摩擦係数を上げるためには、図９に示すような、ロール１９の表面の黒皮を完全に除去することがまず考えられ、この場合、ロール１９の半径あたり０．５〜１０μｍ研削することになる（下限０．５μｍは（１）の条件から、上限１０μｍは図２から決まる）。

但し、実際上は、被圧延材８の先端とロール１９との間のスリップの発生を抑制する、という目的を達成するには、１本前の被圧延材の圧延の際に供給した圧延油の燃焼枯渇のし残しによって、被圧延材８の先端がスリップしてロール１９に噛み込まなくなるのを抑制するべく、燃焼枯渇し残した圧延油を掻き取るようなイメージで、ほんの少し撫でるように研削するだけでも効果があるため、ロール１９の半径あたり０．５〜１．５μｍ研削するのが好ましい。

ここで、上記した圧延サイクルとは、オンラインロールグラインダ２８の開発実用化以前から、研磨したてのロール１９を熱間仕上圧延機列１８の全スタンドに組み入れるロール交換をしてから、通常６０乃至１２０本程度の被圧延材８を圧延したら、次の別の研磨したてのロール１９を熱間仕上圧延機列１８の全スタンドに組み入れるようにロール交換をして操業していたことと関連した概念であり、前出の図３６にも示したように、研磨したてのロール１９を熱間仕上圧延機列１８の全スタンドに組み入れてから、次に別の研磨したてのロール１９を熱間仕上圧延機列１８の全スタンドに組み入れるまでの、言い換えると、ロール交換から次のロール交換までの間に圧延する、６０〜１２０本程度の一群の被圧延材８を圧延順に並べた構成単位のことである。

摩擦係数を実際に測定することは難しい。しかし、発明者らの研究によれば、１５本を超えて被圧延材８を断続的に圧延すると、熱間仕上圧延機列１８の前段スタンドでは、黒皮の生成により、ロール１９の表面と被圧延材８の先端の間の摩擦係数が低くなるからであろう、スリップする場合があることを確認している。

この１５本という数字は、高炭素鋼の圧延サイクルにて検証した結果、見出したものであるため、より軟質な被圧延材を圧延する場合は、もっと大きな数字になると考えられるが、そのような場合も、適宜実験にて前記のようなスリップする臨界的な数字を見出すことによって、他の種類の被圧延材を圧延する場合にも本発明は適用できる。上記の場合は、研磨したてのロール１９を熱間仕上圧延機列１８の全スタンドに組み入れてから、１６本目の被圧延材８の圧延の直前に、前段スタンドのロール１９をオンラインロールグラインダ２８で研削するようにする。

すなわち、本参考形態では、ロールの使用開始から、若しくは前回の研削から所定本数１５本の被圧延材を圧延したことを以って、圧延する次の被圧延材の先端と上記ロール１９の表面との間の摩擦係数が、スリップするおそれのある値に低下したと判定する。

ここで、ロール１９の表面のスリップ抑制のための研削は、ロール１９の表面のうち、被圧延材８の通板部のみ、もしくは被圧延材８の非通板部を含むロール１９の全面、いずれを研削するようにしてもよい。あるいは、被圧延材８の通板部あるいは非通板部に跨る領域を研削する等の研削の仕方も考えられるが、とにかく確実に、ロール１９の表面と被圧延材８の先端の間でのスリップを抑制できるのであれば、いかなる研削の仕方をしてもよい。

１６本目の被圧延材８の圧延の直前でひとたび研削を実施すれば、次は、また、１５本の被圧延材８を圧延した後、すなわち３１本目の被圧延材の圧延の直前で研削を実施すればよく、以降、４６本目の直前、６１本目の直前、・・・という具合に、研削が行われる。

他の種類の被圧延材を圧延する場合には、予め実験して得られている、スリップする臨界的な数字がＮ本であった、とすると、（Ｎ＋１）本目の被圧延材の圧延の直前、（２Ｎ＋１）本目の直前、（３Ｎ＋１）本目の直前、・・・という具合に、研削を行えばよい。

なお、上記の例では、熱間仕上圧延機列１８の前段スタンド、すなわちＦ１からＦ３までについて、１５本の被圧延材８を圧延する毎に研削を実施する場合を例に説明したが、本発明はこれに限るものではない。各社の実情に合わせ、例えば、Ｆ１だけにオンラインロールグラインダ２８を設置した場合は、Ｆ１について、１５本毎に研削を実施する等すればよいし、熱間仕上圧延機列１８ではなく粗圧延機列１２にオンラインロールグラインダ２８を設置した、あるいは、熱間仕上圧延機列１８の前段スタンドと粗圧延機列１２の一部または全部のスタンドにもオンラインロールグラインダ２８を設置した、等の場合も、所定本数の被圧延材８を圧延する毎に研削を実施するようにすればよい。

また、粗圧延機列と熱間仕上圧延機列あるいはさらに両者とも各スタンド毎に、被圧延材の温度が異なるため黒皮の生成の程度も異なるわけであり、前記した所定本数は、粗圧延機列と熱間仕上圧延機列あるいはさらに各スタンド毎に異なる値としても良い。

さらに、被圧延材１本の長さは各社まちまちであるから、１５本に限らず、各社の実情に合わせ、適宜な本数圧延する毎に研削を実施するようにしてよい。すなわち、上記所定本数は、被圧延材の条件や圧延設備の条件等によって異なるものである。

次に、第２参考形態について説明する。

（第２参考形態）
上記第１参考形態と同様な構成とした場合に、今、ある特定の圧延機にとって、次に圧延すべき被圧延材８の材質が高炭素鋼の中でも特に硬質なものであると判定した場合には、被圧延材８を圧延する直前に、ロール１９（粗圧延機のロールの場合は、ロール１３。以下、代表してロール１９と記載）をオンラインロールグラインダ２８で研削することにより、ロール１９の表面の黒皮を一部研削し、被圧延材８の先端とロール１９の表面との間の摩擦係数を上げる。これによって、被圧延材８の先端がスリップしてロール１９に噛み込まなくなるのを抑制する。

すなわち、１５本の被圧延材８を圧延する毎に研削を実施することに代えて、又は併用して、材質が硬質である被圧延材８を圧延する直前に、ロール１９をオンラインロールグラインダ２８で研削するようにした点を除いて、第１参考形態と同様である。

材質が硬質である被圧延材８には、硬質であることを示す何らかの指標が、例えば、圧延命令組段階で、各被圧延材８に関連付けされたデータとして、後述の参考例中のビジネスコンピュータ９４等の計算機内にて付与される。この硬質であることを示す何らかの指標は、一例として常温での引張強さの命令値とするのが簡単であるが、これに限るものではない。例えば、ブリネル、ロックウエル、ビッカース、ショア各種の硬さの指標、あるいはその他であってももちろんよい。高温状態での硬さと常温での引張強さ等は、値としては違うわけであるが、硬軟に相関があるため、実用上、これで十分である。

（第１、２参考形態を通じた参考例）
図１０に示す熱間圧延ライン（熱間圧延機列）３００に、本発明を適用した場合を例にして、以下、説明する。

ビジネスコンピュータ９４を用いて、オペレータ操作により圧延サイクルを作成する。これが情報伝達ルートを通じてプロセスコンピュータ９２に伝送される。プロセスコンピュータ９２では、被圧延材８の材質、粗圧延機１２、仕上圧延機１８の各スタンド出側の被圧延材厚、被圧延材幅をはじめとする各種の膨大なデータを記憶、認識している。

これらデータに基いて、プロセスコンピュータ９２から、制御装置５０に向けて、どのスタンド（圧延機）のオンラインロールグラインダ２８について、どの被圧延材８を圧延する直前に、ロール１９のどの領域について研削を実施するか、についての情報が情報伝達ルートを通じて伝送される。

そして、本参考例では、１５本の被圧延材を圧延すると、次に圧延する被圧延材の先端と上記ロール表面との間の摩擦係数が所定以下に低下した、すなわち、被圧延材の先端とロールの表面がスリップしやすいと判定すると共に、被圧延材の引張強さ（命令値）が５５０ＭＰａ以上の場合に、被圧延材の硬さと相関のある指標（引張強さ）が所定以上と判定するように、プロセスコンピュータ９２に対しプログラムが組み込まれ、上記いずれかの判定を満足すると、次の被圧延材を圧延する前に、対象とする圧延機のロール１９をオンラインロールグラインダ２８で研削するように制御する。

図１０は、熱間仕上圧延機列１８の全スタンドＦ１〜Ｆ７にオンラインロールグラインダ２８を設置して研削した例である。

ここで、研削には、通常のＦ１インターバル４０秒内外よりも長い時間を要するため、プロセスコンピュータ９２からの指令により、図１１に示すように、Ｆ１インターバルを７０秒程度に延ばすように設定してある。

上記のように、オンラインロールグラインダ２８で研削した結果、被圧延材８の先端とロール１９の表面の間でスリップは発生しなかった。なお、図１１及び次に述べる図１２において、５０本目以降については図示を省略してある。

ちなみに、このときの被圧延材８の仕上圧延後厚、被圧延材幅、被圧延材長さ、引張強さ（命令値）についての、被圧延材圧延本数順の構成を図１２に示す。

図１１において、４９本目の直前にインターバルを長くしているのは、ここでも研削を実施しているのであるが、これは、４９本目の被圧延材の引張強さ（命令値）が５５０ＭＰａと、他の被圧延材に比して高かったためである。本参考例では、引張強さ（命令値）が５５０ＭＰａ以上の被圧延材を次に圧延する場合は、上述のように、被圧延材の硬さと相関のある指標（引張強さ）が所定以上の被圧延材であると判定して、その直前にＦ１，Ｆ２，Ｆ３のオンラインロールグラインダが研削を実施するようにプログラムしてある。

表６に、本参考例における被圧延材等についての情報を示す。

ここで、上記参考形態では、圧延した本数で摩擦係数がスリップが起こる程度にまで低下したかどうかを判定しているが、本発明はこれに限らない。例えば、特定の圧延機に着目した場合に、当該圧延機にとってのインターバル（先行する被圧延材８の尾端が尻抜けしてから、次の被圧延材８の先端が噛み込むまでの時間）が、予定される時間を超えた場合も、被圧延材８の先端とロール１９の表面の間の摩擦係数が低下し、被圧延材８の先端とロール１９の間でスリップが発生しやすいことが経験的にわかっている。従って、その圧延機にとってのインターバルが、予定される時間を超えた場合に、がスリップが起こる程度の摩擦係数まで低下したと判定して、次の被圧延材の圧延直前に、オンラインロールグラインダ２８により、ロール１９の表面を研削するようにしてもよい。

また、上述の説明では、全て自動で研削が行われるものとして説明したが、本発明はこれに限るものではない。インターバルが所定時間を超えると予測されるため、オンラインロールグラインダ２８によるロール研削時間が確保できるものと判断される場合に、人意判断により、被圧延材８が加熱炉１０より抽出される前にオペレータの釦押下等によりオンラインロールグラインダ２８への研削指示の予定入力を行えるような仕組、被圧延材８が加熱炉１０より抽出された後にオペレータの釦押下等により被圧延材８の搬送を一旦停止させるとともに、オンラインロールグラインダ２８へ研削指示の（突発）入力を行えるような仕組、等にしてもよいし、あるいはこれらの仕組を、自動で研削が行われる仕組と併設してもよい。所定時間は９０秒とか１２０秒とか、定数として自動系あるいは人間系で認識しておけば良い。

更に、上述の説明では、熱間圧延操業開始時の熱間仕上圧延機列１８のロール１９が研磨したてのロールであった例を示したが、熱間圧延操業開始時の熱間仕上圧延機列１８のロール１９が別の圧延チャンスで使用された再使用ロールであっても、ビジネスコンピュータ９４あるいはプロセスコンピュータ９２からの指令またはオペレータの判断により研削タイミングを調整しても構わない。また、オンラインロールグラインダ２８によるロール研削時間が確保できるようにするために、オペレータの判断により、インターバルを延ばすように調整する等してもよい。

また、上述の説明では、熱間仕上圧延機列１８のうちの前段スタンド（Ｆ１，Ｆ２，Ｆ３）の全てのスタンドにオンラインロールグラインダ２８を備えた場合を例に取って説明したが、その例に限らず、熱間仕上圧延機列１８のうちの前段スタンド（Ｆ１，Ｆ２，Ｆ３）のうちのどれか１つのスタンドにオンラインロールグラインダ２８を備えただけでも、スリップ発生の抑制の効果があることは間違いなく、また、前段スタンド以外の圧延機、例えば、粗圧延機列１２のうちのどれか１つ以上のスタンドや、熱間仕上圧延機列１８のうちの後段スタンドに備えられたオンラインロールグラインダ２８であっても、同様の効果が得られることは言うまでもない。

また、上述の説明では、引張強さの命令値により、被圧延材の硬さと相関のある指標が所定以上となったかどうかを判定して研削実施の有無を決定しているが、本発明はこれに限定されない。

実際のロール１９の表面の状態をＣＣＤカメラ等で観察した表面状態に基づき、所定以下の摩擦係数となっているか否かを判定して、研削実施の有無を決定することや、温度計による被圧延材８の先端部の実測温度にて、被圧延材の硬さと相関のある指標が所定以上となったか否かを判定することで、被圧延材８のロール１９への噛み込み難さを自動判断し、研削実施の有無を決定するようにした方が、より高精度な被圧延材８の先端の噛み込み不良（スリップ）を回避できる手段であると考えられるため、そのようにしても勿論良い。

以上述べたことから、次のことが言える。

第２の条件、即ち、ロールと被圧延材の先端との間のスリップの発生の抑制による、稼働率、生産能率の向上の観点からは、従来からオンラインロールグラインダ２８を備えてきた、熱間仕上圧延機の最終３スタンドに加え、
（１）１つ以上のスタンドに、オンラインロールグラインダを備えることが好ましいと言え、そして、
（２）第２スタンドＦ２と第３スタンドＦ３に、オンラインロールグラインダを備えることも、
（３）第４スタンドＦ４も含めた（６スタンドから成る仕上圧延機の場合は、最終３スタンドに含まれるため、結果的に備えることになる）、第２スタンドＦ２以降の全てのスタンドに、オンラインロールグラインダを備えることも好ましい。
（４）これらに対して、本願発明では、更に、第１スタンドＦ１も含めた、全てのスタンドに、オンラインロールグラインダを備えたものである。
そして、次のようなことも言える。ロール表層のスケールさえ研削できればよいのか、あるいは、ロール生地ごと研削できる必要性があるのか、と同様に発想して、スリップが発生するのを抑制するためには、どの程度の深さ研削すれば良いのか、を検証すれば、それにより、研削ユニットの数は１個だけで良いのか、あるいは２個以上とする必要があるのか、がわかるはずであることを考慮すると、
（５）オンラインロールグラインダの研削ユニットの数がスタンドによって異なるようにするのも好ましい。それは、上記（１）及至（４）いずれの場合にも共通して言えることである。

（（２）−２の条件：ロールの交換頻度低減による、稼働率、生産能率の向上）
稼働率を上げるために、ロール交換を極力不要とするためには、目標とする研削深さに対する実績の研削深さのずれが小さいこと、即ち研削精度が高いことが要求される。そのためには、以降に述べるような施策を講ずるのが効果的である。

その施策とは、第１に、押付装置の移動量を実測する位置センサを設置すること、
第２に、押付装置の押付方向の機械抵抗を下記式の範囲内とすること、

第３に、押付装置が油圧シリンダの場合、油圧シリンダのシールを樹脂製とすると共に回転装置と砥石をつなぐ連結軸のスプラインをボールスプラインとすること、
第４に、第３の施策における油圧シリンダの油圧配管のヘッド側に油だまり、ロッド側にアキュムレータを設置すること、
第５に、第１及至第４の施策のうちのいずれか１つ以上の形態を用いて、ロールの胴長方向に複数設置されたオンラインロールグラインダを用いて、隣り合う研削ユニットのロール胴長方向研削範囲のラップ量を５〜１０ｍｍとすること、である。

第５の施策の場合は、研削ユニットが複数あることが前提であるが、第３、第４の施策の場合も、研削ユニットが複数ある場合、特に好適に適合する。

ここに、機械抵抗とは、押付装置３８が油圧シリンダの場合は、油圧シリンダのロッド３８Ｒとシール部５４のパッキンとの摺動抵抗等を意味し、油圧モータやステッピングモータの場合は、ベーンとケーシングとの間の摩擦等や、モータ軸とケーシングの間のベアリングの摩擦等を意味し、いずれの場合も、スプライン４４の摺動抵抗等も含み、とにかく機械的に抵抗になるものに該当する場合について用いる。

これらの施策により、圧延後の製品金属帯の厚みが幅方向に平坦でない不良の発生を抑制できるため、ロール交換の必要頻度が著しく低減でき、熱間圧延ライン（熱間圧延機列）の稼働率が上がる。以降にその理由を説明する。

（第１の施策）
図１３は、研削前後のロール径を測定することによって評価した、従来のオンラインロールグラインダの設定した研削量と実績の研削量との差を比較して示した図である。設定と実績では、±３０％程度も違う場合もあり、しかも、その違いは、ばらついている。発明者らの対象としている熱間圧延ライン（熱間圧延機列）３００等にて、金属帯の製品板厚の精度を左右する最終Ｆ７スタンドでは、１本のロールに対する研削量（研削深さ）は最大で５０μｍ程度としていることから、その場合、１５μｍ（５０μｍ×０．３）程度の研削量の誤差が発生しうることになる。２個の研削ユニットの研削量の差としては、設定に対する実績の誤差がそれぞれ±３０％発生すると考えると、最大３０μｍ（１５μｍ×２）となるから、図１４（ａ）、（ｂ）に示す段差プロフィールは容易に発生し得ることが分かる。

図１４（ｃ）の２個の研削ユニットでの研削時におけるロール胴長方向中央部でのラップ量の誤差の発生原因について、図１５に示す。研削ユニット２個にてロール胴長方向中央部を境に片側ずつを研削すると説明したが、ロール胴長方向中央部に未研削部が残らぬ様、図１５の一番下の図（ｄ）に示すように２個の研削ユニット３０の研削範囲を、砥石とロール接触幅の約半分のラップ量Ｌ（２０ｍｍ程度）だけラップさせている。

研削前、図１５の一番上の図（ａ）に示すように、ロール胴長方向端（図では左端）にオンラインロールグラインダ２８が寄った状態にあり、図示しない押付装置は後退した状態にある。

研削の開始時の状況を説明する。図１５の上から２番目の図（ｂ）に示すように、ロール１９からある一定の距離Ｇだけ離してあった研削ユニット３０のうちの片方は、図示しないオシレートモータ５６（図７参照）によりロール１９の胴長方向に移動しつつ、研削を開始すべきロール１９の胴長方向位置から研削を開始できるよう、少し手前でプロセスコンピュータ９２からの砥石前進指令により、押付装置によりロール１９側に前進を開始する。

図１５の一番上の図（ａ）に示すように、ロール胴長方向端にオンラインロールグラインダ２８が寄った状態で、研削ユニット３０のうちの片方が、押付装置によりロール１９側に前進を開始し、ロール胴長方向端から研削を開始する場合もある。

ロールに接触したと制御装置９０が認識する時点から研削が開始されるが、接触による荷重の起立をトリガーにすると、荷重センサの値はばらつくため、前進開始からのタイマ値とせざるを得ない。

前進開始から接触までの時間の実績がタイマ値からずれると、ロール胴長方向での研削位置がずれ、ある位置をとってみると研削深さが所望の値からずれることになる。オシレートが進み、ロール胴長方向中央部に近い後半を研削しようとする頃になると、図１５の上から３番目の図（ｃ）に示すように、もう片方の研削ユニット３０がロール側に前進を開始する。前進開始から接触までの時間のずれ方は、もう一方の研削ユニット３０と異なる場合が少なくない。すると、図１４（ａ）に示したようなラップ部での段差Ｓが発生する。

図１４（ａ）に示したようなラップ部の段差Ｓは、研削状態にある研削ユニット３０に比べ、待機状態にある研削ユニット３０の方が前進開始から接触までにより短い時間しか要しない場合に発生する。

一方、図１４（ｂ）に示したようなプロフィールは、何らかの理由により、研削状態にある研削ユニット３０も待機状態にある研削ユニット３０もロール側への前進開始から接触までの時間が所望の値よりも短くて過研削になる場合、図１４（ｃ）に示したようなプロフィールは、何らかの理由により、研削状態にある研削ユニット３０も待機状態にある研削ユニット３０もロール１９側への前進開始から接触までの時間が所望の値よりも長くて研削不足になる場合を示している。このような場合、ロール胴長方向中央部には、２つの研削ユニットのラッ・BR>V量Ｌに、所望の値からの誤差が発生しやすく、すると、それに起因して、ロール胴長方向中央部に凸状の段差Ｓが発生しやすい。

図１４（ａ）では、厚みが幅中央部を境に１１μｍ変化している。図１４（ｂ）では、幅端部に厚み減少部が見られる。図１４（ｃ）では、幅中央部に７μｍの厚み減少部が見られる。こうした厚みの段差は、会社にもよるが、５μｍ内外以上となるとロースポット、ハイスポットと呼ばれる不良となり、切り捨てにより大きく歩留まりを低下させてしまう。図１４は幅方向断面での板厚分布を示しているだけであるが、実際には長手方向にずっと被圧延材が延在するわけであるから、それら不良部全長を切り捨てざるを得ないからである。

このように、従来は、図１４（ａ）、（ｂ）、（ｃ）のような段差が発生する場合があったが、押付装置の移動量を実測する位置センサを設置する（押付装置が油圧シリンダ３８である場合は、図１６中に示す位置センサ７６）ことで、図１４（ａ）のような段差は少なくとも抑制できる。

タイマ値によると、前進指令からロール１９への接触に時間的なばらつきが出ることは避けられないが、この点、位置センサ７６の出力が、押付装置が後退限にある状態での砥石３６の研削面からロール１９の表面までの機械的な距離（ロール１９の直径を測定することで圧延機に組み込んだときの周辺機器との寸法的な取り合いから幾何学的にわかる）に達したなら、砥石３６の前進を停止するようにすれば、研削深さに２個の研削ユニット３０で差が出にくくなるからである。砥石３６の研削面からロール１９の表面までの機械的な距離は、複数あるうちの１つの研削ユニットの前進指令から荷重検出（ある荷重の閾値を超えたことを油圧の圧力センサＰＴの出力を以って検出する）までの位置センサ７６の出力の変化から見た移動量を以って制御装置９０で記憶しておき、他の研削ユニット３０が前進指令を受けてから、その移動量だけ前進したときに砥石３６がロール１９に接触したものとする、という具合に運用することもできる。

加えて、位置センサ７６を設置すれば、目標とするロール１９のイニシャルクラウン（ロールを中心軸を通る仮想的な断面で切った場合を想定したときに、半径当り１００μｍ乃至３００μｍの凹あるいは凸のカーブを、１５００乃至２６００ｍｍのロール胴長に対し、サインカーブ状や円弧カーブ状等、曲線状に描くようにプロフィールを形成したもの）に沿うように押付装置３８の押付方向の変位を制御することができるから、オンラインロールグラインダ２８によりロール１９にイニシャルクラウンを形成するよう研削することもできる。

しかし、位置センサ７６を用いて制御したとしても、絶対的な押付装置の前進速度が所望の値より速かったり、遅かったりすると、図１４（ｂ）、（ｃ）のような段差は、抑制されることなく依然として発生する問題が残る。発明者らは、これをいかにして抑制するか、を考えた。それを以降に述べる。

（第２、第３の施策）
図１６は、圧延後の製品金属帯の厚みが幅方向に平坦でない不良の発生を抑制できる、本発明のオンラインロールグラインダの研削ユニットの構造である。押付装置３８のシール部を、従来、ゴム製であったものを、樹脂製のシール５４Ｐとしている。また、回転装置４０と砥石３６とを繋ぐ連結軸４２は、スプライン形状をしているが、回転装置４０側の軸と砥石３６側の軸のスプライン溝の間に、砥石３６と回転装置４０の間の距離が変動した時に転動する鋼鉄製の玉を配置したボールスプライン４４Ｂを設置している。

発明者らは、回転装置４０、押付装置３８の押付方向の機械抵抗を下記式を満たすように従来のオンラインロールグラインダより低減することで、研削誤差が格段に低減することを見出した。

機械抵抗低減による研削精度向上のメカニズムを図１７を用いて以下に説明する。砥石３６のロール１９への押付は、押付装置である油圧シリンダ３８によって行われることは、先述したが、ロール１９への押付力Ｆｒは、油圧シリンダの出力Ｆから、回転装置、押付装置の押付方向の機械抵抗Ｆμを差し引いた値となり、機械抵抗が変動するとロール１９への押付力Ｆｒも変動してしまう。

又、油圧シリンダが（ａ）前進方向移動時か（ｂ）後退方向移動時かによっても機械抵抗の方向が異なり、砥石３６のロール１９への押付力が変動してしまう。このことは、日常生活上も経験する通り、抵抗のあるものを介して何かを押そうとすると、機械抵抗の分を差し引いた力でしか押せないことと、逆に、押す力を緩めるときは、ドンと押し戻されるように抵抗の分が加わってくることからも容易に理解でき、油圧シリンダ３８を前進方向に押し付けるときは機械抵抗Ｆμを差し引いた値がロール１９への押付力Ｆｒとなり、後退方向に押し付ける（押し戻される）ときは機械抵抗Ｆμを足し合わせた値がロール１９への押付力Ｆｒとなる。

上記した式は、熱間仕上圧延機最終圧延機であるＦ７スタンドの出側での被圧延材の板厚誤差を許容値以下とするために押付装置の押付方向の機械抵抗をいくら以下に抑えるべきかを示したものであり、今、対象としている圧延機の、押付力の設定値や、熱間仕上圧延機出側での被圧延材の板厚誤差の許容量が大きいほど大きく、今、対象としている圧延機の、ロールの最大研削深さや、ロール表層の段差が仕上圧延機の最終圧延機であるＦ７スタンドの出側での被圧延材の板厚に転写する割合が大きいほど小さい。

この転写割合ηは、熱間仕上圧延機各圧延機毎に値をとる。最終圧延機であるＦ７スタンド以外の圧延機における転写割合は、Ｆ７スタンドよりも前方の圧延機にて被圧延材に転写された段差の影響が、どの程度Ｆ７スタンドの出側での被圧延材の板厚に残存しているか、を示す指標であるから、いわば、遺伝割合とも言える。実験等により求まる。

αは、実験等により求まる押付力と研削深さの関係を回帰して決まる値であり、０乃至１の間の値である。

押付装置の押付方向の機械抵抗（以下、単に機械抵抗）その他の値は、ここでの例では、オンラインロールグラインダを設置した熱間仕上圧延機Ｆ４〜Ｆ７各スタンド共通で、Ｆｎ＝９００Ｎ、ΔＨｃｒｉｔ＝０．０００００５ｍ、Ｔｍａｘ＝０．００００５ｍ、α＝０．６、η＝０．６３とした。これより、Ｆμ＝２９８Ｎとなる。

機械抵抗を低減するために各種の研削ユニットの構造を実験した。結果を図１８に示す。従来のゴム製シールとスプライン構造では、６００Ｎもの機械抵抗があった。これは、ばね秤でロッドを引っ張って実際に測定した値である。スプライン部に潤滑剤を塗布したものは多少改善されたが、５００Ｎであり、効果は不十分であった。結局、シールを樹脂製のシールとし、スプラインをボールスプラインとすることで機械抵抗も２５０Ｎと、上記で求めた２９８Ｎ以下となり、上記式を満足した。

（第４の施策）
図１９は、本発明のオンラインロールグラインダの、油圧シリンダ３８周辺の油圧の配管系統図を示している。圧力ライン８０から供給される油圧シリンダ３８のヘッド側の圧力は、比例減圧弁８１で制御され、又、同じく圧力ライン８０から供給される油圧シリンダ３８のロッド側の圧力は、減圧弁８２で制御される。又、ヘッド側、ロッド側とも、配管内に油が封じ込められた状態で圧縮された場合に異常な高圧とならない様にリリーフ弁８３を有しており、配管内の圧力が、リリーフ弁８３の設定圧力以上になると、リリーフ弁８３及びタンクライン８４を通じ、図示しないタンクに油を逃がし、圧力を低減させる構造である。リリーフ弁８３の設定圧は、常時作動させることのない様、ヘッド側、ロッド側とも比例減圧弁８１、減圧弁８２の設定圧より１０乃至１５％高く設定されている。図１９において、８５は油圧の圧力センサ（ＰＴ）である。

油圧シリンダ３８のヘッド側に容量１０Ｌの油たまり８６、ロッド側に容量５Ｌのアキュムレータ８７を設置している点が、従来と異なる。

油圧シリンダでは、ヘッド側の圧力を目標とする圧力に設定したとしても、砥石３６がロール１９から押し戻されたような場合、配管内の油は圧縮されて内圧が上昇する。図１９に示したとおり、リリーフ弁８３を設け、配管内の内圧が上がらないようにしているが、リリーフ弁８３の設定圧を比例減圧弁８１の設定圧より１０乃至１５％大きくしているため、比例減圧弁８１の設定圧とリリーフ弁８３の設定圧の間であれば圧力は上昇してしまう。又、ロッド側についても、研削時の砥石３６の振動を抑制するため、押付時の値であるが、ロッド側も２．４ＭＰａ程度の圧力を設定して使用しており、油圧シリンダ３８が前進する時にヘッド側と同様、ロッド側においても配管内の油が圧縮され、リリーフ弁８３の設定圧との範囲内で圧力が変動してしまう。

油圧シリンダ３８のヘッド側の径を０．０３２ｍ、ロッド側の径を０．０２５ｍ、ロッド側の減圧弁８２の設定圧を２．４ＭＰａ、押付力の設定値を９０Ｎとすると、ヘッド側の比例減圧弁８１の設定圧は２．１ＭＰａ（２．４×１０⁶×π／４×（０．０３２²−０．０２５²）＋９００）／（π／４×０．０３２²））、リリーフ弁８３の設定圧は、ヘッド側２．４ＭＰａ（２．１×１．１５）、ロッド側２．８ＭＰａとなり、各０．３〜０．４ＭＰａ、比例減圧弁８１、減圧弁８２の各設定圧より大きい。０．３〜０．４ＭＰａの圧力変動を砥石３６のロール１９の押付力Ｆｒに換算すると、最大３２２Ｎ（０．４×１０⁶×π／４×０．０３２²）となり、先述の機械抵抗の目標値２９８Ｎと同等となることから、無視できないことが分かる。また、従来、一般的なリリーフ弁の設定圧の目標に対する実績のばらつきは、最小でも±１ＭＰａ程度はあり、圧力変動を０．３〜０．４ＭＰａの範囲に抑えることさえ困難であった。

そこで、発明者らは、こうした圧力上昇が、ヘッド側であれば、ロール１９による砥石３６の押し戻しにより起こるものであり、ロッド側であれば、油圧シリンダ３８の前進に対する機械抵抗Ｆμによる妨げが原因になって起こるものであることに着目し、図１９に示したように、こうした現象による配管内の油の圧縮による圧力上昇を吸収する、油たまり８６、アキュムレータ８７を設置することに想到した。ヘッド側については、ロール１９による砥石３６の押し戻し量が１ｍｍ程度と小さいことから、圧縮性のガスを詰めた風船状のものを内包したアキュムレータではなく、単なる油たまりで良い。油たまりの体積は、目標圧力変動量を、全く研削能力に影響を与えない０．０５ＭＰａとし、油の体積弾性係数を６５０ＭＰａ、配管体積を０．７ｍ³、押し戻される体積を８×１０^-7 ｍ³（０．００１×π／４×０．０３２²）とすると、１０Ｌ（（６５０×１０⁶×８×１０^-7／（０．０５×１０⁶）−０．７）×１０００）となる。ロッド側については、押し戻される量が油圧シリンダのストロークの約２００ｍｍあるため、単なる油たまりでは非常に大きなものとなってしまう。このため、同様の計算により圧力変動量を０．０５ＭＰａ以下とするよう５Ｌのアキュムレータを設置した。

（第５の施策）
図２０は、本発明の機械抵抗低減、油圧系統改善後の、製品厚みの幅中央部での段差量Ｓ（図１４（ａ）に示したのと同様のもの）の製品１０００本での最大値を示したものである。本発明により、製品厚みの幅中央部での段差量は、最大でも４μｍとなり、５μｍの不良判定値以下となるという良好な結果が得られた。また、図１４（ｂ）に示したような幅端部での研削残しに起因する段差も同時に撲滅できた。

しかしここで、発明者らは図１４（ｃ）に示す幅中央部のラップ部の不良を、より確実に撲滅できる方法に想到した。それについて、以降に説明する。

図２１は、第１乃至第４の施策を講じた後の、製品厚みの幅方向分布を示したものである。幅中央部のラップ部に相当する２０ｍｍの範囲が段差Ｓとなって厚くなっていることが分かる。

図２２は、砥石前進指令から、ロール接触までの時間のばらつきを、（ａ）本発明の機械抵抗低減、油圧系統改善前、（ｂ）本発明の機械抵抗低減、油圧系統改善後に測定したもの同士を比較して示した図である。

（ａ）本発明の機械抵抗低減、油圧系統改善前は、オシレート装置によるロール胴長方向の移動速度が１２０ｍｍ／秒程度であることよりロール胴長方向の研削位置のずれは１７ｍｍ（１２０ｍｍ／秒×０．１４秒）、ロール胴長方向中央部でのラップ量の誤差は、２個の研削ユニットの誤差の合計であるから、３４ｍｍ程度は容易に発生し、２０ｍｍ程度のラップ量では、容易に未研削部が残っていた。又、ラップ部は２個の研削ユニットにより研削する原理上、１個の研削ユニットにて研削するロール胴長方向のその他の範囲より本来過研削となるため、ラップ量が大きくなる時は勿論、２０ｍｍ程度の設定値通りであっても、段差を発生させる可能性があった。

しかしながら、（ｂ）本発明の機械抵抗低減、油圧系統改善後は、機械抵抗低減、油圧系統改善により、砥石の前進速度のばらつきが低減したことに加え、押付装置の油圧シリンダ部に位置センサ７６を設置し、ロールと砥石の距離を正確に測定することができるようになったことに加え、研削前のロールと砥石との距離を、従来、砥石がロールに接触しないよう５０ｍｍ程度離していたものを、１０ｍｍ程度に近接化したことで、砥石前進指令から、ロール接触までの時間のばらつきはσ＝０．０２秒と大幅に低減していることがわかる。

図１５に示したラップ量Ｌ（片方の研削ユニット３０と、もう片方の研削ユニット３０との、砥石３６とロール１９の接触幅のラップする領域の、ロール胴長方向の幅）の誤差も４．９ｍｍと、ラップ量２０ｍｍに対して十分小さい値となったが、ばらつきが低減したことにより、未研削というような現象は無くなったものの、２個の研削ユニットが、ラップ部を確実に研削することで、ロールを深く削りすぎ、製品幅中央部が厚くなってしまったと考えられる。

図２３は、この問題を解決するために実施したラップ量の変更実験結果である。従来のオンラインロールグラインダでは砥石３６への前進指令から、ロール１９に接触するまでの時間のばらつきのために設定困難であった５〜１０ｍｍとすることで、製品幅中央部の厚み段差不良を撲滅できることが分かった。５ｍｍより小さくすると、逆に研削不足になった。

以上の説明は、研削ユニット３０が２つの場合を例に説明したが、３つ以上の場合についても、各ラップ量を５〜１０ｍｍとすることで過研削、研削不足の発生を抑制することができることは言うまでもない。

以上、稼働率を上げるために、ロールの交換頻度低減による、稼働率、生産能率の向上のための施策について述べたが、それは、研削ユニットが２つ以上の場合に特に好適に適合するとともに、目標とする研削深さに対し、実際の研削深さのずれが大きいと、それが被圧延材８に転写して製品の板厚品質に悪影響を及ぼし易い、熱間仕上圧延機列１８のうちの後段スタンドに備えるオンラインロールグラインダ２８に特に好適に適合する。

（疲労層の研削について）
さて、次に述べるのは、熱間仕上圧延機列１８のうちの後段スタンドに備えるオンラインロールグラインダ２８にでも、あるいは前段スタンドに備えるオンラインロールグラインダ２８にでも、好適に適合する、疲労層ごと研削除去する具体的方法である。

ロール１９の表層には、被圧延材８からの圧延反力を受けながらの回転に伴う圧延荷重の負荷、除荷の繰返しの影響により、形成されていく所謂転動疲労による疲労層が生成する。これに被圧延材８との接触による入熱の影響が加わって、ロール１９の表層には、亀の甲状にひび割れて見えるヒートクラックが発生するようになり、その後、さらに被圧延材の圧延を継続することによっても自然には消失しない。ロール１９の表面の亀の甲状のひび割れは大体、直径３〜５ｍｍの円内に入る程度の大きさである。最表層には所謂黒皮と呼ばれるマグネタイト層があるが、被圧延材の圧延を１本行うと、まず、図９中、ロール１９の深さ方向に伸びる１次ヒートクラック１９Ｃができる。更に被圧延材８の圧延を継続すると、１次ヒートクラック１９Ｃの先端よりも深さの浅いところから枝分かれする形でロール１９の表面に略平行な方向に２次ヒートクラック１９Ｄができる。

やがて、更に被圧延材８の圧延を継続すると、２次ヒートクラック１９Ｄが進展し、２次ヒートクラック１９Ｄよりもロール１９の表面に近い側のロール１９の表層部分が剥離し、ロール１９のプロフィルに大きな起伏ができる。すると、それが被圧延材８に転写し、程度がひどくなると、熱間仕上圧延機列１８のうちの後段スタンドのロール１９による圧延を経てもなお残存し、金属板製品の表面品質に悪影響が出る場合もある。

疲労層ごと研削除去することこそ、ロール交換を極力不要とする直接的な施策と言え、稼働率、生産能率の向上につながる。

もしも疲労層ごと研削除去するとしたら、オンラインロールグラインダ２８が無いとした場合にロールを交換する必要が生じる本数、例えば、８０〜１２０本の被圧延材を圧延し終わった後、インターバル（先行被圧延材の尾端がその圧延機を抜けてから、次の被圧延材の先端がその圧延機に噛み込むまでの、圧延していない時間帯）を、操業中の１０〜６０秒内外よりも比較的長い、７０〜３００秒内外に延長して、そのインターバルでロールを疲労層ごと研削除去するようにするのが好ましい。

もしも、１本毎とか、５本毎とか、頻繁に疲労層ごと研削除去すると、研削除去する毎に、更に新しく疲労層が発生して進展し、すぐにまた研削が必要になって、却ってロール原単位が悪化してしまうとともに、疲労層ごと研削除去する毎にインターバルが７０〜３００秒内外も必要になって、却って生産能率が低下してしまうからである。

図２４は、圧延長による疲労層の進展の様子を示したものである。Ｆ７出側換算圧延長が５０ｋｍ程度までは急激に疲労層が進展するものと推定される。しかし、その後の進展は０．３２μｍ／ｋｍであり、バー間研削で十分研削できる。

疲労層深さがロールの半径あたり８０μｍ（Ｆ７出側換算圧延長が８０ｋｍ程度）までは疲労層を研削除去しない方が、その後に却って疲労層の進展が飽和状になって進展速度が鈍ることからすると好ましい。それまでは疲労層を研削除去しなくても、疲労層が欠け落ち、ロール表面が凹凸状になって、それが転写する被圧延材の表面品質が悪化する問題は回避できる。

但し、上記した８０μｍという数字はロールの材質や被圧延材のプロダクトミックス中の硬質あるいは軟質なものの比率の代償等に依存すると考えられるため、それに応じて、適宜調整して良く、要は、ある一定の疲労層深さになるまで（疲労層深さを圧延中に測定することは困難であるため、実際はロールを研磨済みのものと交換してからのスタンド毎の圧延本数または圧延長によることになる）は、面荒れスケール疵の発生の抑制、あるいは、被圧延材の先端がロールに噛み込む際のスリップ抑制を目的に、黒皮の一部を研削するようにし、そのある一定の疲労層深さに達した以降は、そのある一定の疲労層深さ以下に疲労層深さを調整するように研削深さを調整するのが好ましいわけである。疲労層深さの定義は図９中に示すように、最も深い２次ヒートクラックの存在する深さとする。

以降、疲労層ごと研削除去する際の具体的方法についてより詳細に説明する。

（研削能決定式）
今、一つのロールをとって考えた場合、そのロールにとっての累積圧延負荷を考慮した研削能を表すモデル式として、一例を次式（８）に示す。

Ｖｇ＝９．８（１＋ｄ・Ｌ）・ａ・Ｐ^b・Ｖｒ^c ・・・（８）
Ｖｇ：研削能（ｃｃ／分）
Ｐ：砥石押付線圧（ｋＮ／ｍｍ）
Ｖｒ：相対摺動速度（ｍｐｍ）
（Ｖｒ＝ＶＲ＋ＶＧ、ＶＲ：ロール周速（ｍｐｍ）、ＶＧ：砥石周速（ｍｐｍ））
ａ、ｂ、ｃ、ｄ：研削能パラメータ
Ｌ：圧延長（ｋｍ）
この式のａ、ｂ、ｃ、ｄとして所定の値
ａ＝０．０２４５
ｂ＝０．６９２
ｃ＝０．５０３
ｄ＝０．００７５０
を用いた場合、押付線圧と研削能の関係を図に示したものが図２５である。

しかしながら、これらａ，ｂ，ｃ，ｄ等の研削パラメータは、その熱間圧延ライン（熱間圧延機列）の製造品種や寸法の構成（プロダクトミックス）、あるいはロール１９の材質等により変わってくるもの、と考えられるから、必ずしも上記各値に限るものではなく、実測データと合うように回帰して求めればよいわけで、適宜調整してよい。

また、累積圧延負荷としては、必ずしも上記の例のように圧延長を用いなくともよく、研削能を表すモデル式として、例えば上記（８）式とは別な、下記（９）式のようなモデル式、あるいは全く別な形のモデル式を用いる等してもよい。

Ｖｇ＝９．８φΣ（Ｌ×Ｐｒ）÷（Ｄ×Ｗ）・ａ・Ｐ^b・Ｖｒ^c ・・・（９）
Ｖｇ：研削能（ｃｃ／分）
Ｌ：圧延長（ｋｍ）
Ｐｒ：被圧延材の圧延荷重（ｋＮ）
Ｄ：ロール直径（ｍｍ）
Ｗ：被圧延材幅（ｍｍ）
Ｐ：砥石押付線圧（ｋＮ／ｍｍ）
Ｖｒ：相対摺動速度（ｍｐｍ）
（Ｖｒ＝ＶＲ＋ＶＧ、ＶＲ：ロール周速（ｍｐｍ）、ＶＧ：砥石周速（ｍｐｍ））
φ、ａ、ｂ、ｃ、ｄ：研削能パラメータ
Σ：各被圧延材一本毎であることを示す。

ちなみに上記（９）式中の、
φΣ（Ｌ×Ｐｒ）÷（Ｄ×Ｗ）
の部分は、被圧延材から受ける荷重Ｐｒを被圧延材幅Ｗで割った線圧に、その被圧延材の圧延長Ｌをロール直径Ｄで割った転動回数を掛け算することで、そのロールにどの位の負荷が加わったか、そのロールへの圧延負荷を表すパラメータ的な指標である。ここで円周率πはφの中に含まれている。Σで各被圧延材一本毎に累計することで、累積圧延負荷となる。

ところで、砥石３６を平面図的に見た様子を図２６に示すが、砥石は例えば８個で構成され、全体でリング状になるよう配列され、リング外径は２００ｍｍ、内径は１２０ｍｍ内外の大きさであるが、今、図示しないロール１９と砥石３６の接触部分がＡだとすると、Ａのロール胴長方向の幅ｗが決まっていて、ロール１９の一周当たりの、ロール胴長方向への、砥石３６とロール１９の接触部分Ａの移動量も、この幅ｗで一定とした場合、ロール１９の表層が研削される現象は、砥石３６とロール１９の接触押圧により発生する荷重（押付線圧）、及び、砥石３６とロール１９が接触した状態でロール１９が回転して摺動する回数に支配される。ちなみに図中点線で囲まれるＡ’で示す領域は、ロール１９が丁度一周後の砥石３６とロール１９の接触部分を示す。

（ロール軸方向の累積圧延負荷の分布に応じて、オンラインロールグラインダ砥石のロールへの押付線圧を変化させる制御）
さて、被圧延材には各種の幅のものがあり、被圧延材の幅方向とロール胴長方向は一致するが、被圧延材に各種の幅のものがあることからすると、ロール表面上のあるロール胴長方向直線上で見た場合、ロール胴長方向中点付近は全ての被圧延材と接触するが、ロール胴長方向端部にいくにつれ、より広い幅の被圧延材としか接触しないため、この疲労層の深さは、ロール胴長方向に分布をもち、それはロール胴長方向の累積圧延負荷の分布と相関することを発明者らは見出した。

ロール胴長方向の累積圧延負荷の分布に応じて、砥石のロールへの押付線圧を変化させる制御に反映する。ここで、ロール胴長方向の累積圧延負荷の分布とは、図２７に示したように、例えばロール１９の端面１９Ｅを原点としてロール胴長方向をＸ軸にとった場合に、個々の被圧延材と接触した、しないによって圧延負荷が加算されたり、されなかったりする結果、Ｘ軸方向のある位置に対して、その位置での圧延負荷が累積的に加算されてどのような値になっているのかを、Ｘ軸方向に異なる点の値どうしを結んで示した分布のことを指す。押付線圧とは、砥石３６のロール１９への押付時の荷重を、ロール１９と砥石３６の接触部分Ａのロール胴長方向の幅ｗで割った値である。

（制御方法）
疲労層の深さは、ロール胴長方向に階段状の分布を持ち、それはロール胴長方向の累積圧延負荷の分布と比例的な関係にあることを発明者らは見出した。

なぜなら、被圧延材に各種の幅のものがあり、被圧延材の幅は一本毎に異なる値となることを考慮すると、ロール表面上のあるロール胴長方向直線上で見た場合、ロール胴長方向中点付近は全ての被圧延材と接触するが、ロール胴長方向端部にいくにつれ、より広い幅の被圧延材としか接触しないから、そのようになるのである。

（ある板道に相当する領域の研削から次の板道に相当する領域の研削に移行する際の過渡的な制御方法）
してみれば、以上述べた方法に従った場合の、ある板道に相当する領域の研削から次の板道に相当する領域の研削に移行する際の過渡的な制御方法は、以下に述べる形態をとるのが好ましい、との結論に達する。ちなみに板道とは、被圧延材と接触するロール上の領域のことである。

第一義的には、図２８（ａ）に示すように、今、ロール胴長方向中点寄りに存在するある被圧延材の板道Ｂと、その被圧延材よりもロール胴長方向端部寄りに存在する別の被圧延材の板道Ｃとが、同図２８（ａ）に示すような、ロールと砥石の接触部分Ａとの位置関係にある場合を考えると、ロールと砥石の接触部分Ａのロール胴長方向中点寄りのポイントｐが、ロール胴長方向中点寄りに存在するある被圧延材の板道Ｂにかかったときを起点に、ロールが丁度１／２周したときに、板道Ｃに相当する領域の累積圧延負荷から、板道Ｂに相当する領域の累積圧延負荷に、図示しない駆動制御装置内での認識を切り替えて、それに相当する研削能が発揮されるものと認識するようにする。

ここで、ロールが丁度１／２周したときに認識を切り替えるようにした理由は、板道Ｂと板道Ｃとの影響係数を０．５ずつと仮定したからであるが、厳密に１／２周したときでなくても、０〜１周の範囲内で、いつのタイミングで切り替えても別段支障が生ずるわけではなく、この範囲内で適宜調整可能である。

板道Ｃに相当する領域に比べ、板道Ｂに相当する領域の方が、ロール胴長方向中点寄りに存在するから、累積圧延負荷は大きくなっているわけであり、図２５に示した関係からすると、同じ押付線圧に対して発揮される研削能は大きくなってしまい、ロールがより深く研削される結果を招くことになる。

そこで、研削能が一定となることを目標に、板道Ｃに相当する領域の累積圧延負荷から、板道Ｂに相当する領域の累積圧延負荷に移行した場合でも、そのような一定の研削能となるような押付線圧を、やはり図２５に示した関係から逆算することができるから、その値になるように押付線圧を制御するのである。

第二義的に、図２８（ｂ）に示すように、ロールと砥石の接触部分Ａに板道の境界が入ってくる場合は、今、ロール胴長方向中点寄りに存在するある被圧延材の板道Ｂと、その被圧延材よりもロール胴長方向端部寄りに存在する別の被圧延材の板道Ｅと、それよりもロール胴長方向端部寄りに存在するさらに別の被圧延材の板道Ｆが、同図２８（ｂ）に示すような、ロールと砥石の接触部分Ａとの位置関係にある場合を考えると、ロールと砥石の接触部分Ａのロール胴長方向中点寄りのポイントｐが、被圧延材の板道Ｅにかかったときを起点に、ロールが丁度１／２周したときに、板道Ｃに相当する領域の累積圧延負荷から、板道Ｅに相当する領域の累積圧延負荷に、図示しない制御装置９０内での認識を切り替えて、それに相当する研削能が発揮されるべきものと認識するようにする。そして、ロールと砥石の接触部分Ａのロール胴長方向中点寄りのポイントｐが、被圧延材の板道Ｂにかかったときを起点に、例えばロールが丁度１／２周したときに、板道Ｅに相当する領域の累積圧延負荷から、板道Ｂに相当する領域の累積圧延負荷に、図示しない制御装置９０内での認識を切り替えて、それに相当する研削能が発揮されるべきものと認識するようにする。ロールと砥石の接触部分Ａに板道の境界が入ってくる場合も、漸次、ロールと砥石の接触部分Ａのロール胴長方向中点寄りのポイントｐが、被圧延材の板道にかかったときを起点に、ロールが丁度１／２周したときに、前の板道に相当する領域の累積圧延負荷から、次の板道に相当する領域の累積圧延負荷に、図示しない制御装置９０内での認識を切り替えて、それに相当する研削能が発揮されるべきものと認識するようにする。但し、厳密に１／２周したときでなくても、０〜１周の範囲内で適宜調整可能である。

図２９に示すような熱間圧延ライン（熱間圧延機列）４００の仕上圧延機第２スタンドＦ２にオンラインロールグラインダ２８を備えた場合を例に、以下、オンラインロールグラインダ２８によるロール表層の研削方法について説明する。制御装置９０から指令されて、オンラインロールグラインダ２８が動き、砥石３６がその待機位置からロール１９の表面に向かって移動する。砥石３６がロール１９の表面に到達する前の予め設定された所定位置に到達すると、砥石を回転させる回転装置４０が駆動されて砥石３６が回転し始める。続いて、押付装置３８の動作で砥石３６がロール１９の表面に押し付けられて、砥石３６によるロール１９の表層の研削が始まる。砥石３６はロール１９の胴長方向一端側から他端側へ移動しながら研削を行ない、予め設定されている所定量の研削能の研削を、漸次、累積圧延負荷に応じて行った後、研削が終了したら、押付装置３８が後退方向へと作動して砥石３６が後退する。その後、砥石３６は待機位置へ移動して、次の研削に備える。

（（３）ロールの交換頻度低減による、稼働率、生産能率の向上）
以上、稼働率を上げるために、ロール交換を極力不要とするための設備上の施策および疲労層研削の方法について、説明したが、本発明により、どの程度稼働率が上がるかを以降、説明する。

熱間仕上圧延機列のうちの最終３スタンドにオンラインロールグラインダ２８を設置した従来の場合、９０．２０％の稼働率を１００％から差し引いた９．８０％の休止率の内訳のうち、３．５２％をロール交換（バックアップロールの交換は除く）が、そして、２．２４％をミスロールが占めている。２．２４％のうち、０．０４％は、ロールと被圧延材の先端との間のスリップの発生によるものである。これに対し、
（I）熱間仕上圧延機列のうちの最終３スタンドに加え、１つ以上のスタンドにオンライ
ンロールグラインダ２８を設置した場合、停止率は１スタンドにつき０．０１％低下し、稼働率は１スタンドにつき０．０１％上昇する。
（II）Ｆ２、Ｆ３を含むスタンドにオンラインロールグラインダ２８を設置した場合、上記の１スタンドにつき０．０１％の分に加え、面荒れスケール疵発生抑制による圧延サイクル大型化の寄与分０．５％を加算した分、ロール交換頻度が低減し、稼働率が上昇する（Ｆ２だけなら０．３％上昇する）。
（III）熱間仕上圧延機列のうちの全てのスタンドにオンラインロールグラインダ２８を
設置した場合、最終３スタンドに加えて更に他のスタンドに増設したスタンドの数の分だけ、休止率は１スタンドにつき０．０１％低下し、稼働率は１スタンドにつき０．０１％上昇するとともに、ロール交換が不要になるため、３．００％休止率が減少し、稼働率は３．００％上昇する。熱間仕上圧延機列がＦ１〜Ｆ７の７スタンドであれば、増設したスタンドの数は４つであるから、ロールと被圧延材の先端との間のスリップの発生によるもの０．０４％分に加え、ロール交換が不要になる分３．００％が上乗せになるから、合計で、３．０４％休止率が減少し、稼働率は３．０４％上昇する。熱間仕上圧延機列のうちの全てのスタンドについてロール交換が不要になるにもかかわらず、図４２で示していたロール交換による休止率３．５２％が完全に解消しなかったのは、粗圧延機のワークロール交換が残るからである。
（IV）熱間仕上圧延機列のうちの全てのスタンドに加え、粗圧延機列のうちの全てのスタンドにもオンラインロールグラインダ２８を設置した場合、熱間仕上圧延機列のうちの最終３スタンドに加えて熱間仕上圧延機列の他のスタンドに更に増設したスタンドの数の分だけ、休止率は１スタンドにつき０．０１％低下し、稼働率は１スタンドにつき０．０１％上昇するとともに、ロール交換は粗圧延機列も熱間仕上圧延機列も不要になるため、３．５２％休止率が減少し、稼働率は３．５２％上昇する。熱間仕上圧延機列がＦ１〜Ｆ７の７スタンドであれば、増設したスタンドの数は４つであるから、ロールと被圧延材の先端との間のスリップの発生によるもの０．０４％分に加え、ロール交換が不要になる分３．５２％が上乗せになるから、合計で、３．５６％休止率が減少し、稼働率は３．５６％上昇する。
（V）熱間仕上圧延機列、粗圧延機列のうちの全てのスタンドにオンラインロールグライ
ンダ２８を設置するとともに、バックアップロールにもオンラインロールグラインダ２８を設置すると、設置したスタンドでは、バックアップロールの交換が不要になる。全てのスタンドに設置する場合に限るものではないが、全てのスタンドに設置すれば、稼働率外にカウントされていた計画休止の時間帯４８ｈｒのうち、２４ｈｒが操業可能な時間帯に変わる。

以上（I）〜（V）による休止率の低下、稼働率の上昇の様子を図３０に示す。

稼働率は１％上がる毎に６．７２ｈｒが操業可能な時間帯に変わる。してみれば、究極的な（Ｖ）のケースでは、６．７２ｈｒ×３．５２＋２４＝４７．６５ｈｒが操業可能な時間帯に変わることになるから、操業時の生産能率が６００ｔｏｎ／ｈｒであれば、２万８千６百トンも毎月増産できることになる。

また、次に述べるように、休止時間帯に加熱炉１０内で無駄に燃焼している燃料や、圧延機等を無駄に空転させている電力が節約できるようになる。それが、
（３）エネルギー原単位の低減（（２）により低減される寄与分がある）
に寄与する量は、以下に示す実施例表の通りである。

ちなみに、Ｆ４は、面荒れスケール疵の発生抑制だけ考えれば、研削ユニットの数は１個で良いが、磨耗段差がかなり大きいため、これを研削除去する目的で、研削ユニットの数を２個にしている。

以上説明した通りであるが、本発明は、３／４連続の熱間圧延ライン（熱間圧延機列）１００、２００、３００、４００に限らず、半連続、完全連続の熱間圧延ライン（熱間圧延機列）にも適用可能であることは言うまでもなく、あるいは、近年登場してきた、図３１に示す様な、スラブ連続鋳造設備２６と熱間圧延ライン（熱間圧延機列）５００を加熱炉１０を介して直結したもの等にも、勿論適用可能である。

あるいは特許文献６に記載の、図３２に示す様な、先行被圧延材と後行被圧延材を接合装置１５で接合し、連続的に圧延を行う連続熱延工程に適用することや、あるいは更に特許文献７に記載の、図３３に示す様な、先行被圧延材と後行被圧延材を接合した上、シートバー加熱装置１７でシートバー全幅を加熱し、エッジ加熱装置１７１でシートバーのエッジ部分を加熱する連続熱間圧延に適用することも、本発明は、何らこれを妨げるものではない。勿論、この熱間圧延設備列では、先行被圧延材と後行被圧延材を接合しないでシートバー加熱装置１７でシートバー全幅を加熱し、エッジ加熱装置１７１でシートバーのエッジ部分を加熱することもできる。図において、１１はコイルボックス、１４１は接合用クロップシャー、１４は仕上用クロップシャー、２３は切断装置、２５は高速通板装置、１０２、１０３、１０４は温度計である。

連続熱間圧延に適用すれば、被圧延材は接合され、つながっているから、１本目被圧延材の先端の噛み込み時と最終本目尾端の尻抜け時を除いて、衝撃がオンラインロールグラインダに伝わる気遣いなく、ロールを研削することができる。そうすれば、１本１本被圧延材を圧延していたときに、圧延時間が短くてバー内研削できなかったケースでも、被圧延材が接合され、つながっていることで、バー内研削ができるようになり、インターバルを延長してまでバー間研削する必要がなくなるから、生産能率の向上につながる。

そのためには、切断予定部のトラッキングを高精度に行う必要がある。次々圧延される個々の被圧延材はつながっている関係で、問題としているロールで接合何本目の被圧延材を圧延しているのかわからなくなるからである。以下、この切断予定部のトラッキングのしかたについて説明する。連続熱間圧延のように間断なく被圧延材を搬送、圧延する場合、そのトラッキングを行うのに重要となるその手法上のポイントは、以下の３つに区分して行うことである。

（１）連続熱間圧延の接合１本目の被圧延材の仕上圧延〜コイラー到達、
（２）後続の被圧延材の接合部の、接合部発生〜仕上圧延機第１スタンドＦ１到達、
（３）接合部の、仕上圧延機第１スタンドＦ１到達〜切断予定部の発生〜切断、
以降、この順に説明する。

（１）連続熱間圧延の接合１本目の被圧延材の仕上圧延〜コイラー到達
接合１本目の先端については、接合装置１５の出側に設置された温度計１０２、仕上圧延機１８の入側に設置された温度計１０３、仕上圧延機１８の出側に設置された温度計１０４にてその先端を逐次間断的に捉え、以降は仕上圧延機最終スタンドのロールの電動機の軸に接続の図示しないドライブ装置から所定周長（正確にはロールの所定回転角度に対しロール半径を掛け算した値）圧延ごとに発せられるパルスに先進率を掛け算した値で、コイラー２４までの機械的な距離をカウントダウンすることで行う。仕上圧延機出側に設置された温度計１０４に接合１本目の先端が到達したことに替えて、仕上圧延機最終スタンドに接合１本目の先端が到達したことを以って代用してもよい。このことは、圧延荷重の起立を以ってできる。

勿論これらのセンサーは、被圧延材８の厚さや幅等を計測するセンサーや、電動機のトルク計等、他の計測センサー等で代用してもよい。

（２）後続の被圧延材の接合部の、接合部発生〜仕上圧延機第１スタンドＦ１到達
接合部については、接合後仕上圧延機第１スタンドＦ１までは、接合装置１５の走行終端位置を起点とし、そこから被圧延材の搬送に伴い回転されるメジャーリングロール９から所定周長搬送ごとに発せられるパルスを制御装置９０が受けてカウントすることで行う（接合に先だってメジャーリングロール９は被圧延材８に押し付けられ回転されはじめておく）。

（３）接合部の、仕上圧延機第１スタンドＦ１到達〜切断予定部の発生〜切断
接合部が仕上圧延機第１スタンドＦ１到達から仕上圧延機最終スタンドに達するまでのトラッキングは、次のようにして行う。各スタンド間の機械的な距離と各スタンド出側での被圧延材厚の積を全スタンド間分累積した計算上の仕上圧延機内被圧延材体積を、仕上圧延機最終スタンドのロールの電動機の軸に接続の図示しないドライブ装置から所定周長（正確にはロールの所定回転角度に対しロール半径を掛け算した値）圧延ごとに発せられるパルスに先進率と仕上圧延機最終スタンド出側板厚を掛け算することで搬送体積距離に換算した値で、制御装置９０内でカウントダウンすることで行う。

そうすることで各接合部が各仕上圧延機を通過するタイミングがわかるから、現在接合何本目の被圧延材を圧延しているのかがわかる。

すると、接合最終本目の尾端が、問題としているロールを抜けるまでの残り時間も、被圧延材残長と各ロールの周速から予測できるから、それがそのロールを全面研削するのに要する時間を下回った場合は、これから新たに全面研削１パスを行うのはやめ、全面研削中の場合は、そのパス研削し終わるまで研削するように制御する。

以降は直接関係ないが、被圧延材の切断に関するトラッキングの話である。

切断予定部は、例えば接合部が仕上圧延機最終スタンドに達してから所定距離圧延後に仕上圧延機最終スタンド位置に発生させる、というように制御装置９０内で接合部近傍（この例では搬送方向上流側であるが別に下流側であってもよい）に仮想的に発生させる。

接合部が仕上圧延機最終スタンド到達から切断装置２３で切断予定部を切断するまで、仕上圧延機最終スタンドのロールの電動機の軸に接続の図示しないドライブ装置から所定ロール周長（正確にはロールの所定回転角度に対しロール半径を掛け算した値）圧延ごとに発せられるパルスを制御装置９０が受けてカウントし、更にそれに先進率を掛け算して被圧延材の圧延距離に換算した値で仕上圧延機最終スタンドから切断装置２３までの機械的な距離をカウントダウンすることで行う。

以上の例では、メジャーリングロール９や仕上圧延機最終スタンドの電動機軸に接続のドライブ装置から発せられるパルスを制御装置でカウントするトラッキングの仕方を例に説明したが、本発明はこれに限るものではなく、レーザ速度計を使うようにするなど、その他のトラッキングの仕方を以って代用してもよい。特に上記の、（２）後続の被圧延材の接合部の、接合部発生〜仕上圧延機第１スタンドＦ１到達、（３）接合部の、仕上圧延機第１スタンドＦ１到達〜切断予定部の発生〜切断、はそれぞれ、仕上圧延機入側、出側にレーザ速度計を設置してトラッキングした方がより精度よくトラッキングでき好適である。

また、上記（１）〜（３）に登場した、ロール半径、先進率は次のようにして制御装置９０に与えればよい。

・ロール半径：操業上、ロールを定期的に研磨するので、研磨直後に操作者が、あるいは自動でロール直径を測定し、プロセスコンピュータ９２にその測定値を手で、あるいは自動で入力し、該プロセスコンピュータ９２内で演算してロール半径に直し、該プロセスコンピュータ９２から制御装置９０に伝送する。
・先進率：同じくプロセスコンピュータ９２内で、材種、製品寸法等に応じたテーブル内に所定値として記憶しておき、仕上圧延中の被圧延材の該材種、製品寸法等の属性をキーに該テーブルから所定値を検索し、制御装置９０に伝送する。

あるいは、このようなテーブル式に替え、同じく品種、製品寸法等に応じたモデル式を以って代用してもよい。

あるいは更に、シートバー加熱装置１７やエッジ加熱装置１７１による加熱をも併用すれば、より硬質な被圧延材やより薄い被圧延材の圧延も安定的に行えるようになり、品質も被圧延材長さ方向、幅方向ともより均一になる。

最後に、本発明の実施の形態の説明の中でのロール（ワークロール）の成分の代表的なもの（Ｆ２とＦ６のもの）を表８に示す。

仕上圧延機列１８のうちのＦ１〜Ｆ４は、Ｆ２と同様なハイスロールを使う場合が多い（表８に代表例は示さないが、高クロム鋳鉄ロールを使う場合もある）。仕上圧延機列１８のうちの最終３スタンドについては、Ｆ２と同様なハイスロールを使う場合もあれば、Ｆ６と同様なニッケルグレンロールを使う場合もある。粗圧延機列１２については、表８に代表例は示さないが、高クロム鋳鋼ロールを使う場合が多い（鍛鋼ロールやアダマイトロールを使う場合もある）。ただ、表８の成分は、あくまで代表的なものであるから、これらに限るものではない。

ハイスロールの場合は、質量％で、Ｃ：１．５〜３．５％、Ｓｉ：０．３〜１．０％、Ｍｎ：０．３〜１．５％、Ｃｒ：２〜７％を含有し、さらに、Ｎｉ：５％以下、Ｍｏ：１０％以下、Ｖ：３〜１０％、Ｗ：２０％以下、Ｃｏ：１０％以下、のうちから選ばれる１種または２種以上を含有し、残部は実質的にＦｅから成る。

ニッケルグレンロールの場合は、質量％で、Ｃ：３．２〜３．４％、Ｓｉ：０．６〜１．０％、Ｍｎ：０．５〜０．８％、Ｃｒ：１．５〜１．９％、Ｎｉ：４．２〜４．６％、Ｍｏ：０．３〜０．６％を含有し、残部は実質的にＦｅから成る。

高クロム鋳鋼ロールの場合は、質量％で、Ｃ：０．９〜１．８％、Ｓｉ：０．８〜１．５％、Ｍｎ：０．５〜１．２％、Ｃｒ：７〜１４％、Ｎｉ：０．５〜１．５％、Ｍｏ：０．７〜２．５％を含有し、残部は実質的にＦｅから成る。

以上の通りである。

８…被圧延材
９…メジャーリングロール
１０…加熱炉
１１…コイルボックス
１２…粗圧延機列
１３…粗圧延機ワークロール（ロール）
１４、１４１…クロップシャー
１５…接合装置
１６…デスケーリング装置
１８…熱間仕上圧延機列
１９…仕上圧延機ワークロール（ロール）
２１…軸受箱
２２…冷却ゾーン
２３…切断装置
２４…コイラー
２５…高速通板装置
２６…スラブ連続鋳造設備
２８…オンラインロールグラインダ
３０…研削ユニット
３６…砥石
３８…押付装置
３８Ｒ…ロッド
４０…回転装置
４２…連結軸
４４、４４Ｂ…スプライン
４６…回転装置側の軸
４８…砥石側の軸
５０…砥石ホルダ
５２…軸受
５４、５４Ｐ…シール
５６…オシレートモータ
５８…車輪
６０…傾動フレーム
６２…ベースフレーム
６４…傾動支点ピン
６６…ピニオン
６８…ラック
７０…レール
７２…傾動ジャッキ
７４…スタビライザシリンダ
７６…位置センサ
８０…圧力ライン
８１…比例減圧弁
８２…減圧弁
８３…リリーフ弁
８４…タンクライン
８５…油圧の圧力センサ（ＰＴ）
８６…油たまり
８７…アキュムレータ
ＯＤ…オシレート方向
Ｗ…砥石とロールの接触幅
ＦＤ…前進方向
Ｌ…ラップ量
Ｓ…段差
９０…制御装置
９２…プロセスコンピュータ
９４…ビジネスコンピュータ
１０２，１０３，１０４…温度計
１００、２００、３００、４００…熱間圧延ライン（熱間圧延機列）
Ｆｒ…ロールへの押付力
Ｆμ…機械抵抗
Ｆ…油圧シリンダの出力

Claims (6)

1. 圧延機で被圧延材を圧延する前に、
   次の式（Ａ）により求めた面荒れ指数φが一定の値以上になったときに、前記被圧延材の表面のスケールの破壊および凝集による面荒れスケール疵発生の危険があると判定し、前記面荒れ指数φが前記一定の値未満であれば前記面荒れスケール疵発生の危険がないと判定することを特徴とする面荒れスケール疵発生の危険性の有無の判定方法。
   面荒れ指数φ＝φ０・Ｋ２／Ｄ・Σ（Ｋ１・Ｌ・Ｐ／Ｗ）・・・・・（Ａ）
   ここで、
   φ０：比例定数 （ｍ／ｋＮ）
   Ｋ１：品種により決まる定数
   Ｋ２：圧延機により決まる定数
   Ｌ：当該圧延機における、ある被圧延材の圧延長さ （ｍ）
   Ｐ：当該圧延機における、そのある被圧延材の圧延荷重 （ｋＮ）
   Ｗ：当該圧延機における、そのある被圧延材の幅 （ｍ）
   Ｄ：当該圧延機におけるロールの直径 （ｍ）
   Σ：被圧延材毎の和
2. 前記被圧延材がステンレス鋼の場合の前記Ｋ１の値は、前記被圧延材が炭素鋼の場合の前記Ｋ１の値の０．１倍であることを特徴とする請求項１に記載の面荒れスケール疵発生の危険性の有無の判定方法。
3. 請求項１または２に記載の面荒れスケール疵発生の危険性の有無の判定方法を用いることを特徴とする熱間仕上圧延機列。
4. 圧延機で被圧延材を圧延する前に、
   次の式（Ｂ）により求めた面荒れ指数φの値に基づき、前記圧延機のワークロールの面荒れの程度を判定することを特徴とするワークロールの面荒れの程度の判定方法。
   面荒れ指数φ＝φ０・Ｋ２／Ｄ・Σ（Ｋ１・Ｌ・Ｐ／Ｗ）・・・・・（Ｂ）
   ここで、
   φ０：比例定数 （ｍ／ｋＮ）
   Ｋ１：品種により決まる定数
   Ｋ２：圧延機により決まる定数
   Ｌ：当該圧延機における、ある被圧延材の圧延長さ （ｍ）
   Ｐ：当該圧延機における、そのある被圧延材の圧延荷重 （ｋＮ）
   Ｗ：当該圧延機における、そのある被圧延材の幅 （ｍ）
   Ｄ：当該圧延機におけるロールの直径 （ｍ）
   Σ：被圧延材毎の和
5. 前記被圧延材がステンレス鋼の場合の前記Ｋ１の値は、前記被圧延材が炭素鋼の場合の前記Ｋ１の値の０．１倍であることを特徴とする請求項４に記載のワークロールの面荒れの程度の判定方法。
6. 請求項４または５に記載のワークロールの面荒れの程度の判定方法を用いることを特徴とする熱間仕上圧延機列。

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