WO1998042458A1

WO1998042458A1 - Rouleau composite pour bande mince en acier lamine a froid et son procede de fabrication

Info

Publication number: WO1998042458A1
Application number: PCT/JP1998/001181
Authority: WO
Inventors: Osamu Sonobe; Hirotaka Kano; Kazuhito Kenmochi; Ikuo Yarita; Akihiko Fukuhara; Nobuaki Gamo
Original assignee: Kawasaki Steel Corporation
Priority date: 1997-03-21
Filing date: 1998-03-19
Publication date: 1998-10-01
Also published as: EP0913212A4; KR20000016002A; US6374494B1; EP0913212A1; KR100338572B1

Description

明細書

薄冷延鋼帯圧延用複合ロールおよびその製造方法抟術分野

本発明は、高硬度、高ヤング率で高剛性を持つ超硬合金で構成された複合スリーブロールおよびその製造方法に関するものである。また、ステンレス鋼帯、珪素鋼帯およびブライト仕上げ鋼帯等の冷延鋼帯の冷間圧延ロールに関し、エッジド口ップの小さい冷延鋼帯、さらには表面光沢の優れたステンレス冷延鋼帯およびブライト仕上げ鋼帯、あるいは磁気特性に優れた珪素鋼帯を有利に生産しうる圧延ロールに関するものである。

背景抟術

鋼帯や鋼線材、棒鋼の製造において、例えばゼンジミア口一ル、線材ロール等が用いられるが、扱う鋼材の高級化、省エネルギー化などの要望により、高硬度、高ヤング率で耐摩耗性に優れた超硬合金を素材としたロールが開発され使用されている。これら超硬合金ロールは、取り扱う材料の形状から比較的径の小さいもの、例えば径が 20〜80mm程度、或いは径が 50〜150mmで長さ力 !00〜200mm 程度の小型のロールが主であった。近年、鋼材の品質面の向上、製造コストの低減のための長期連続運転の必要性から超硬合金ロールの大型化が要望されている。

一般に前記したゼンジミアロールは超硬合金の一体物が適用され、又、線材ロール等は、軸材部と、軸材部を中心軸としてその周囲に軸材部の径とほぼ同等の内径を持つスリーブを軸方向に圧縮力をかけるか、くさび型リング等により円周方向に圧縮力をかけて軸材部に、固定し表面仕上げを行い製造している。

しかし従来のこのような超硬合金のスリーブを軸材部に嵌合した複合ロールの製造方法で大型ロール (通常径 150mm以上及び長さ 500mm以上を指す)を製造する際、スリーブは通常、超硬合金の金属粉末をラバー成型し、中心軸部分が中空 (軸材の径と同等)の 1個の中空部材として焼結し、熱間等方加圧 (HIP処理)した後、機械加工して製造する。これを軸材部に固定しているが、中空部材が大型であり特に超硬合金の素材であるので、焼結などの熱処理時に材料に大きな歪みが発生したりして、その後の加工が困難となる場合が多い。又、前記中空部材をラバー成型する際、軸材部と同等径の芯棒の周囲に超硬合金の金属粉を充分緻密に充填したのち芯棒を抜去し成型体とするが、中空部材が大型であると芯棒の抜去が困難となり、成型体の形状が大きく崩れたり必要以上の力が必要となるなど作業性に難点が生ずる等々問題が多かった。

次に、ステンレス冷延鋼帯の製造方法について述べ、大型ロールを使用する場合のステンレス鋼帯の製造方法の問題点について述べる。従来、ステンレス鋼の冷延鋼帯は、熱延鋼帯を焼鈍酸洗したのち、ヮ一クロール径 150ππη φ以下の鋼系合金製ワークロールを用いたゼンジミアミル等により冷間圧延した後、仕上げ焼鈍酸洗又は仕上げ光輝焼鈍し、圧下率 1.2%以下で仕上調質圧延する工程で製造されていた。このような工程を経て製造されたステンレス冷延鋼帯は、例えば、 SUS430に代表されるフェライト系の場合には、製造後の表面のまま使用されることが多く、仕上調質圧延した後の製品に優れた表面光沢が要求される。一方、 SUS304に代表されるオーステナイト系の場合には、仕上調質圧延後、さらにバフ研磨を施すことが多く、このバフ研磨後に優れた表面光沢を呈することが必要である。ところで、最近、ステンレス冷延鋼帯を能率良く製造するために、 150mm φ以上の大径ヮ一クロールを用いた冷間タンデムミルにより一方向に連続して冷間圧延する方法が採用されつつある。例えば、特開平 8-39103号には、かかる冷間タンデムミルにおいて少なくとも 1以上のスタンドに WC系超硬合金ヮ一クロールを用いることによって、生産能率を高めるとともに、ステンレス冷延鋼帯の表面光沢を高める技術が開示されている。しかし、この方法では、ステンレス冷延鋼帯の表面光沢が未だ十分なレベルに達していないばかりか、圧延時間と共にこの表面光沢が劣化したり、場合によっては、ヮ一クロールが破損するという問題があった。また、ロールのコスト自体が高いという問題もあった。次に、方向性珪素鋼帯の製造方法について述べ、大型ロールを使用して方向性珪素鋼帯を製造する場合の問題点について述べる。従来、方向性珪素鋼の冷延鋼帯は、熱延鋼帯を焼鈍酸洗したのち、高合金鋼ワークロールを用いたタンデムミルにより中間焼鈍を挾んで 2回以上の冷間圧延した後、脱炭焼鈍、仕上げ焼鈍する工程で製造されていた。このような工程を経て製造された珪素鋼帯は、中間焼鈍後のスケールが除去されないまま冷間圧延すると鋼帯の表面粗さが大きくなり、磁気特性に悪影響を与えることが知られている。したがって、中間焼鈍後、引き続く冷間圧延前に研削ベルトによる研削を行っている。また、方向性珪素鋼帯は、通常 Siを 2.5〜4.0wt%添加しているため極めて変形抵抗が高く高荷重高面圧で圧延する場合に、ロールが偏芯したり円筒形状が保持出来なくなり、鋼帯の形状、特にエッジドロップが大きくなり、板両端の耳切り代が増え、歩留まりが悪くなる問題がある。また、従来のロールでは、冷間圧延後の方向性珪素鋼帯の表面粗さが未だ十分なレベルに達していないばかりか、圧延時間と共にこの表面粗さが劣化したり、場合によっては、ワークロールが破損するという問題があつた。また、ロールのコスト自体が高いという問題もあった。

まず、請求項 1〜請求項 8に記載の本発明は、高硬度、高ヤング率で耐摩耗性の優れた複合スリーブロール及びこれら長尺の大型ロールを超硬合金の素材を用い製造するに際し、上記した材料の歪みもなく、又作業性も良好な複合スリーブ口 —ルの製造法を提供することを目的とするものである。

また、請求項 9および請求項 10に記載の本発明の一部と類似した技術として、特公平 5-55202号公報および特開昭 61-14104号公報に開示の方法がある。しかし、特公平 5- 55202号公報に開示のものは、超硬あるいは高速度鋼の粉末を鋼製の円筒外部に高温静水圧成型にて焼結させ、鋼の円筒と拡散接合させたスリーブと鋼のァ一バーとを嵌合した複合ロールで、熱間の線材、棒鋼圧延用のロールであり、冷間圧延における表面光沢を向上させるための条件については全く言及されていない。また、特開昭 61-1404号公報に開示のものは、高温静水圧成型でスリーブを成型し、内側のキヤニング材とスリーブを拡散接合し、そのキヤニング材を中盛り法にて冶金的に結合する方法が開示されているものの、この方法も耐摩耗、耐肌ァレ性の改善のみを目的としたロールであり、ロールの圧延面を形成する外層部分の条件などについて提示していない。

そこで、請求項 9および請求項 10に記載の本発明の目的は、従来技術が抱えている上記問題を解決し、ステンレス冷延鋼帯およびブライト仕上げ鋼帯の表面光 o 沢あるいは、珪素鋼帯の表面粗さのさらなる向上と、上記冷延鋼帯の安定した圧延が可能で、安価な冷間圧延用ロールを提供することにある。

請求項 9および請求項 10に記載の本発明の他の目的は、冷延鋼帯のエッジドロップを小さくし、特にステンレス冷延鋼帯およびブライ卜仕上げ鋼帯の表面光沢および珪素鋼帯の表面粗さのさらなる向上を図ることが可能で、長時間圧延を行っても表面光沢や表面粗さの低下が少なく、また、珪素鋼帯の、磁気特性を向上させるものである。また、ロール折損などのトラブルを招くことのない、安価な冷間圧延用ロールを提供することにある。

請求項 9および請求項 10に記載の本発明のさらに他の目的は、上記各特性が、冷間タンデムミルに用いて特に効果を奏する、冷間圧延用ロールを提供することにある。

なお、請求項 11〜請求項 13に記載の本発明の一部と類似した技術が、特公平 5- 55202号公報、特開平 4-41007号公報、特開昭 60-111704号公報に提案されている。また、高ヤング率材料はセラミックスや超硬合金など脆性材料であり、圧延中に応力が集中するとその場所から破壊が生じることが懸念される。従って圧延中の該材質への応力集中を防ぐことが重要となる。特開平 4-41007号公報に開示の技術は、この応力集中を防ぐ方法の提案である。この方法は、圧延ロール最外層にセラミックスまたは超硬合金を用い、これと芯材との間に中間材として弹塑性体である無酸化銅に鋸歯状の溝を加工したり、銅線にして巻き付けるなどの手段で、実効弾性係数を 3000〜17000kgf/mm²として配するものである。しかし、この圧延ロールでは、例えばステンレス鋼帯や珐素鋼帯のように極めて変形抵抗の高い圧延材を高荷重高面圧で圧延する場合に、中間層の塑性変形によりロールが偏芯したり円筒形状が保持出来なくなり、さらに圧延が進むとロールが破壊し大きな問題となるという恐れがあつた。

さらに、特開昭 60- 111704号公報の提案は、超硬合金製のロールバレルと鋼製のロールネック部を持つ圧延口一ルで、この超硬合金製ロールバレルと鋼製ネック部との中間に、このロールバレルの超硬合金よりバインダ含有量が高くて強度が高い超硬合金製の中間材をろう付けにより設ける圧延ロールについてのものである。しかし、超硬合金の材質についての記載がないばかりか、ロールバレル部全体を超硬合金で構成しているため、大型ロールを製造する場合の大幅なコスト低減は全く解決されていない。

そこで、請求項 11〜請求項 13に記載の本発明の目的は、従来技術が抱えている上記問題を解決し、ステンレス冷延鋼帯やブライト仕上げ鋼帯の表面光沢のさらなる向上あるいは、珪素鋼帯の表面粗さを小さくすること、また、エッジドロップを小さくすることが可能で、ステンレス鋼帯や珪素鋼帯等の冷延鋼帯を安定して圧延が可能な冷間圧延用ロールを提供することにある。

請求項 11〜請求項 13に記載の本発明の他の目的は、冷延鋼帯のエツジド口ップを小さくすることや特にステンレス冷延鋼帯やブライト仕上げ鋼帯の表面光沢のさらなる向上を図ること、あるいは、珪素鋼帯の表面粗さを小さくし、磁気特性のさらなる向上を図ることが可能で、ロール折損などのトラブルを招くことのない、安価な冷間圧延用ロールを提供することにある。

請求項 11〜請求項 13に記載の本発明のさらに他の目的は、上記各特性が、冷間タンデムミルに用いて特に効果を奏する、冷間圧延用ロールを提供することにある。

また、一般に、鋼帯の冷間圧延時には、鋼帯とロールとの間に潤滑剤として圧延油を供給している。このため、圧延後の鋼帯表面には、圧延油と、圧延加工時の口一ルと鋼帯との摩擦によつて発生した金属磨耗粉が多量に残留している。これらを洗浄せずに次工程で焼鈍に供すると、金属粉がそのまま又は酸化されて鋼帯表面に固着残留し、鋼帯表面に油焼けや油じみ等のむらを発生させて鋼帯の表面品質を著しく損ねる。さらに、自動車用鋼帯等のこのようなむらは、その後のメツキ工程でメツキの部分剥離等を発生させて品質不良となる。したがって、焼鈍工程前に、鋼帯表面を清浄化する技術が種々開発されている。例えば、特開昭 60-261609号に示されているが、未だ不十分であった。しかし、本発明のロールを用い冷間圧延することによって、すなわち、圧延ロールの材質を鋼帯と凝着しにくい WC系超硬合金を用いることによって磨耗粉の発生を抑制でき、焼鈍後の鋼帯表面のむらの発生がなく従来よりも表面清浄の良好な鋼帯を得ることを可能

0 とするものである。 ίΐ月の開云

請求項 1〜請求項 8に記載の本発明は、軸材部を中心軸として軸材部の周囲に、軸材部の径とほぼ同等の内怪の中空部を持つスリーブを、その中空部に軸材部を挿入し嵌合してこれらを固定したロールであって、前記スリーブが一体成型体部材またはロールの中心軸と交わる面で分割される複数個の成型部材を予め一体化して構成されたスリーブであることを、特徴とする複合スリーブロールおよびその製造法に関するものである。

さらに請求項 9に記載の本発明は、芯材とスリーブを嵌合した、ステンレス帯や珪素鋼帯の冷間圧延用の複合ロールにおいて、芯材が鋼からなり、スリーブ材がヤング率 35000kgf/mm²以上、かつ Co含有量 12〜50重量％の WC-Co系超硬合金からなるとともに、該スリーブの肉厚が複合ロール半径の 3%以上形成されてなるものである。

また、請求項 10に記載の本発明は、請求項 1〜9記載の上記発明において、さらに、スリーブのバレルの長さ Lと口一ル直径 Dとの比 L/Dを、 2〜： 10の範囲とするものである。

さらに、請求項 11に記載の本発明は、ロールバレルが同心円状の 3つ以上の層からなり、最外層は、ヤング率が 35000kgf/mm²以上、かつ層の厚みがロール半径の 3%以上であり、該最外層と軸芯との間に位置する中間層は、ヤング率が最外層のヤング率より小さく、軸芯のヤング率より大きい、冷間圧延用複合ロールである。

また、請求項 12に記載の本発明は、請求項 11に記載の上記発明において、中間層が 2つ以上の層からなる場合には、該中間層は相対的に外側にある層ほど大きいヤング率を有する材質を配置することが望ましい。

さらに、請求項 13に記載の本発明は、請求項 11および請求項 12記載のこれらの発明において、最外層および中間層がいずれも WC系超硬合金からなり、該超硬合金の組成は相対的に外側にある層ほどバインダ金属の結合当量を少なくすることが望ましい。阅面の簡な説明

第 1図は、請求項 1〜請求項 8における本発明で用いる 2個の中空部材の外観図。第 2図は、請求項 1〜請求項 8における本発明で製造したロールの中心軸に沿って切断した断面の説明。

第 3図は、スリーブ材のヤング率と冷延鋼帯の表面光沢との関係を示すグラフである。

第 4図は、高ヤング率スリ一ブ材の口ール半径に対する比率とロール半径との関係を示すグラフである。

第 5図は、高ヤング率スリーブ材のロール半径に対する比率と冷延鋼帯の表面光沢との関係を示すグラフである。

第 6図は、請求項 9および請求項 10における本発明の嵌合口一ルにおける Lおよび t を説明するための図である。

第 7図は、 WC-Co系超硬合金中の Co含有量と耐衝撃強度との関係を示すグラフである。

第 8図は、 WC-Co系超硬合金中の Co含有量とヤング率との関係を示すグラフである。

第 9図は、請求項 11〜請求項 13における本発明の複合ロールのバレル部の断面模式図である。

第 10図は、請求項 11〜請求項 13における本発明の複合ロールの層境界における周方向応力分布を示す図である。発明を実施するための最良の形熊

次に請求項 1〜請求項 8記載の本発明の一実施態様を図面を基に更に詳細に説明する。

第 1図は本発明で用いるスリーブを構成する中空部材の外観図、第 2図は本発明で製造したロールの中心軸に沿つて切断した断面図である。図中 1はスリ一ブを構成する中空部材、 2は中空部材の空洞部、 3は一体化したスリープ、 4は軸材部、 5は側端リングを夫々示す。請求項 1〜請求項 8記載の本発明で用いるロールの素材は超硬合金粉末で、例えば、 WC、 TaC、 TiC等である。

請求項 1〜請求項 8記載の本発明では従来工具類の素材として用いる超硬合金粉末に比較して粗い粒度の素材を用いると後述の成型工程において充填密度が向上し、高い耐摩耗性、靱性を持った成型体とすることが出来る。素材に WCを用いる場合、 Coとの混合粉末 (Co： 5〜50wt%)を用いるが、例えば、 WC粉末と径 1〜2 の Co粉末とを、供材からなる媒体 (WC製ポール）を用い不活性雰囲気下で混合して用いることが好ましい。これら超硬合金の粉末を用いて中空部材を構成する成型体 (図中 1)を構成するには、ラバ一製型、例えば、所定の径を持つ外筒と、その深さ (縦)方向の中心軸を共通とする前記外筒の径より小さい径を持つ内筒とで構成されるパイプ形状の二重円筒で、肉薄で伸縮強度の高い例えばゴム等で構成されたラバ一製型を用い、前記内筒の縦方向の中心軸に、同じく中心軸を合わせてその内径とほぼ同等の径を持つ芯棒をその中心軸部分に挿入し、外筒の内壁と内筒の外壁で構成された空間にロール素材の超硬質粉末を例えばハンマー式充填機等を用い充分緻密となる状態に充填する。ここで用いるラバ一製型は通常の冷間等方加圧 (CIP処理)成型に用いられるもので、請求項 1〜請求項 8記載の本発明では製品ロールの大きさにより決められるが、例えば二重円筒の外筒の内径 200〜600mm、内筒の外径 100〜500mm、深さ（縦方向の長さ） 300〜1500mm程度のもので、従来の超硬質素材で構成されたロールのスリーブに比較して大型で長尺であることが特徴である。又、芯棒はロールの軸材部にほぼ相当する径を持つ圧縮強度の高い素材からなる棒、中空パイプ等を用いる。ラバ一製型は粉末の充填時に一定形状を保持するように、その外周を例えば金属容器で保護固定することが好ましい。この容器は後の CIP処理の際、充填成型した成形体の表面に均等圧が施されるようにその壁面等に多数の導通孔を持つものを用いると良い。尚、超硬質粉末を型に充填する際、従来の CIP成型で充填粉末に混合して用いる滑剤としてのワックス、ステアリン酸、樟脳等は請求項 1〜請求項 8記載の本発明では特に用いなくても充分緻密な成形体とすることが出来る。充分緻密に超硬質粉末を充填した後ラバー製型の中心軸部分に挿入した芯棒を抜去し、中心軸部分に空洞部 (図中 2)を持ったラバー型成形体とする。この芯棒の抜去は後の CIP処理において、成型体の中心軸部分 (空洞部)表面と外周部分表面とをほぼ相似則に沿った均一な加圧状態とする上で好ましい態様である。芯棒を抜去し、中心軸部分を空洞にした成型体は直接 CIP成型を行うが、その条件は例えば 1000〜3000kgf/mm² で 5〜60分が良い。 CIP処理を行うと寸法精度が良好となり、仮焼結後の機械カロェ量が少なくなるので、行った方がよいが、行わなくとも良い。上記したような工程を経て CIP処理で得た成型体は寸法精度も良好でほぼ設計通りの成型体として得られるが、後の仮焼結処理工程において、成型体自重による変形、加熱による収縮等の変形が考えられる。そこで、仮焼結処理に際しては、このような変形防止を考慮し、例えば黒鉛製の芯材などの治具を使用することが好ましい。又、治具と成型体との接触界面の不必要な反応の防止に治具表面に例えばボロンナイトライド (BN)等の反応防止剤を塗布して用いるとさらに良い。 CIP成型を施した成型体は仮焼結処理を行う。その条件は、好ましくは成型体を横置き、すなわちその中心軸がほぼ水平となる状態で加熱する真空炉で行うと、前記した成型体の変形を防止する上で好ましい。仮焼結条件は、例えば 550〜800°C、 1〜3時間程度が好ましい。仮焼結処理した成型体は寸法精度も良好であり、例えばダイヤモンドバイト、旋盤などによる所定の形状加工が必要な場合でもこれらの加工に充分耐えられる強度を持つものである。

請求項 1〜請求項 8記載の本発明では、一体成型体部材によるスリーブあるいは仮焼結又は仮焼結後形状加工した成型体を複数個接合して一体化したスリーブとして用いることが特徴であり、個々の成型体はその中心軸と交わる面どうしを中心軸を同一とする状態に重ね合わせて加圧焼結などの方法で一体化する。加圧焼結は、加圧と焼結 (本焼結)を同時に実施しても良く、又、本焼結の後加圧を行つても良い。加圧と焼結同時処理の場合、 CIP成型体又は仮焼結処理した成型体を機械加工し、寸法精度を上げ、成型体を複数個接合させた状態でセットし、これをキヤニングし HIP処理を行う。ここで行う本焼結 HIP処理は、例えば Ar雰囲気下、 1000〜2000kgf/mm²、 1100〜1200° (：、 0.5〜2時間保持後、さらに 1300〜1350 °Cにて 1〜3時間保持して行うと良い。あるいは、バインダーを接合面に塗布する方法でも良い。なお、バインダーとしては Co，Ni,Cr等が良い。

本焼結の後に加圧処理する場合は、黒鉛成型品の機械加工により精度の高い円筒材、芯材、上下蓋を作成し、これにスリーブ材を重ね合わせセットし、真空炉にて微量の水素ガスを導入しながら 10-³〜10-⁵mmHgの雰囲気に保ち、 1000〜 1200°Cにて 0.5〜2時間保持後、 1200〜1350°Cにて更に:!〜 3時間保持し本焼結を実施すると良い。この二段階加熱は、焼結時における収縮変形を均一に行うための処置である。前記、本焼結後の焼結体はほぼ真比重の 94〜98%のものであり、この成型体を Ar雰囲気下、 1000〜2000kgf/mm²、 1200〜1350°Cで 1〜3時間保持し HIP処理する。

上記した二通りの方法では加圧焼結を行って、中空部材を一体化するのに最終的に HIP処理を行うが、この処理は成型体の密度の向上及び接合面での密着性の向上に好ましい結果を与える。加圧焼結により得られた一体化した中空部材のスリーブは、更に必要に応じて機械加工により研削、研磨等を行い、その空洞部にロールの軸部材を挿入し嵌合して焼きバメ、冷しバメなどの通常の方法でこれらを固定すると良い。尚、軸部材は、例えばクロム鋼、クロムモリブデン鋼、高速度鋼を調質し通常の方法で作成したものが用いられ、径はスリ一ブの空洞部怪と同等で、長さは 1000〜5000mm程度のものが、用いられる。尚、一例として、 WC-15%Co混合分を用いて上記の方法で加工した部品の物理特性は次の通りであった。硬度 (HRA)が 86.0、密度が 13.8g/cm³、抗折力が 210〜250kgf/mm²であつた。このようにして得られた複合スリーブロールは、軸部材の長手方向のほぼ中央部に肉厚部を持つ大型の長尺ロールで、鉄鋼、非鉄金属部門での板材の加工や冷間圧延に使用される。

更に、請求項 9〜請求項 13記載の他の本発明のロールを活用した実施の形態として、高光沢を要求されるステンレス鋼帯の冷間圧延について説明する。

まず始めに、発明者らは、ステンレス製品の表面光沢は冷間圧延後の鋼帯表面粗さに左右され、この冷間圧延後の鋼帯の表面粗さが、冷間圧延前の鋼帯 (熱延後に焼鈍、酸洗した鋼帯)の表面粗さの一部が冷問圧延後に残存するものであること、表面光沢の良好な鋼帯を得るためには、冷間圧延開始時に存在する鋼帯表面の凹部を圧延中に小さくするとよいことを見いだした。

しかし、冷間圧延中にロール表面の凸部を鋼帯表面に充分に接触させて、冷間圧延前の鋼帯表面の凹部を充分に低減することは、大径ワークロールを用いる冷間タンデムミルにおいては、従来の小径ロールミルに比較して、ロール径が大きいため、圧延油を大量にロールと鋼帯の間に介在させてしまい、ロール表面の凸部を鋼帯表面に充分に接触させることが難しいため、困難である。これに対応するために、発明者らは、以下の (a)，（b)の条件を満たすことが効果的であることを知見した。

(a)圧延油がロールと鋼帯の間にできるだけ引き込まれにくくすること。

(b)ロールと鋼帯との間に充分な圧力を生じさせること。

まず、（a)について、ロールと鋼帯との間に圧延油が引き込まれる原因は、圧延油に働く流体力学的な力であり、この力は、嚙み込み角度に大きく影響され、かつ、この角度を大きくすると圧延油が引き込まれ難くなることがわかった。そこで、発明者らは、ロールのヤング率に着目し、ロールのヤング率を大きくするとロールの偏平が小さくなり、その結果嚙み込み角度を大きくできて、圧延油を引き込み難くできるとの結論に達したのである。

そこで、ロールのヤング率と圧延後の鋼帯表面の光沢との関係について述べる。発明者らは、ヤング率が異なる種々のロールで圧延したステンレス冷延鋼帯について、 JIS Z8741光沢測定方法 (Gs20° )により表面光沢を測定した。その結果を、良好な順に、光沢度 950以上を特八、 800〜950を A、 600〜800を B、 400〜 600を C、 400以下を Dとして 5段階で評価した。発明者らの実験によれば、第 3図に示すように、ヤング率を鋼の値 21000kgf/mm2から大きくしていくと光沢は少しづつ向上するが、ヤング率 35000kgf/mm2以上であれば、その値が高いほど良く、 50000kgf/mm2以上にするといつそう優れた光沢を呈し望ましいことがわかった。なお、一般的にヤング率が高くなると、一種の脆性を示すようになることが多く、あまりに高いヤング率の材料をロール材料として用いることは、ロールの強度上好ましくない。例えば、高いヤング率を有する材料として WC系の超硬合金が挙げられるが、 Co含有量 (結合当量)を 12%以上にして、ヤング率が 56000kgf/mm²以下になるように設定するのがよい。

また、ヤング率を大きくさせると、上述した効果に加えて、ロールと鋼帯との接触長さが短くなつて、ロールと鋼帯との圧力が増加する結果、前記 (b)に示す充分な圧力を生じる効果もあることを確認した。

さて、冷間タンデムミルのように大径ワークロールに光沢を向上させる材料としてヤング率の高い WC系超硬合金を用いる場合に、 WC系超硬合金の一体口一ルを用いても良いが、コストが極めて高くなるという問題がある。この問題を解決するためには、 WC系超硬合金を外層の材質とし、芯を鋼系の材質とした複合ロールを採用することが極めて効果的である。ただし、このような複合ロールを用いる場合、圧延中の口ールの偏平変形は WC系超硬合金一体ロールの場合と異なることが考えられる。圧延後の鋼帯表面の光沢は偏平ロール半径に大きく係わっており、複合ロールの偏平変形が、 WC系超硬合金一体ロールのそれと大きく異ならないように、ロールバレル外層の肉厚を最適な値にする必要がある。ロールバレル外層の肉厚を余りに大きくすると、ロール偏平を WC系超硬合金一体ロールと異ならないようにすることは可能であるが、やはりコス卜が高くなるので、性能とコストとを両立させる肉厚の設定が極めて重要である。

発明者らは上記観点から、外層に WC系超硬合金を用いた複合ロールの外層の肉厚について FEM解析および圧延実験により鋭意検討した。第 4図は、高ヤング率を有する WC系超硬合金 (ヤング率 51000kgf/_mxn²)—体ロールの偏平ロール半径を Rlとしたとき、外層の肉厚を種々変化させた複合ロールの偏平ロール半径 Rの Rlとの差を、（R-Ri) X 100/F^で表し、この比率と、外層肉厚の半径に対する比率との関係を示したものである。また第 5図は、同様に表した冷延鋼帯の表面光沢と外層肉厚の半径に対する比率との関係を示したものである。第 4図および第 5 図に示すように、鋼一体ロール (ヤング率 21000kgf/mm²)では WC系超硬合金一体ロールとの偏平ロール半径の差は約 70%であるのに対し、複合ロールの偏平ロール半径は外層の肉厚がロール半径の約 3% では WC系超硬合金一体ロールとの偏平差が 10%以内となり、光沢に対し充分な効果を得ることが可能であるということがわかった。また、 WC外層の肉厚をロール半径の 10%以上に設定すると、偏平ロール半径の WC系超硬合金一体ロールの場合との差は 2%以内にできて、光沢に対しより高い効果が得られることもわかった。これより、 WC外層の肉厚は口ール半径の 3%以上、好ましくはロール半径の 10%以上とするのがよい。

さらに、発明者らが上記口一ル半径と外層肉厚との関係について検討した結果、外層のヤング率が変化しても、この関係は、ほぼ同じであることがわかつた。

次に、発明者らは、嵌合ロールのバレル長 Lと直径 Dの比 L/Dについて検討した。その結果、第 1表に示すように、この比が大きすぎると、圧延中にロールの曲げによるロールの破損の危険性が高くなるので、この比をある一定値以下とすることが必要であることがわかった。発明者らの検討によれば、 10以下がよく、望ましくは 7以下がよい。一方、本ロールを用いた鋼帯の圧延において、形状制御能力の観点からすれば L/Dを 2以上とする必要がある。したがって、 L/Dの範囲は 2〜： 10、好ましくは 2〜7とするのがよい。なお、本発明におけるバレル長 L は、第 6図における WC合金スリーブの長さをさすものとする。

また、一般的にヤング率が極めて高い材料は、脆性材料であることが多く、あまりに高いヤング率を有するものをロール材料として用いることは、その強度、特に衝撃に対する強度の上で好ましくない。例えば、高いヤング率を有する材料として WC系の超硬合金の場合には、 Coをバインダ金属とした、 WC-Co系超硬合金はそのヤング率が高く、抗折強度にも優れ、また、耐衝擊強度にも優れていることが知られている。本発明者らは、上記 WC-Co系超硬合金における Co含有量について鋭意検討した。その結果、第 7図に示すように Coの含有量が 12重量％(以下％と略記)以上とすることにより、圧延時の絞り込みなどによる衝擊に対する耐久性が向上することが判明したのである。また、 Coの含有量が大きくなるほど耐衝撃強度は高くなるが、多すぎると第 8図に示すようにヤング率を

35000kgf/mm²以下に低下させてしまい、光沢が低下するので、 Coの含有量は 12 〜50%の範囲に設定するのが良いこともわかった。

一方、このようにロールを複合化した場合、高ヤング率材質であるロール外層

1 と鋼の軸芯との境界のヤング率の不連続により、圧延中のロール外層の内径周面に引張り応力が生じ、この応力が限界を超えて大きくなるとロールの破壊につながる。そこで本発明者らは、この応力を緩和するために、第 9図に示すように、ロール外層とロール軸芯との間に、外層よりは小さく、軸芯よりは大きなヤング率を有する材料を素材とした中間層を設け、上記応力を緩和できることを知見した。第 10図は、上記応力の半径方向分布を示すものである。第 10図のように、従来例である高ヤング率外層と鋼軸芯の 2層からなる複合ロールの場合には、外層と軸芯の境界近くの外層内部に大きな引張り応力が働き、ロールの破損を起こし易い。これに対して、本発明に従う中間層を設けることにより、外層と中間層の境界近くの引張り応力、中間層と軸芯の境界近くの引張り応力とも、従来の場合より小さくなつており、ロールを破損せずに安定して用いることができる。

発明者らは、さらにこの引張り応力を緩和する方法について検討した。そして、引張り応力はロール外層と中間層との間のヤング率の差により生じるわけであるから、このヤング率の差を小さくすることにより引張り応力を更に緩和可能であることを把握した。しかし、中間層のヤング率をロール外層のヤング率に近づけると、中間層とロール軸芯との間のヤング率の差が大きくなり、中間層の内面に大きな引張り応力が働くことになる。そこで更に検討を加えた結果、発明者らは、このような現象を解消するためには、中間層として 2層以上の複数層を設けることが極めて有効であることを知見した。

また、発明者らは、ヤング率の高い材料として、例えば WC系超硬合金を用いると、組織は極めて均一であり、圧延初期に低く設定したロール表面粗度は、圧延が進み摩耗が進んでも鋼系ロールのようには粗度が大きくならないことを見いだした。ここに、 WC系超硬合金は、主成分としての WC (炭化タングステン)に Ni 基合金、 Co基合金、 Tiや G等を単独又は、複数種添加したものである。そしてバインダー金属である Ni、 Co、 Ti、 Crなどの結合当量を少なくするにしたがって、ャング率が徐々に増加し、層と層の間に作用する引張り応力が緩和され.る。

このことから、最外層および中間層に WC系超硬合金を用いる場合には、超硬合金の組成は相対的に外側にある層ほどバインダ金属の結合当量を少なくすることが望ましいと言える。実施例

(実施例 1)

粒径 3〜5 mの WCと、径約 l〜2 /x mの Coを混合した粉末 (Co： 15wt%)を、 WC製のポールを混合媒体として 2日間混合した粉末を、外筒の内径が約 400mm、深さ 850mmで、内筒の内径約 180mmの二重筒の中心軸部分に、径約 180mm、長さ 1000mmのパイプ状の芯棒を挿入した二重円筒ラバー製型の外筒と内筒で構成された間隙に充填した。充填はハンマー式充填機上にラバー製型を置き粉末を等量づっ充填した後加圧する工程を繰り返し行う方法を採った。

次に芯棒を引き抜き、中心軸部分が空洞で貫通した成型体とした。同様にして 2 個の成型体を製作した。成型体は次レゝで 2850kgf/cm²で 10分間保持し CIP処理を行った。 CIP処理で得た成型体は、外径 330mm、内径 160mm、長さ 730mmの中空部材であり、これをさらに機械加工により表面、内面及び接合面を平滑にし、所定の寸法に仕上げ、 2個の中空部材を黒鉛製芯材に装着し、真空炉で微量の水素を導入し、 10-3〜： L0-5_mmHgで、 ₁₁₂₀で、 2時間一次焼結した。一次焼結体は、更に黒鉛製芯材に装着し、 1250T：、 2時間二次焼結した。この焼結体は、さらに Ar 雰囲気下 1330°C、 lOOOkgf/cm², 2時間 HIP処理を行った。 HIP処理したスリーブである成型体の、接合部の抗折カは 180〜220kgf/mm²であった。又、硬度は 86〜 88HRAであった。

次に、 5%クロム鋼を調質し、径約 140mm、長さ約 3500mmの軸材部を、外径 280mm, 内径 140mm、長さ 1230mmのスリーブに揷入し、機械加工してロールとした。このロールを用いて、鋼帯を圧延したが、ロール破損もなく良好な薄板を得た。

(実施例 2)

フェライト系ステンレス鋼帯の一例としての SUS430鋼帯を用いて、熱延鋼帯を焼鈍、酸洗した後、 5スタンド冷間タンデムミルの第 5スタンドに、発明例 2として WC合金スリーブを高合金鋼の芯材に嵌合したワークロールを適用し、素材厚み 4.0mmから仕上厚み 1.0mmまで冷間圧延した。その後、この鋼帯を仕上焼鈍、酸洗して、伸び率 1.0%で調質圧延した。 WC合金スリーブロールの仕様は、第 2 表に示すように、スリーブ外径 285mm、外層材質が Coを 17%含有し、ヤング率を約 52000kgf/mm²とした WC系超硬合金であり、スリーブの肉厚を 5mm (スリ一ブ半径に対して 3.5%)とした。

また、比較例として、第 5スタンドに Coを 17%含有したロール径 285mmの WC系超硬合金一体ワークロールを適用し、冷間圧延した。その後、この鋼帯を仕上焼鈍、酸洗して、伸び率 1.0%で調質圧延した (比較例 2a)。

また、別の比較例として、第 5スタンドに Coを 17%含有した WC系超硬合金を高合金鋼の芯材に溶射して、肉厚 2mm盛った口一ル径 285mmの WC複合ワークロールを適用し、冷間圧延した。その後、この鋼帯を仕上焼鈍、酸洗して、伸び率 1.0%で調質圧延した (比較例 2b)。

さらに、従来例 2として、 5スタンド冷間タンデムミルの全スタンドに通常の 5% 鍛鋼を用いたヮ一クロールを適用した場合についても同様に冷間圧延した。その後、この鋼帯を仕上焼鈍、酸洗して伸び率 1.0%で調質圧延した。

以上の方法で得られた、各ステンレス冷延鋼帯について、 S Z8741光沢度測定方法 (Gs20° )により表面光沢を測定した。その結果を、良好な順に光沢度

950以上を特八、 800〜950を A、 600〜800を B、 400〜600を C、 400以下を Dとして 5 段階で評価した。その結果を第 3表に示す。第 3表から、本発明によるスリーブ嵌合口一ルを用いて圧延したステンレス冷延鋼帯は、比較例 2aの WC系超硬合金一体ロールを用いて製造した鋼帯と同等で、比較例 2b及び従来例で製造した鋼帯に比較して著しく良好な光沢を有していた。

(実施例 3)

オーステナイト系ステンレス鋼帯として SUS304鋼帯を用いて、熱延鋼帯を焼鈍、酸洗した後、 5スタンド冷間タンデムミルの全スタンドに、発明例 3として、 WC合金スリーブと熱問ダイス鋼とを嵌合したワークロールを適用し、素材厚み 3.0mmから仕上厚み 0.98mmまで冷間圧延した。その後、この鋼帯を仕上焼鈍、酸洗して、伸び率 1.0%で調質圧延し、 #400のパフ研磨を 1パス施した。

発明例における WC合金スリーブの仕様を第 4表に示す。本表の上段に示すように、スリーブは Coを 20%含有し、ヤング率を約 50000kgf/mm²とした WC系超硬合金であり、スリーブの肉厚は半径の約 10%である。

また、比較例 3として、第 5スタンドに WC合金スリーブに熱間ダイス鋼の芯材を嵌合したワークロールを適用し、冷間圧延した。その後、この鋼帯を仕上焼鈍、酸洗して伸び率 1.0%で調質圧延し、 #400パフ研磨を 1パス施した (比較例 3)。比較例におけるスリーブの仕様を第 4表下段に示す。スリーブは Col7%、

Ni28%、 Cr7%を含有し、ヤング率を 33000kgf/mm²とした WC系超硬合金で、肉厚は半径比約 10%である。

さらに、従来例 3として、 5スタンド冷間タンデムミルの全スタンドに通常の 5%Cr鍛鋼を用い、ヤング率を約 21000kgf/mm²とした。ワークロールを適用した場合についても同様に冷間圧延した。その後、この鋼帯を仕上焼鈍、酸洗して伸び率 1.0%で調質圧延し、 #400ノフ研磨を 1パス施した。

以上の方法で得られた、各ステンレス冷延鋼帯について、実施例 2と同様に表面光沢を測定、評価した。その結果を第 5表に併せて示す。第 5表から、本発明によるスリーブ嵌合ロールを用レて圧延したステンレス冷延鋼帯は、比較例 2及び従来例で製造した鋼帯に比較して著しく良好な光沢を有していた。

(実施例 4)

オーステナイ卜系ステンレス鋼帯として SUS304鋼帯を用いて、熱延鋼帯を焼鈍、酸洗した後、 5スタンド冷間タンデムミルの 3スタンドに、発明例 4として、 WC合金スリ一ブと 5%Cr鍛鋼の芯材とを嵌合したロールをワークロールを適用し、素材厚み 3.0mmから仕上厚み 0.98mmまで冷間圧延した。その際、第 3スタンドの圧下率を 20%と 30%の 2水準について、各スタンドの圧下率を調整した。その後、この鋼帯を仕上焼鈍、酸洗して、伸び率 1.0%で調質圧延し、 #400のバフ研磨を 1パス施した。発明例のスリーブは第 6表および第 7表に示すように、スリーブ外層材質は Coを 20%含有し、ヤング率を約 50000kgf/mm²とした WC系超硬合金であり、スリーブの肉厚は半径の約 10%とした。この条件でロールのサイズを、スリーブ直径 231mm、ロールバレル長 Lを 1500mmとし、ロール径 Dとの比 L/Dを 6.5とした場合 (発明例 4a)と、スリーブ直径 155mm、ロールバレル長 Lを 1500mmとし、ロール径 Dとの比 L/Dを 9.7とした場合 (発明例 4b)の 2レベルに変えた。

また、比較例 4として、第 3スタンドに、第 6表に示すような外層材質が WC- 20%Coの WC系超硬合金で、その肉厚が 7mm (半径比 10%)、スリーブ直径

135mm, ロールバレルを 1500mm(L/D=ll.l)としたスリーブと 5%Cr鍛鋼の芯材とを嵌合したワーク口一ルを適用し、冷間圧延した。その後、この鋼帯を仕上焼鈍、酸洗して伸び率 1.0%で調質圧延し、 #400パフ研磨を 1パス施した。

さらに、従来例として、 5スタンド冷間タンデムミルの全スタンドに通常の 5%Cr鍛鋼を用い、ヤング率を約 21000kgf/mm²とした、ヮ一クロールを適用した場合についても同様に冷間圧延した。その後、この鋼帯を仕上焼鈍、酸洗して伸び率 1.0%で調質圧延し、 #400ノフ研磨を 1パス施した。

このようにして得られた、各ステンレス冷延鋼帯について、実施例 2と同様に表面光沢を測定、評価するとともに、圧延中のロールの破損についても調査した。その結果を第 7表に示す。第 7表から、本発明の圧延ロールで製造したステンレス冷延鋼帯は、いずれも、従来例で製造した鋼帯に比較して著しく良好な結果となった。特に、 L/D=7以下とした発明例 4aは、圧下率 30%以上でもロールの破損は生じなかった。

(実施例 5)

オーステナイト系ステンレス鋼帯として SUS304鋼帯を用いて、熱延鋼帯を焼鈍、酸洗した後、 5スタンド冷間タンデムミルの第 5スタンドに、発明例として、 WC合金スリーブと熱間ダイス鋼とを嵌合したワークロールを適用し、素材厚み 3.0mmから仕上厚み 0.98mmまで冷間圧延した。その際の第 5スタンドの圧下率は 20%とした。その後、この鋼帯を仕上焼鈍、酸洗して、伸び率 1.0%で調質圧延し、 #400のパフ研磨を 1パス施した。ここで、 WC合金のスリーブは、肉厚を半径比約 3%とし、 Coの含有量を 6%から 55%まで変えた。

また、従来例として、 5スタンド冷間タンデムミルの全スタンドに通常の 5%Cr 鍛鋼を用い、ヤング率を約 21000kgf/mm²とした、ワークロールを適用した場合についても同様に冷間圧延した。その後、この鋼帯を仕上焼鈍、酸洗して伸び率 1.0%で調質圧延し、 #400ノフ研磨を 1パス施した。

上記冷間圧延において、衝撃に対する強度の調査として、第 5スタンドでの絞り込みや溶接点通過時の板厚変動の発生によるロール破損の有無を調査した。また、得られた、各ステンレス冷延鋼帯について、実施例 2と同様に表面光沢を測定、評価した。第 8表に示す結果より、本発明によるスリーブの肉厚がロール半径の 3%以上、 Co含有量 12〜50%、ヤング率 35000kgf/mm²以上を備えた嵌合口一ルで圧延したステンレス冷延鋼帯は、比較例及び従来例で製造した鋼帯に比較して著しく良好な光沢を有しており、しかも衝撃に対する強度も高く破損しなかつた。

(実施例 6)

フェライ卜系ステンレス鋼帯としての SUS430鋼帯を用い、熱延鋼帯を焼鈍、酸洗した後、 5スタンド冷間タンデムミルの第 5スタンド（ロール径 c/) 285mm)に、発明例として、軸芯を 5%Cr鍛鋼、最外層をヤング率 52000kgf/mm²、 Col7%の WC 系超硬合金、中間層をヤング率約 39000kgf/mm²、 Co40%の WC系超硬合金とし、直径 285mm、最外層の肉厚 5mm (ロール半径の 3.5%)、中間層の肉厚 4mmの 3層からなる複合ワークロールを適用し、熱延鋼帯厚み 4.0mmから冷間圧延した。その際に、第 5スタンドの圧下率を 20%、 30%、 40%の 3水準に設定した。その後、この鋼帯を仕上焼鈍、酸洗して、伸び率 1.0%で調質圧延した。（発明例 6a)

また、他の発明例として、第 5スタンドに、軸芯を 5% 鍛鋼、最外層をヤング率 52000kgf/mm²、 Col7%の WC系超硬合金、外側の中間層 (中間層 1)をヤング率約 44000kgf/mm², Co30%の WC系超硬合金、内側の中間層 (中間層 2)をヤング率 35000kgf/mm²、 Co50%の WC系超硬合金として配した、直径 285mm、最外層の肉厚 5mm、中間層 1の肉厚 4mm、中間層 2の肉厚 3mmの 4層からなる複合ワークロールを適用し、冷間圧延した。その後、この鋼帯を仕上焼鈍、酸洗して、伸び率 1.0%で調質圧延した。（発明例 6b)

一方、比較例として、第 5スタンドに、 Coを 17%含有する WC系超硬合金からなり、口一ル径 285mmの一体ワークロールを適用し、冷間圧延した。その後、この鋼帯を仕上焼鈍、酸洗して、伸び率 1.0%で調質圧延した (比較例 6a)。

また、第 5スタンドに、 Col7%、 Ni28%、 Cr7%を含有する WC系超硬合金で、ャング率を 33000kgf/mm²とした、口ール径 285mmの一体ワーク口一ルを適用し、冷間圧延した。その後、この鋼帯を仕上焼鈍、酸洗して伸び率 1.0%で調質圧延した。（比較例 6b)

また、第 5スタンドに、軸芯 5% 鍛鋼とし、最外層をヤング率約

52000kgf/mm², Col7%の WC系超硬合金からなり、直径 285mm、外層の肉厚 5mm の 2層の複合ワークロールを適用し、冷間圧延した。その後、この鋼帯を仕上焼鈍、酸洗して、伸び率 1.0%で調質圧延した。（比較例 6c)

さらに、従来例として、 5スタンド冷間タンデムミルの全スタンドに、通常の 5%Cr鍛鋼を用いたワークロールを適用した場合についても同様に冷間圧延した。以上の各例の第 5スタンドロール仕様を第 9表に示す。

これらステンレス冷延鋼帯の表面光沢について、 JIS Z8741光沢度測定方法 (Gs20° )により測定し、良好な順に光沢度 950以上を特八、 800〜950を A、 600〜 800を B、 400〜600を C、 400以下を Dとして 5段階で評価した。第 10表に示す結果より、本発明の圧延ロールを用いて製造したステンレス冷延鋼帯は、比較例 6aの WC系超硬合金一体ロールを用いて製造した鋼帯と同等で、比較例 6b、 6c及び従来例で製造した鋼帯に比較して著しく良好な光沢を有していた。

またロール強度についても、比較例 3および比較例 4の場合より高い圧下率でもロールの破損はなく良好な結果が得られた。

これに対し、従来例では圧下率 30%以上で圧延材の表面とロール表面にヒー卜ス卜リーク (焼付疵)が発生して、表面光沢は不合格となった。 (実施例 7)

C:0.045%, Si:3.35%, Mn:0.065%, Se:0.017%および Sb:0.027%を含有する 2.5mm厚の方向性珪素鋼用熱延鋼帯に， 1000°C, 30秒の熱延板焼鈍を施し，酸洗後 0.64mmに冷間圧延し，ついで 980°C, 90秒の中間焼鈍を行って， 4種の試料 A,B，C,Dを作製した. その後，試料 Aおよび Cには粒度 #100の研磨ベルトを用いて，圧延方向と平行に表面を研削した. 試料 B，Dは中間焼鈍のままとした。

これらの試料を口一ル径 350mm，口ール表面粗度 0.1 mRaの圧延ロールを備えた 3スタンドタンデムミルにおいて粘度 8cst/50°C, 濃度 3%の圧延油を使用して最終スタンド圧延速度 lOOOmpmにて 0.23mmの最終板厚に仕上げた。

最終スタンドでの圧下率は 20%とした。

コイル Aおよび Bに対しては本発明例の一つとして第 11表に示す WC複合ロールを用い，コイル Cおよび Dに対しては比較例として従来の高合金鋼ロールを用いた。圧延後の試料に対して，最終スタンド圧延速度 lOOOmpm部における表面平均粗さ (Ra)を測定した結果を第 12表に示す。第 I²表から明らかなように，本発明例のロールを用いて得られた試料 Α,Βは比較例である試料 C,Dに比べて表面性状は優れていることがわかる。試料 Bにおいては，中間焼鈍後に研削ベルトによる研削を行っていないが，研削を行い高合金鋼ロールで圧延した場合より圧延後鋼帯の表面粗さがやや小さく良好になっている。

また，圧延後の試料に対して，製品板厚偏差 5 mを要求される材料にするために必要な板幅両端部の耳切り代を調査した結果を第 12表に示す. 第 12表に示すように，本発明のロールを用いて圧延された試料 Α,Βは比較例である試料 C,Dに比べて板のェッジド口ップが少なく耳切り代が減少し、歩留まりが向上することがわかる。

更に，本発明のロールによる試料 Aおよび従来例の高合金鋼ロールによる試料 Cについて冷間圧延後に脱炭素焼鈍を施し，表面層の槃合組織の測定を行った結果の平均値を第 12表に示す。第 12表に示されるように，本発明の圧延ロールによる試料 Aは従来例の試料 Cより集合組織の {110}強度が大きくなつていることがわかる。これは WCロール圧延においては， WCロールのヤング率が高いためロールバイ卜への導入油量が少なくなつて摩擦係数が従来の高合金鋼ロールの倍程度に高くなるので，板の表面層では剪断変形量が増加し，そこにゴス方位結晶粒が生成して集積度が向上するためと推定される. さらにその後の仕上焼鈍によって {110}<001>方位結晶粒が粒成長し第 I²表に示すように，磁気特性も向上した。

(実施例 8)

電磁鋼帯（板厚 2 . 6 mm) を用いて、該鋼帯を酸洗した後、 4スタンド冷間夕ンデムミルの全スタンド（ワークロール径 3 8 0〜4 3 O mm) に、本発明の口ールである外周がニッケルを 2 0重量％含有し、残りが炭化タングステンである炭化タングステン系超硬合金で肉厚を 2 0 mm (ロール半径の 9 . 3〜 1 0 . 5 % ) とし、軸芯に冷間ダイス鋼を用いた嵌合による複合ロールをワークロールとして適用し、圧延油として 6 0 °C、濃度 2 %、平均粒径 3 mの合成エステル系エマルションを循環給油方式で供給しつつ、 0 . 5 mmまで高速圧延した。

また、比較例として、同種の熱延鋼帯（板厚 2 · 6 mm) を用いて、該鋼帯を酸洗した後、同冷間タンデムミルの全スタンドに、外周がニッケルを 8重量％含有し、残りが炭化タングステンである炭化タングステン系超硬合金で肉厚を 1 0 mm (ロール半径の 4 . 6 %〜 5 . 2 %) とし、軸芯に冷間ダイス鋼を用いた嵌合による複合ロールをヮ一クロールとして適用し、上記と同様に 0 . 5 mmまで圧延した。

さらに、従来例として、同種の熱延鋼帯（板厚 2 . 6 mm) を用いて、該鋼帯を酸洗した後、同冷間タンデムミルの全スタンドに従来の高合金鋼鋼のワークロールを適用し、上記と同様に 0. 5 mmまで圧延した。

冷間圧延中にロールの破損状況を観察するとともに、冷間圧延後に、鋼帯から試料を採取して、鋼帯表面に残留した摩耗粉を測定し、さらに鋼帯を巻き戻して表面を観察し、油焼けの有無を調べた。また、これら鋼帯をアルカリ電解洗浄ェ程を有する連続焼鈍ラインで焼鈍した後、鋼帯表面の油焼けや油じみ等のむらの調査を行った表 13より、本発明例のヮ一クロールを適用して冷間圧延した場合には、圧延後の鋼帯表面に残留する摩耗粉の量が著しく少なく、汕焼けの発生が無く、また、連続焼鈍後の鋼帯表面に汕じみ等のむらを発生することもなかった。一方、比較例では、圧延後の鋼帯表面に残留する摩耗粉の量が著しく少なく、油焼けの発生が無かったが、ロールの一部が破損して鋤板の表面に疵が発生し、その後に破損が拡大して圧延不能に陥った。従来例では、圧延後の鋼帯表面に残留する摩耗粉の量が多〈て、鋼帯の圧延最終部分に油焼けが発生し、連続焼鈍後の鋼帯表面に油じみのむらを発生させていた。

【表 1】

SUS 304の焼鈍材を 1パスにて圧下

口一ル破損における記号は、〇：破損なし

X：破損あり

形状制御能力における記号は、〇：形状liij御能力が良好

Δ：形状制御が可能

：形状制御が不可

一：圧延不可

9 ο 【表 2】

【表 3】圧延材： SUS 430 母板厚ノ仕上厚： 4.0mm /1.0mm

5スタンド冷間タンデムミル

スタンド口一ル径 L/D 口一ル材質ャング率製品鋼帯の

(mm) ( gt/mm²) 光沢判定

1〜4 540 3.3 5 %Cr鍛綱 21000 発明例 2 A

5 285 5.0 ¾2に記 52000

1〜4 540 3.3 5 %Cr鍛鋼 21000 比較例 2a A

5 285 5.0 WC-17%Co 52000

一$ローノレ

1〜4 540 3.3 5 %Cr鍛鋼 21000 比較例 2b C

5 285 5.0 WC-17%Co 52000

2讓肉厚

'/容射ロール

従来例 1 -5 540 3.3 5 %Cr鍛鋼 21000 D 【表 4】

【表 5】圧延材： SUS 304 母板厚 Ζ仕上厚： 3. Onim /0.98mm

5スタンド冷間タンデムミル

スタンド口一ル径ロール材質ャング率製品鋼帯の

(mm) (kgf/mm²) 光沢判定ト 4 540 2.9

発明例 3 表 4に記載 50000 特 A

5 285 4.5

1〜4 540 2.9

比較例 3 表 4に記載 33000 C

5 285 4.5

1-4 540 2.9

従来例 5 %Cr鍛鋼 21000 D

5 285 4.5 【表 6】

【表 7】圧延材： SUS 304 , (3.0/0.98 mm ) , 5スタンド冷間タンデ厶ミル

3std.圧下率 20% 3std.圧下率 30% 口一ル径 L/D

(mm) 破損の有無光沢判定破損の有無光沢判定発明例 4a 231 6.5 無 B 無 A〜B 発明例 4b 155 9.7 無 B 有

比較例 4 135 11.1 有有

従来例 231 6.5 無 D 無 D 【表 8】

口ール破損における記号は〇：破損なし

X：破損あり

【表 9】

〇第 5スタンドロール仕様

ロール径 285mm

最外層中間層 1 中間層 2 軸芯備考材質： WC-17C0 材質： WC-40CO

発明例 6a ャング率：ャング案： 5 %Cr鍛綱

52000 kgf /mm ² 39000 kgf/mm ²

肉厚： 5 mm 肉厚： 4 ram

材質： WC— 17Co 材質： WC— 30Co 材質： WC— 50Co

CO

00 発明例 6b ャング：ャング率：ャング率： 5 %Cr鍛鋼

52000 kgf/mm² 44000 kgf/mm² 35000kgf/mm²

肉厚： 5 mm 肉厚： 4剛肉厚： 3

比較例 6a 材質： WC-17C0 —体口ールヤング率：52000kgf/mm²

比較例 6b 材質： WC-17%Co-28%Ni-7%Cr 一体口ールヤング率： 33000kgf/mm²

材質： WC-17C0

比較例 6c ャング率： 5 %Cr鍛鋼

52000kgf /画²

肉厚： 5 mm

従来例 5 %Cr鍛綱 σ—ル（ャング率 21000kgf/mm²) 一体口一ル

【表 10】

圧延材： SUS 430母板厚/仕上厚： 4. 0mm /\. 0關冷間タンデムミル D

X ：ロール破損有り

〇：ル破損無し

【表 11】

【表 12】

0 【表 13】冷間タンデムミルロール後の J ¾後の鋼の石鎖ヒー卜ス後 CO 帯種ス夕ロール径ロール材質職トリーク麵のン卜' 1 m m ) 量むら

No. mg/mm² 漏

1 390 外周：

本炭 ·ί匕夕ソグス亍ソ

発磁 2 41 0 80% +

明 20%ニッケル職 20 無し無し例 3 430 (肉厚： 20mm) せず

軸芯：

4 380 泠間ダイス鋼

1 390 外周：

比炭化タングステン

2 41 0 92% +

铰 8%ニッケル 20 無し無し

3 430 (肉厚： 10mm)

例軸芯：

4 380 冷間ダイス鋼

1 390

従

2 41 0

来合金鋼赚 500 胜

3 430 せず

例

4 380

産業卜の利用可能件

請求項 1〜8に記載の本発明の複合スリーブロールは歪^ >の少ない、比較的長尺のものであり、本発明の製造法は超硬合金スリーブを熱処理する際にも材料の歪みが発生せず、又作業性も良好に大型長尺の高硬度、高ヤング率で耐摩耗性の優れた複合スリ一プロ一ルを製造することができる。

また、以上説明したように、請求項 9および 10に記載の本発明によれば、スリ —ブ材を、ヤング率³5000kgf/mm²以上、かつ Co含有量 12〜50重量％の WC--Co系超硬合金とし、かつロール半径の 3%以上の肉厚とした嵌合ロールとするので、ェッジド口ップが少なく、表面光沢が極めて良好なステンレス冷延鋼帯やブライ卜仕上げ鋼帯または、表面粗さが小さく磁気特性に優れた珪素鋼帯を、ロールの破損を招くことなく圧延することが可能となる。

また、請求項 9および 10に記載の本発明において、スリーブのバレルの長さ L とロール直径 Dとの比 L/Dを、 2〜：0の範囲とすることにより、ロールバレルの曲げに対する強度を向上させることが可能となる。

また、請求項 9および 10に記載の本発明により、嵌合ロールにおいてもロールの偏平変形を一体ロールと同程度とすることが可能となるため、口一ルバィ卜接触弧長が短くなり、圧延荷重も低下し、効率的な圧延が可能となる。

また、以上説明したように、請求項 11〜13に記載の本発明により、ヤング率が 35000kgf/mm²以上、かつ肉厚がロール半径の 3%以上である最外層と、軸芯と、ャング率が最外層より小さく、軸芯より大きい中間層とからなる複合ロールとすれば、エッジドロップが少なく、表面光沢が極めて良好なステンレス冷延鋼帯やブライト仕上げ鋼帯あるいは、表面粗さが小さく磁気特性に優れた珪素鋼帯を、ロールの破損を招くことなく圧延することが可能となる。また、この中間層が 2 層以上の場合には、外側の層のヤング率が内側の層のヤング率より大きくなるように配置することにより、一層ロール破損の危険を少なくできる。

そして、請求項 11〜13に記載の本発明によれば、ヤング率の調整により、層境界における周方向応力を低下させることができるので、軸芯と口ール外層のみからなる複合ロールに比べてより強圧下が可能となり、効率的な圧延が可能とな o 2 る。

また、請求項 1〜13に記載の本発明のロールを用い冷間圧延することによつて、磨耗粉の発生を抑制でき、焼鈍後の鋼帯表面のむらの発生がなく従来よりも表面清浄の良好な鋼帯を得ることを可能とするものである。

なお、本発明の複合ロールは、ステンレス鋼帯、珪素鋼帯あるいは、ブライ卜仕上げ鋼帯の冷間圧延のみならず、普通鋼帯の圧延においても優れた効果を示すものである。

Claims

請求の節! [

1 . 軸材部を中心軸として軸材部の周囲に、軸材部の径とほぼ同等の内径の中空部を持つスリーブを、その中空部に軸材部を挿入し嵌合してこれらを固定したロールであって、前記スリーブが一体成型体スリーブまたはロールの中心軸と交わる面で分割される複数個の成型体部材を、予め一体化して構成されたスリーブであることを特徴とする複合スリーブロール。 -

2 . 超硬材料粉末を冷間等方加圧 (C I P)成型して得たスリーブを用いた請求項 1に記載の複合スリーブロール。

3 . 超硬材料が WC-Co混合物である請求項 2に記載の複合スリーブロール。

4 . スリーブが、複数の成型体部材をこれらの中心軸をほぼ同軸として焼結処理及び Zまたは熱間等方加圧 (H I P)し一体としたものである請求項 1から請求項 3のいずれかに記載の複合スリ一ブロール。

5 . 軸材部を中心軸として軸材部の周囲に、軸材部の径とほぼ同等の内径の中空部を持つスリーブを、その中空部に軸材部を挿入し嵌合してこれらを固定したロールであって、一体成型体スリーブまたは中心軸と交わる面で分割される複数個の成型体部材を予め一体化して構成されたスリーブを、軸材部に嵌合し固定することを特徴とする複合スリーブロールの製造方法。

6 . 超硬材料粉末を冷間等方加圧 (C I P)成型して得たスリーブを用いる請求項 5に記載の複合スリーブロールの製造方法。

7 - 超硬材料が WC-Co混合物である請求項 5または請求項 6に記載の複合スリ― ブロールの製造法。

o 4

8 . スリーブが、複数の成型体部材をこれらの中心軸をほぼ同軸として焼結処理及び Zまたは熱間等方加圧 (H I P )し一体としたものである請求項 5から請求項 7のいずれかに記載の複合スリーブロールの製造方法。

9 . 芯材とスリーブを嵌合した、冷間圧延用の複合ロールにおいて、芯材が鋼からなり、スリ一ブ材がヤング率 3 5 0 0 0 k g f /mm²以上、かつ C o含有量 1 2〜5 0重量％の\¥0じ o系超硬合金からなるとともに、該スリーブの肉厚が複合ロール半径の 3 %以上であることを特徴とする請求項 1から請求項 4のいずれかに記載の冷間圧延用複合ロール。

1 0 . スリーブのバレルの長さ Lとロール直径 Dとの比 L ZDが 2〜 1 0の範囲であることを特徴とする、請求項請求項 1から請求項 4のいずれかに記載の冷間圧延用複合ロール。

1 1 . ロールバレルが同心円状の 3つ以上の層からなり、最外層は、ヤング率が 3 5 0 0 0 k g f Zmm²以上、かつ層の厚みがロール半径の 3 %以上であり、該最外層と軸芯との間に位置する中間層は、ヤング率が最外層のヤング率より小さく、軸芯のヤング率より大きいことを特徴とする請求項 1から請求項 4のレずれかに記載の冷間圧延用複合ロール。

1 2 . 中間層が 2つ以上の層からなり、該中間層のヤング率は相対的に外側にある層ほど大きいことを特徴とする、請求項 1 1に記載の冷間圧延用複合口一ル。

1 3 . 最外層および中間層が、いずれも W C系超硬合金からなり、該超硬合金の組成は相対的に外側にある層ほどバインダ金属の結合当量が少ないことを特徴とする、請求項 1 1または請求項 1 2に記載の冷間圧延用複合ロール。

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14. スリーブのバレルの長さ Lとロール直径 Dとの比 L/Dが 2〜 1 0の範囲であることを特徴とする、請求項請求項 5から請求項 9のいずれかに記載の複合スリーブロールの製造方法。

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