JP2911768B2 - 熱間圧延用ワークロール - Google Patents
熱間圧延用ワークロールInfo
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- JP2911768B2 JP2911768B2 JP6283253A JP28325394A JP2911768B2 JP 2911768 B2 JP2911768 B2 JP 2911768B2 JP 6283253 A JP6283253 A JP 6283253A JP 28325394 A JP28325394 A JP 28325394A JP 2911768 B2 JP2911768 B2 JP 2911768B2
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- arbor
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Classifications
-
- B—PERFORMING OPERATIONS; TRANSPORTING
- B21—MECHANICAL METAL-WORKING WITHOUT ESSENTIALLY REMOVING MATERIAL; PUNCHING METAL
- B21B—ROLLING OF METAL
- B21B27/00—Rolls, roll alloys or roll fabrication; Lubricating, cooling or heating rolls while in use
- B21B27/02—Shape or construction of rolls
- B21B27/03—Sleeved rolls
Landscapes
- Physics & Mathematics (AREA)
- Geometry (AREA)
- Engineering & Computer Science (AREA)
- Mechanical Engineering (AREA)
- Reduction Rolling/Reduction Stand/Operation Of Reduction Machine (AREA)
- Rolls And Other Rotary Bodies (AREA)
Description
【０００１】
【産業上の利用分野】本発明は金属板の熱間圧延に用い
られるワークロールに関する。
られるワークロールに関する。
【０００２】
【従来の技術】熱間圧延用ワークロールは、周知のよう
に、圧延材と直接接触するロール胴部においては耐摩耗
性、耐肌荒性および耐クラック性（耐割損性）が要求さ
れ、軸心部には靭性が要求される。この種の熱間圧延用
ワークロールの製造方法としては、遠心鋳造法や鋳かけ
肉盛法等でロール胴部と軸心部を冶金的に一体形成した
複合ロールに製造する方法と、遠心鋳造法で製造したス
リーブをアーバーに焼ばめして組立てる方法がある。後
者の焼ばめによる方法によればスリーブとアーバ−を異
材質で形成することができ、即ちスリーブに耐摩耗性等
のある合金材料を、またアーバーに靭性のある鋼系材料
をそれぞれ用いることができて性能の良いワークロール
が得られ、さらにスリーブを廃却径まで使用した後はア
ーバーを再利用することができるなどの点で前者の製造
方法よりも有利な面を有している。
に、圧延材と直接接触するロール胴部においては耐摩耗
性、耐肌荒性および耐クラック性（耐割損性）が要求さ
れ、軸心部には靭性が要求される。この種の熱間圧延用
ワークロールの製造方法としては、遠心鋳造法や鋳かけ
肉盛法等でロール胴部と軸心部を冶金的に一体形成した
複合ロールに製造する方法と、遠心鋳造法で製造したス
リーブをアーバーに焼ばめして組立てる方法がある。後
者の焼ばめによる方法によればスリーブとアーバ−を異
材質で形成することができ、即ちスリーブに耐摩耗性等
のある合金材料を、またアーバーに靭性のある鋼系材料
をそれぞれ用いることができて性能の良いワークロール
が得られ、さらにスリーブを廃却径まで使用した後はア
ーバーを再利用することができるなどの点で前者の製造
方法よりも有利な面を有している。
【０００３】
【発明が解決しようとする課題】しかし、スリーブをア
ーバーに焼ばめして組み立てたワークロールは、上記利
点を有する反面、圧延時の熱応力、圧延荷重による応力
のほかに、焼ばめによる応力が発生し、焼ばめ面から割
損する事故の発生が多い。この対策案として、スリーブ
は、高合金鋳鋼等の高耐摩耗性のある高硬度の外層と、
靭性のある黒鉛鋳鋼の内層との二層構造にすることによ
り、上記応力に耐えられるようにしたものが提案されて
いる。この場合のスリーブは遠心鋳造で冶金的に一体に
製造されている。
ーバーに焼ばめして組み立てたワークロールは、上記利
点を有する反面、圧延時の熱応力、圧延荷重による応力
のほかに、焼ばめによる応力が発生し、焼ばめ面から割
損する事故の発生が多い。この対策案として、スリーブ
は、高合金鋳鋼等の高耐摩耗性のある高硬度の外層と、
靭性のある黒鉛鋳鋼の内層との二層構造にすることによ
り、上記応力に耐えられるようにしたものが提案されて
いる。この場合のスリーブは遠心鋳造で冶金的に一体に
製造されている。
【０００４】しかしながら、このようにスリーブを内外
二層構造にしたうえでこれをアーバーに焼ばめする改良
案においても、特にスリーブの肉厚が薄い仕上げスタン
ド側のワークロールには適していないことを知見した。
すなわち、鋼板の熱間圧延の場合、粗スタンド側に用い
られるワークロールの外径は９００〜１２００ｍｍ位
で、仕上げスタンド側に用いられるワークロールの外径
は６５０〜８００ｍｍ位のものが普通である。ロールの
胴長さは１５００〜２５００ｍｍである。仕上げスタン
ド側のワークロールは、アーバーの外径を強度上あまり
小さくできないので（５５０〜６１０ｍｍ位）、スリー
ブの肉厚が粗スタンド側のワークロールに比べて薄い。
したがって、このようなスリーブが薄目であるワークロ
ールは、上記した後者の焼ばめによる方法で製造すると
強度的に耐えられなくて、やはりスリーブの割損の恐れ
があり、このため現状では前者の遠心鋳造法等でロール
胴部と軸心部を冶金的に一体に製造している。そこで本
発明は、スリーブが薄目のワークロールにおいても上記
利点を有する焼ばめ方式による製造方法を採用すること
ができ、割損の恐れの少ない熱間圧延用ワークロールを
提供することを目的とする。
二層構造にしたうえでこれをアーバーに焼ばめする改良
案においても、特にスリーブの肉厚が薄い仕上げスタン
ド側のワークロールには適していないことを知見した。
すなわち、鋼板の熱間圧延の場合、粗スタンド側に用い
られるワークロールの外径は９００〜１２００ｍｍ位
で、仕上げスタンド側に用いられるワークロールの外径
は６５０〜８００ｍｍ位のものが普通である。ロールの
胴長さは１５００〜２５００ｍｍである。仕上げスタン
ド側のワークロールは、アーバーの外径を強度上あまり
小さくできないので（５５０〜６１０ｍｍ位）、スリー
ブの肉厚が粗スタンド側のワークロールに比べて薄い。
したがって、このようなスリーブが薄目であるワークロ
ールは、上記した後者の焼ばめによる方法で製造すると
強度的に耐えられなくて、やはりスリーブの割損の恐れ
があり、このため現状では前者の遠心鋳造法等でロール
胴部と軸心部を冶金的に一体に製造している。そこで本
発明は、スリーブが薄目のワークロールにおいても上記
利点を有する焼ばめ方式による製造方法を採用すること
ができ、割損の恐れの少ない熱間圧延用ワークロールを
提供することを目的とする。
【０００５】
【課題を解決するための手段】本発明は、アーバーが鋼
系材で構成されていること、外層がハイス材や高クロー
ム鋳鉄材等の高合金鋳鉄又は高合金鋳鋼で構成され、内
層が引張強さ８０Ｋｇ／ｍｍ2 以上のクロムモリブデン
鋼やニッケルクロムモリブデン鋼等の合金鋼系材で構成
されて両層が溶着一体化されているスリーブを前記アー
バーに焼ばめしていること、前記アーバーとスリーブの
端部における境界に、前記内層より線膨張率及び熱伝導
率の大きい金属からなるＣ形リングを圧入または焼ばめ
により固定してあることを特徴とする。
系材で構成されていること、外層がハイス材や高クロー
ム鋳鉄材等の高合金鋳鉄又は高合金鋳鋼で構成され、内
層が引張強さ８０Ｋｇ／ｍｍ2 以上のクロムモリブデン
鋼やニッケルクロムモリブデン鋼等の合金鋼系材で構成
されて両層が溶着一体化されているスリーブを前記アー
バーに焼ばめしていること、前記アーバーとスリーブの
端部における境界に、前記内層より線膨張率及び熱伝導
率の大きい金属からなるＣ形リングを圧入または焼ばめ
により固定してあることを特徴とする。
【０００６】
【作用】鋼系材で構成されたアーバーは靭性に富み、ス
リーブの高合金鋳鉄又は高合金鋳鋼で構成された外層は
耐摩耗性に優れる。前述した従来の焼ばめ方式のスリー
ブの内層は黒鉛鋳鋼で引張強さが６０Ｋｇ／ｍｍ2 程度
であるが、本発明ではスリーブの内層に、引張強さ８０
Ｋｇ／ｍｍ2 以上のクロムモリブデン鋼やニッケルクロ
ムモリブデン鋼等の合金鋼系材を用いるので、強度のあ
るスリーブとなり、圧延時の割損を防止できる。
リーブの高合金鋳鉄又は高合金鋳鋼で構成された外層は
耐摩耗性に優れる。前述した従来の焼ばめ方式のスリー
ブの内層は黒鉛鋳鋼で引張強さが６０Ｋｇ／ｍｍ2 程度
であるが、本発明ではスリーブの内層に、引張強さ８０
Ｋｇ／ｍｍ2 以上のクロムモリブデン鋼やニッケルクロ
ムモリブデン鋼等の合金鋼系材を用いるので、強度のあ
るスリーブとなり、圧延時の割損を防止できる。
【０００７】スリーブの内層をこのように引張強さ８０
Ｋｇ／ｍｍ2 以上の合金鋼系材で構成した場合は強度を
確保できて有利である反面、熱伝導率が高いため、熱間
圧延開始時にこの内層とアーバーとの間に熱膨張差が生
じ、この膨張差によりアーバーとの間でスリップが発生
しやすいという難点が生じるのであり、Ｃ形リングによ
る圧入固定または焼ばめ固定手段はこのような難点を補
って熱間圧延開始時のスリップ発生を防止する働きをす
る。
Ｋｇ／ｍｍ2 以上の合金鋼系材で構成した場合は強度を
確保できて有利である反面、熱伝導率が高いため、熱間
圧延開始時にこの内層とアーバーとの間に熱膨張差が生
じ、この膨張差によりアーバーとの間でスリップが発生
しやすいという難点が生じるのであり、Ｃ形リングによ
る圧入固定または焼ばめ固定手段はこのような難点を補
って熱間圧延開始時のスリップ発生を防止する働きをす
る。
【０００８】もともと焼ばめされたスリーブとアーバー
は異材質の別部材であるので、スリーブ側からアーバー
側に熱が伝わりにくく、両者の境界部で温度差が生じる
のであり、上記の内層材は従来のものに比べて熱伝導率
が高いため早く昇温しやすく、この温度差が更に大きく
なりやすい。これに関して更に言及すると、引張強さ８
０Ｋｇ／ｍｍ2 以上の合金鋼系材（例えばクロムモリブ
デン鋼）からなる内層は熱伝導率（０．１０２Ｃａｌ／
ｃｍ・ｓｅｃ・°Ｃ）が、従来の黒鉛鋳鋼の熱伝導率
（０．０６０Ｃａｌ／ｃｍ・ｓｅｃ・°Ｃ）よりも高い
ので、圧延開始時に圧延材の熱をロール表面から吸収し
て早く昇温しやすい。したがって、熱間圧延の開始時に
は、図８に示すように従来のものに比べ、アーバーより
スリーブの方が熱膨張が大きく先行する時間帯が生じ、
この間に焼ばめ力が弱まり、両者がスリップする恐れが
生じる。
は異材質の別部材であるので、スリーブ側からアーバー
側に熱が伝わりにくく、両者の境界部で温度差が生じる
のであり、上記の内層材は従来のものに比べて熱伝導率
が高いため早く昇温しやすく、この温度差が更に大きく
なりやすい。これに関して更に言及すると、引張強さ８
０Ｋｇ／ｍｍ2 以上の合金鋼系材（例えばクロムモリブ
デン鋼）からなる内層は熱伝導率（０．１０２Ｃａｌ／
ｃｍ・ｓｅｃ・°Ｃ）が、従来の黒鉛鋳鋼の熱伝導率
（０．０６０Ｃａｌ／ｃｍ・ｓｅｃ・°Ｃ）よりも高い
ので、圧延開始時に圧延材の熱をロール表面から吸収し
て早く昇温しやすい。したがって、熱間圧延の開始時に
は、図８に示すように従来のものに比べ、アーバーより
スリーブの方が熱膨張が大きく先行する時間帯が生じ、
この間に焼ばめ力が弱まり、両者がスリップする恐れが
生じる。
【０００９】この現象を計算値ではあるが、図８に基づ
いて説明する。鋼板の連続熱間圧延では、圧延材を１２
５０°Ｃ前後に加熱して粗圧延を行い、８００〜９００
°Ｃで仕上げ圧延を行って、５００〜７００°Ｃで巻き
取る。したがって、ワークロールのスリーブは図８に示
すように圧延を開始すると間もなく１２０°Ｃ位に急上
昇する一方、アーバー側はそれより緩やかに徐々に温度
上昇する。焼ばめロールの場合、この温度差が、スリー
ブとアーバーとの膨張差となって現れる。スリーブの内
層とアーバーの材質をクロムモリブデン鋼とし、焼ばめ
部の径を６１０ｍｍと想定して計算し、膨張値の差を図
９に示す。焼ばめ率は圧延トルクに耐えられる１／１０
００を設定値とする。すなわち、焼ばめ率を１／１００
０とすると、締め代が６１０μ位であるので、膨張差が
５００μを越える時間帯にスリップ発生の危険がある。
しかし、本発明では、圧延開始時に、アーバーとスリー
ブの端部における境界に圧入または焼ばめした、内層よ
り線膨張率及び熱伝導率の大きい金属からなるＣ形リン
グの熱膨張により内層とアーバー間でのスリップ発生を
防止できることになる。すなわち、圧延開始時に、その
円周一部を切除した開口部を有するＣ形リングは、熱膨
張して内層の内周との接触圧を高めると同時に、その径
方向外方への自由膨張が内層で拘束され圧縮応力を生じ
てその開口部の開口幅を縮小することによりアーバーの
外周を締め付けることにもなるためアーバーとの圧接状
態も維持し、前記スリップ発生を防止できることにな
る。
いて説明する。鋼板の連続熱間圧延では、圧延材を１２
５０°Ｃ前後に加熱して粗圧延を行い、８００〜９００
°Ｃで仕上げ圧延を行って、５００〜７００°Ｃで巻き
取る。したがって、ワークロールのスリーブは図８に示
すように圧延を開始すると間もなく１２０°Ｃ位に急上
昇する一方、アーバー側はそれより緩やかに徐々に温度
上昇する。焼ばめロールの場合、この温度差が、スリー
ブとアーバーとの膨張差となって現れる。スリーブの内
層とアーバーの材質をクロムモリブデン鋼とし、焼ばめ
部の径を６１０ｍｍと想定して計算し、膨張値の差を図
９に示す。焼ばめ率は圧延トルクに耐えられる１／１０
００を設定値とする。すなわち、焼ばめ率を１／１００
０とすると、締め代が６１０μ位であるので、膨張差が
５００μを越える時間帯にスリップ発生の危険がある。
しかし、本発明では、圧延開始時に、アーバーとスリー
ブの端部における境界に圧入または焼ばめした、内層よ
り線膨張率及び熱伝導率の大きい金属からなるＣ形リン
グの熱膨張により内層とアーバー間でのスリップ発生を
防止できることになる。すなわち、圧延開始時に、その
円周一部を切除した開口部を有するＣ形リングは、熱膨
張して内層の内周との接触圧を高めると同時に、その径
方向外方への自由膨張が内層で拘束され圧縮応力を生じ
てその開口部の開口幅を縮小することによりアーバーの
外周を締め付けることにもなるためアーバーとの圧接状
態も維持し、前記スリップ発生を防止できることにな
る。
【００１０】
【実施例】図１は本発明の熱間圧延用ワークロールを示
す縦断面図、図２は図１におけるＡ−Ａ線拡大断面図で
あり、１はアーバー、２はアーバー１の外周に焼ばめさ
れたスリーブであり、スリーブ２は内層３と外層４の二
層構造からなる。アーバー１の材質はクロムモリブデン
鋼や鍛鋼等の鋼系材であって、ＳＣＭ４４０が強度上好
ましい。アーバー１の焼ばめする部分の外径は６１０ｍ
ｍとした。
す縦断面図、図２は図１におけるＡ−Ａ線拡大断面図で
あり、１はアーバー、２はアーバー１の外周に焼ばめさ
れたスリーブであり、スリーブ２は内層３と外層４の二
層構造からなる。アーバー１の材質はクロムモリブデン
鋼や鍛鋼等の鋼系材であって、ＳＣＭ４４０が強度上好
ましい。アーバー１の焼ばめする部分の外径は６１０ｍ
ｍとした。
【００１１】スリーブ２の外層４および内層３のそれぞ
れの材質は以下の通りである。内層３はクロムモリブデ
ン鋼やニッケルクロムモリブデン鋼等の引張強さ８０Ｋ
ｇ／ｍｍ2 以上の材料からなる。例えば、ＳＣＭ４４０
は引張強さ１００Ｋｇ／ｍｍ2 位であるので好ましい。
れの材質は以下の通りである。内層３はクロムモリブデ
ン鋼やニッケルクロムモリブデン鋼等の引張強さ８０Ｋ
ｇ／ｍｍ2 以上の材料からなる。例えば、ＳＣＭ４４０
は引張強さ１００Ｋｇ／ｍｍ2 位であるので好ましい。
【００１２】外層４は、重量％において、Ｃ：１．５〜
２．５％、Ｓｉ：０．３〜２．０％、Ｍｎ：０．３〜
２．０％、Ｃｒ：４．０〜１０．０％、Ｍｏ：４．０〜
１０．０％、Ｖ：３．０〜１０．０％、Ｗ：１．０〜
５．０％を含み、残部Ｆｅおよび不純物からなる高炭素
系ハイス材が、硬度がＨｓ８０〜８５と高くて耐摩耗性
に優れるので好ましい。尚、その他Ｃｏ、Ｎｉ、Ｔｉを
適宜配合してもよい。
２．５％、Ｓｉ：０．３〜２．０％、Ｍｎ：０．３〜
２．０％、Ｃｒ：４．０〜１０．０％、Ｍｏ：４．０〜
１０．０％、Ｖ：３．０〜１０．０％、Ｗ：１．０〜
５．０％を含み、残部Ｆｅおよび不純物からなる高炭素
系ハイス材が、硬度がＨｓ８０〜８５と高くて耐摩耗性
に優れるので好ましい。尚、その他Ｃｏ、Ｎｉ、Ｔｉを
適宜配合してもよい。
【００１３】Ｃは、Ｃｒ、Ｖ、Ｗ、Ｍｏ等と結合して硬
度の高い炭化物を形成し、耐摩耗性を向上させるために
必要な元素である。したがって、その含有量が１．５％
未満の場合は炭化物の量が少なくて耐摩耗性の向上が望
めない。Ｃが２．５％を越えると炭化物の量が多くな
り、靭性が低くなって耐熱クラック性が低下する。Ｓｉ
は脱酸剤として必要な元素である。その含有量が０．３
％未満ではその脱酸効果が少なく、２．０％を越えると
ぜい化しやすくなる。
度の高い炭化物を形成し、耐摩耗性を向上させるために
必要な元素である。したがって、その含有量が１．５％
未満の場合は炭化物の量が少なくて耐摩耗性の向上が望
めない。Ｃが２．５％を越えると炭化物の量が多くな
り、靭性が低くなって耐熱クラック性が低下する。Ｓｉ
は脱酸剤として必要な元素である。その含有量が０．３
％未満ではその脱酸効果が少なく、２．０％を越えると
ぜい化しやすくなる。
【００１４】Ｍｎは、脱酸作用とともに不純物であるＳ
をＭｎＳとして固定するために必要な元素である。その
含有量が０．３％未満ではその効果が少なく、２．０％
を越えると残留オーステナイトが生じやすく、十分な硬
度が得られない。ＣｒはＣと結合して炭化物を形成し、
耐摩耗性の向上に寄与する元素である。その含有量が
４．０％未満ではその効果が少なく、１０．０％を越え
ると粗大な炭化物の量が多くなり、靭性が低下するとと
もに、粗大炭化物の欠落により耐肌荒性を劣化させる。
をＭｎＳとして固定するために必要な元素である。その
含有量が０．３％未満ではその効果が少なく、２．０％
を越えると残留オーステナイトが生じやすく、十分な硬
度が得られない。ＣｒはＣと結合して炭化物を形成し、
耐摩耗性の向上に寄与する元素である。その含有量が
４．０％未満ではその効果が少なく、１０．０％を越え
ると粗大な炭化物の量が多くなり、靭性が低下するとと
もに、粗大炭化物の欠落により耐肌荒性を劣化させる。
【００１５】ＭｏはＣと結合して炭化物を形成し、耐摩
耗性に寄与する元素である。その含有量が４．０％未満
では焼き入れ性の向上が望めず、かつ炭化物の量が少な
いため耐摩耗性に劣る。１０．０％を越えると過飽和と
なり、残留オーステナイトを安定化させて十分な硬度を
得ることができない。
耗性に寄与する元素である。その含有量が４．０％未満
では焼き入れ性の向上が望めず、かつ炭化物の量が少な
いため耐摩耗性に劣る。１０．０％を越えると過飽和と
なり、残留オーステナイトを安定化させて十分な硬度を
得ることができない。
【００１６】ＶはＣと結合して炭化物を形成し、耐摩耗
性に寄与する元素である。その含有量が３．０％未満で
はその効果が少なく、１０．０％を越えると炭化物の量
が多くなり過ぎて靭性が低下する。Ｗは、Ｃと結合して
高硬度の炭化物を形成し、耐摩耗性の向上および高温強
度の向上に寄与する元素である。その含有量が１．０％
未満ではその効果が少なく、５．０％を越えると炭化物
の量が多くなり、靭性が低下する。この他に高合金グレ
ン材、高クローム鋳鉄材、工具用高速度鋼材等も用いら
れる。
性に寄与する元素である。その含有量が３．０％未満で
はその効果が少なく、１０．０％を越えると炭化物の量
が多くなり過ぎて靭性が低下する。Ｗは、Ｃと結合して
高硬度の炭化物を形成し、耐摩耗性の向上および高温強
度の向上に寄与する元素である。その含有量が１．０％
未満ではその効果が少なく、５．０％を越えると炭化物
の量が多くなり、靭性が低下する。この他に高合金グレ
ン材、高クローム鋳鉄材、工具用高速度鋼材等も用いら
れる。
【００１７】スリーブ２は、外層４と内層３の材質が上
記のように大きく異なるので、従来のように遠心鋳造法
では製造不可能である。遠心鋳造法でスリーブを製造し
ていた従来のものでは、外層に耐摩耗性に優れるハイス
材を採用しにくかった。その理由はＷやＶが遠心力で径
方向に偏る傾向になり、材質が補償できないからであ
る。内層については、外層との境界に材質を悪化させる
混合層が形成してはならないので、外層と材質的にかけ
離れた材料を採用することができなかった。そこで、本
発明では、スリーブ２の外層４にハイス材を採用できる
し、また内層３をそれとは大きく異なる上記材質で構成
する場合もその製造を可能にする鋳かけ肉盛り溶接法を
採用する。
記のように大きく異なるので、従来のように遠心鋳造法
では製造不可能である。遠心鋳造法でスリーブを製造し
ていた従来のものでは、外層に耐摩耗性に優れるハイス
材を採用しにくかった。その理由はＷやＶが遠心力で径
方向に偏る傾向になり、材質が補償できないからであ
る。内層については、外層との境界に材質を悪化させる
混合層が形成してはならないので、外層と材質的にかけ
離れた材料を採用することができなかった。そこで、本
発明では、スリーブ２の外層４にハイス材を採用できる
し、また内層３をそれとは大きく異なる上記材質で構成
する場合もその製造を可能にする鋳かけ肉盛り溶接法を
採用する。
【００１８】この鋳かけ肉盛り溶接に際しては、予め内
層３をクロムモリブデン鋼でパイプ状（内径５５０ｍ
ｍ、外径６９０ｍｍ）に鍛造し、しかる後この内層３の
外周に外層４を鋳かけ肉盛り溶接法で一体に溶着させ
る。この溶接法に使用する鋳かけ肉盛り溶接製造装置を
図４に示し、この図４に基づき更に詳しく説明する。こ
の装置は架台（図示せず）に垂直にセットされたパイプ
状の内層３の外周に外層４の厚みを得るのに必要な所定
の間隔をおいて円環状の水冷型１０が配設される。この
水冷型１０の上部に黒鉛系耐火材からなる緩衝型１１お
よび磁界遮断水冷銅板１２を介して勾配の異なるテーパ
状の周壁を有する耐火枠１６がセットされる。その耐火
枠１６の外周には円環状の高周波加熱用コイル１４が同
軸的に配置され、この高周波加熱用コイル１４はその周
囲を耐火材１３によって保護されるとともにその肉厚内
にはコイル冷却用通水路１５が内外二重構造にして円環
状に配置される。以上の水冷型１０，緩衝型１１，耐火
材１３及び耐火枠１６をもって鋳かけ肉盛り溶接用の組
合わせ鋳型が構成されている。尚、図４中の１７は初期
の溶湯流出防止用の受け板である。
層３をクロムモリブデン鋼でパイプ状（内径５５０ｍ
ｍ、外径６９０ｍｍ）に鍛造し、しかる後この内層３の
外周に外層４を鋳かけ肉盛り溶接法で一体に溶着させ
る。この溶接法に使用する鋳かけ肉盛り溶接製造装置を
図４に示し、この図４に基づき更に詳しく説明する。こ
の装置は架台（図示せず）に垂直にセットされたパイプ
状の内層３の外周に外層４の厚みを得るのに必要な所定
の間隔をおいて円環状の水冷型１０が配設される。この
水冷型１０の上部に黒鉛系耐火材からなる緩衝型１１お
よび磁界遮断水冷銅板１２を介して勾配の異なるテーパ
状の周壁を有する耐火枠１６がセットされる。その耐火
枠１６の外周には円環状の高周波加熱用コイル１４が同
軸的に配置され、この高周波加熱用コイル１４はその周
囲を耐火材１３によって保護されるとともにその肉厚内
にはコイル冷却用通水路１５が内外二重構造にして円環
状に配置される。以上の水冷型１０，緩衝型１１，耐火
材１３及び耐火枠１６をもって鋳かけ肉盛り溶接用の組
合わせ鋳型が構成されている。尚、図４中の１７は初期
の溶湯流出防止用の受け板である。
【００１９】この製造装置を用いて内層３の外周に外層
４を溶着するには、まず内層３を上記組合わせ鋳型内に
垂直にかつ同軸的にセットするとともに、その下端部に
昇降機構（図示せず）を装着する。次に、高周波加熱用
コイル１４に通電し、通水路１５に冷却水を流通させた
状態で、耐火枠１６と内層３とにより形成される空間内
に、外層４を形成すべき溶湯１８を注入する。この溶湯
１８の表面は断熱および酸化防止のため溶融フラックス
１９により被覆するとともに、高周波加熱用コイル１４
により加熱攪拌して溶湯１８が凝固しないようにする。
この状態で、上記昇降機構を介して内層３を矢印Ｙ方向
に断続的に降下させると、溶湯１８も連動して降下し、
緩衝型１１、水冷型１０に至って、漸次凝固が開始され
る。一方、内層３の表面は溶湯１８の熱により一部溶解
し、それが溶湯１８と混合しながら、溶湯１８の漸次凝
固により外層４と完全に溶着一体化される。そして、溶
湯１８の表面の降下につれて、新たに溶湯１８を補給し
てその表面を一定の水準に保持することによって、スリ
ーブ２を連続的に製造することができる。
４を溶着するには、まず内層３を上記組合わせ鋳型内に
垂直にかつ同軸的にセットするとともに、その下端部に
昇降機構（図示せず）を装着する。次に、高周波加熱用
コイル１４に通電し、通水路１５に冷却水を流通させた
状態で、耐火枠１６と内層３とにより形成される空間内
に、外層４を形成すべき溶湯１８を注入する。この溶湯
１８の表面は断熱および酸化防止のため溶融フラックス
１９により被覆するとともに、高周波加熱用コイル１４
により加熱攪拌して溶湯１８が凝固しないようにする。
この状態で、上記昇降機構を介して内層３を矢印Ｙ方向
に断続的に降下させると、溶湯１８も連動して降下し、
緩衝型１１、水冷型１０に至って、漸次凝固が開始され
る。一方、内層３の表面は溶湯１８の熱により一部溶解
し、それが溶湯１８と混合しながら、溶湯１８の漸次凝
固により外層４と完全に溶着一体化される。そして、溶
湯１８の表面の降下につれて、新たに溶湯１８を補給し
てその表面を一定の水準に保持することによって、スリ
ーブ２を連続的に製造することができる。
【００２０】このようにして得たスリーブ２は、その後
熱処理し、内径加工等の機械加工をすることにより外径
仕上がり寸法を７６０ｍｍに、その長さを１８００ｍｍ
に仕上げたうえで、２００°Ｃ位に加熱してアーバー１
に焼ばめする。この場合、焼ばめ率は１／１０００で、
焼ばめ代は６１０μである。焼ばめ率は、用途に応じて
１／１５００〜１／５００の範囲で圧延トルクに耐えら
れる数値を選択することがよい。最後に、アーバー１と
スリーブ２の両端部又は一端部における境界に、スリー
ブ２の内層３より線膨張率及び熱伝導率の大きい金属か
らなって断面楔形状で開口部５ａを有するＣ形リング５
（図３参照）を端面側から圧入固定する。Ｃ形リング５
の材質としては、スリーブ２の内層３にクロムモリブデ
ン鋼を用いた場合、図５の図表に示すようにクロムモリ
ブデン鋼より線膨張率及び熱伝導率の大きいステンレ
ス、アルミ合金、銅合金等を用いる。Ｃ形リング５の寸
法は、内径Ｄは、アーバー１の焼ばめ部分の外径寸法と
同じ６１０ｍｍ、幅Ｗは１００〜２００ｍｍ、厚さＴは
１０〜４０ｍｍ、開口部５ａの開口幅Ｇは０．２〜１ｍ
ｍである。尚、Ｃ形リング５の圧入後、万一抜け出るこ
とのないように図６に示すようにＣ形リング５の端面を
ロール胴端に焼ばめ装着する軸受用のスラストリング６
により抜け止めする。
熱処理し、内径加工等の機械加工をすることにより外径
仕上がり寸法を７６０ｍｍに、その長さを１８００ｍｍ
に仕上げたうえで、２００°Ｃ位に加熱してアーバー１
に焼ばめする。この場合、焼ばめ率は１／１０００で、
焼ばめ代は６１０μである。焼ばめ率は、用途に応じて
１／１５００〜１／５００の範囲で圧延トルクに耐えら
れる数値を選択することがよい。最後に、アーバー１と
スリーブ２の両端部又は一端部における境界に、スリー
ブ２の内層３より線膨張率及び熱伝導率の大きい金属か
らなって断面楔形状で開口部５ａを有するＣ形リング５
（図３参照）を端面側から圧入固定する。Ｃ形リング５
の材質としては、スリーブ２の内層３にクロムモリブデ
ン鋼を用いた場合、図５の図表に示すようにクロムモリ
ブデン鋼より線膨張率及び熱伝導率の大きいステンレ
ス、アルミ合金、銅合金等を用いる。Ｃ形リング５の寸
法は、内径Ｄは、アーバー１の焼ばめ部分の外径寸法と
同じ６１０ｍｍ、幅Ｗは１００〜２００ｍｍ、厚さＴは
１０〜４０ｍｍ、開口部５ａの開口幅Ｇは０．２〜１ｍ
ｍである。尚、Ｃ形リング５の圧入後、万一抜け出るこ
とのないように図６に示すようにＣ形リング５の端面を
ロール胴端に焼ばめ装着する軸受用のスラストリング６
により抜け止めする。
【００２１】図７は他の実施例を示す。この実施例では
先に断面矩形のＣ形リング５をアーバー１に焼ばめして
おいて、この後でスリーブ２をアーバー１に焼ばめす
る。焼ばめ率は１／１０００とする。Ｃ形リング５の材
質は上記実施例の場合と同様にクロムモリブデン鋼より
線膨張率及び熱伝導率の大きいステンレス、アルミ合
金、銅合金等を用いる。アーバー１の外周面箇所の一端
部又は両端部には予め凹溝９を設けておいて、この凹溝
９にＣ形リング５が嵌まり込むように焼ばめすればＣ形
リング５の抜け止めを図ることができる。その凹溝９の
深さは５００〜６００μ程度とする。端部の焼ばめした
Ｃ形リング５の端面はスリーブ２の端面と面一にする。
先に断面矩形のＣ形リング５をアーバー１に焼ばめして
おいて、この後でスリーブ２をアーバー１に焼ばめす
る。焼ばめ率は１／１０００とする。Ｃ形リング５の材
質は上記実施例の場合と同様にクロムモリブデン鋼より
線膨張率及び熱伝導率の大きいステンレス、アルミ合
金、銅合金等を用いる。アーバー１の外周面箇所の一端
部又は両端部には予め凹溝９を設けておいて、この凹溝
９にＣ形リング５が嵌まり込むように焼ばめすればＣ形
リング５の抜け止めを図ることができる。その凹溝９の
深さは５００〜６００μ程度とする。端部の焼ばめした
Ｃ形リング５の端面はスリーブ２の端面と面一にする。
【００２２】
【発明の効果】以上のように本発明によれば、スリーブ
の外層はハイス材や高クローム鋳鉄材等の高合金鋳鉄又
は高合金鋳鋼で構成し、内層は引張強さ８０Ｋｇ／ｍｍ
2 以上のクロムモリブデン鋼やニッケルクロムモリブデ
ン鋼等の合金鋼系材で構成するとともに、その内層とア
ーバーの端部における境界に内層より線膨張率及び熱伝
導率の大きい金属からなるＣ形リングを圧入又は焼ばめ
によって固定しているので、圧延時のスリーブのスリッ
プ発生を防止でき、特に仕上げスタンド側に用いられる
スリーブが薄目のワークロールを焼ばめ方式で製造して
も割損の恐れのない耐久性に優れるワークロールとして
極めて有用な効果を奏するものである。
の外層はハイス材や高クローム鋳鉄材等の高合金鋳鉄又
は高合金鋳鋼で構成し、内層は引張強さ８０Ｋｇ／ｍｍ
2 以上のクロムモリブデン鋼やニッケルクロムモリブデ
ン鋼等の合金鋼系材で構成するとともに、その内層とア
ーバーの端部における境界に内層より線膨張率及び熱伝
導率の大きい金属からなるＣ形リングを圧入又は焼ばめ
によって固定しているので、圧延時のスリーブのスリッ
プ発生を防止でき、特に仕上げスタンド側に用いられる
スリーブが薄目のワークロールを焼ばめ方式で製造して
も割損の恐れのない耐久性に優れるワークロールとして
極めて有用な効果を奏するものである。
【図１】熱間圧延用ワークロールの縦断面図である。
【図２】図１におけるＡ−Ａ線拡大断面図である。
【図３】Ｃ形リングの斜視図である。
【図４】鋳かけ肉盛り溶接製造装置の縦断面図である。
【図５】内層とＣ形リングの材質を示す図表である。
【図６】他の実施例を示す熱間圧延用ワークロールの一
部の断面図である。
部の断面図である。
【図７】更に他の実施例を示す熱間圧延用ワークロール
の縦断面図である。
の縦断面図である。
【図８】熱間圧延開始時におけるアーバーとスリーブの
温度上昇と時間の関係を示す図である。
温度上昇と時間の関係を示す図である。
【図９】熱間圧延開始時におけるアーバーとスリーブの
膨張差を示す図である。
膨張差を示す図である。
１ アーバー ２ スリーブ ３ 内層 ４ 外層 ５ Ｃ形リング
フロントページの続き (51)Int.Cl.6 識別記号 ＦＩ Ｆ１６Ｂ 3/06 Ｆ１６Ｂ 3/06 Ｆ１６Ｃ 13/00 Ｆ１６Ｃ 13/00 Ａ (58)調査した分野(Int.Cl.6，ＤＢ名) B21B 27/00,27/03 C22C 37/00,38/22 F16B 3/06 F16C 13/00
Claims (2)
- 【請求項１】 アーバーが鋼系材で構成されているこ
と、 外層がハイス材や高クローム鋳鉄材等の高合金鋳鉄又は
高合金鋳鋼で構成され、内層が引張り強さ８０Ｋｇ／ｍ
ｍ2 以上のクロムモリブデン鋼やニッケルクロムモリブ
デン鋼等の合金鋼系材で構成されて両層が溶着一体化さ
れているスリーブを前記アーバーに焼ばめしているこ
と、 前記アーバーとスリーブの端部における境界に、前記内
層より線膨張率及び熱伝導率の大きい金属からなるＣ形
リングを圧入固定してあることを特徴とする熱間圧延用
ワークロール。 - 【請求項２】 アーバーが鋼系材で構成されているこ
と、 外層がハイス材や高クローム鋳鉄材等の高合金鋳鉄又は
高合金鋳鋼で構成され、内層が引張り強さ８０Ｋｇ／ｍ
ｍ2 以上のクロムモリブデン鋼やニッケルクロムモリブ
デン鋼等の合金鋼系材で構成されて両層が溶着一体化さ
れているスリーブを前記アーバーに焼ばめしているこ
と、 前記アーバーとスリーブの端部における境界に、前記内
層より線膨張率及び熱伝導率の大きい金属からなるＣ形
リングが焼ばめされかつスリーブ内面で軸心方向に押圧
されて固定されていることを特徴とする熱間圧延用ワー
クロール。
Priority Applications (1)
| Application Number | Priority Date | Filing Date | Title |
|---|---|---|---|
| JP6283253A JP2911768B2 (ja) | 1994-11-17 | 1994-11-17 | 熱間圧延用ワークロール |
Applications Claiming Priority (1)
| Application Number | Priority Date | Filing Date | Title |
|---|---|---|---|
| JP6283253A JP2911768B2 (ja) | 1994-11-17 | 1994-11-17 | 熱間圧延用ワークロール |
Publications (2)
| Publication Number | Publication Date |
|---|---|
| JPH08141609A JPH08141609A (ja) | 1996-06-04 |
| JP2911768B2 true JP2911768B2 (ja) | 1999-06-23 |
Family
ID=17663069
Family Applications (1)
| Application Number | Title | Priority Date | Filing Date |
|---|---|---|---|
| JP6283253A Expired - Lifetime JP2911768B2 (ja) | 1994-11-17 | 1994-11-17 | 熱間圧延用ワークロール |
Country Status (1)
| Country | Link |
|---|---|
| JP (1) | JP2911768B2 (ja) |
Families Citing this family (3)
| Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
|---|---|---|---|---|
| CN102912215A (zh) * | 2012-10-25 | 2013-02-06 | 无锡中彩新材料股份有限公司 | 一种冶金辊 |
| US10213951B2 (en) | 2014-04-10 | 2019-02-26 | Mitsubishi Gas Chemical Company, Inc. | Shaping roll for melt extrusion molding, shaping roll assembly for melt extrusion molding, and melt extrusion molding method |
| TWI601622B (zh) * | 2014-04-28 | 2017-10-11 | 三菱瓦斯化學股份有限公司 | Melt extrusion molding and shaping rollers, melt extrusion molding and shaping roller assembly, and melt extrusion molding method |
-
1994
- 1994-11-17 JP JP6283253A patent/JP2911768B2/ja not_active Expired - Lifetime
Also Published As
| Publication number | Publication date |
|---|---|
| JPH08141609A (ja) | 1996-06-04 |
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