JP3291143B2 - 複合超硬ロール - Google Patents
複合超硬ロールInfo
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Description
【０００１】
【産業上の利用分野】本発明は、鉄鋼線材及び棒材等の
圧延に使用される複合超硬ロールに関する。
圧延に使用される複合超硬ロールに関する。
【０００２】
【従来の技術】線材圧延において、超硬ロールをロール
軸に機械的手段で固着した組立ロールが用いられる場合
がある。超硬ロール１３は、例えば、図４の如く、ＷＣ
とＣｏとが焼結一体化されたＷＣ超硬材により形成され
ている。しかし、超硬ロール１３は全体が超硬材である
ため、経済的でないばかりか、重量が重くなり取り替え
作業が困難であるなどの問題があった。
軸に機械的手段で固着した組立ロールが用いられる場合
がある。超硬ロール１３は、例えば、図４の如く、ＷＣ
とＣｏとが焼結一体化されたＷＣ超硬材により形成され
ている。しかし、超硬ロール１３は全体が超硬材である
ため、経済的でないばかりか、重量が重くなり取り替え
作業が困難であるなどの問題があった。
【０００３】上記問題点を解決するため、図５に示すよ
うに、超硬合金からなる超硬スリーブ１１の内面に普通
鋳鉄からなる内層１２ａとダクタイル鋳鉄からなる内層
１２ｂを溶着した複合超硬ロール１３Ａが報告されてい
る（特開昭５７−１７１５６１号参照）。
うに、超硬合金からなる超硬スリーブ１１の内面に普通
鋳鉄からなる内層１２ａとダクタイル鋳鉄からなる内層
１２ｂを溶着した複合超硬ロール１３Ａが報告されてい
る（特開昭５７−１７１５６１号参照）。
【０００４】
【発明が解決しようとする課題】しかし、超硬スリーブ
を形成する超硬合金の熱膨張係数と内層（１２ａ、１２
ｂ）を形成する鋳鉄材の熱膨張係数の差が大きいため、
内層が完全に凝固した後、塑性変形を起こし難くなる５
００℃程度から常温に至る冷却過程で、超硬合金と鋳鉄
材との大きな熱膨張差に起因して、大きな熱応力が生じ
るため、ロールに割れが発生し易くなる。
を形成する超硬合金の熱膨張係数と内層（１２ａ、１２
ｂ）を形成する鋳鉄材の熱膨張係数の差が大きいため、
内層が完全に凝固した後、塑性変形を起こし難くなる５
００℃程度から常温に至る冷却過程で、超硬合金と鋳鉄
材との大きな熱膨張差に起因して、大きな熱応力が生じ
るため、ロールに割れが発生し易くなる。
【０００５】また、内層を鋳鉄材で形成した場合、前記
内層鋳造後の冷却過程で、前記内層の組織がオーステナ
イトからパーライトに変態し、前記内層が膨張する。そ
のため、前記超硬スリーブに引張応力が残留し、ロール
の割れが助長される。さらに、内層が超硬合金より比重
の小さい鋳鉄材により形成されていても、依然重量が重
く、ロールの取り替え作業が困難である。
内層鋳造後の冷却過程で、前記内層の組織がオーステナ
イトからパーライトに変態し、前記内層が膨張する。そ
のため、前記超硬スリーブに引張応力が残留し、ロール
の割れが助長される。さらに、内層が超硬合金より比重
の小さい鋳鉄材により形成されていても、依然重量が重
く、ロールの取り替え作業が困難である。
【０００６】本発明はかかる問題に鑑みなされたもの
で、製造中に割れの発生し難く、かつ、十分軽量な、複
合超硬ロールを提供することを目的とする。
で、製造中に割れの発生し難く、かつ、十分軽量な、複
合超硬ロールを提供することを目的とする。
【０００７】
【課題を解決するための手段】本発明の複合超硬ロール
は、耐摩耗性に優れた超硬合金からなる円筒状の超硬ス
リーブの内面に、円筒状の内層が鋳造により形成された
複合超硬ロールにおいて、前記内層が、前記超硬スリー
ブの熱膨張係数以上で、かつ、その差が１５×１０
-6（℃-1）以下である熱膨張係数を有するＡｌ−Ｓｉ合
金からなることを特徴とする。また、超硬スリーブがＷ
Ｃ−Ｃｏ系超硬合金により形成される場合、内層を、Ｓ
ｉが１０〜３０ｗｔ％含有したＡｌ−Ｓｉ合金により形
成することができる。
は、耐摩耗性に優れた超硬合金からなる円筒状の超硬ス
リーブの内面に、円筒状の内層が鋳造により形成された
複合超硬ロールにおいて、前記内層が、前記超硬スリー
ブの熱膨張係数以上で、かつ、その差が１５×１０
-6（℃-1）以下である熱膨張係数を有するＡｌ−Ｓｉ合
金からなることを特徴とする。また、超硬スリーブがＷ
Ｃ−Ｃｏ系超硬合金により形成される場合、内層を、Ｓ
ｉが１０〜３０ｗｔ％含有したＡｌ−Ｓｉ合金により形
成することができる。
【０００８】
【作用】アルミニウムは鉄の１／３程度の比重しかない
ため、内層にアルミニウム合金を使用することによりロ
ール重量を著しく軽減することができ、取扱いが容易に
なる。また、Ａｌ−Ｓｉ合金は相変態が生じないため、
冷却過程で内層の膨張が発生せず、変態に起因する引張
応力が超硬スリーブに残留しないため、鋳造後の冷却過
程で割れが生じ難くなる。
ため、内層にアルミニウム合金を使用することによりロ
ール重量を著しく軽減することができ、取扱いが容易に
なる。また、Ａｌ−Ｓｉ合金は相変態が生じないため、
冷却過程で内層の膨張が発生せず、変態に起因する引張
応力が超硬スリーブに残留しないため、鋳造後の冷却過
程で割れが生じ難くなる。
【０００９】内層鋳造後の冷却過程において発生する応
力は、超硬スリーブと内層の熱膨張差によるものであ
り、その熱膨張差は、超硬合金と内層材の熱膨張係数差
と、内層の凝固後、塑性変形が起きにくくなる温度から
室温までの温度差によって決まる。Ａｌ−Ｓｉ合金の場
合、塑性変形が起きにくくなる温度が３００℃程度と低
いため、温度差に起因する熱膨張差は小さくなる。しか
も、Ａｌ−Ｓｉ合金の熱膨張係数は、アルミニウム合金
の中でも小さい方であり、Ｓｉ含有量により容易に調整
可能であり、本発明では、超硬合金の熱膨張係数以上
で、かつ、その差を１５×１０-6（℃-1）以下にしたの
で、熱膨張差が小さいことと相まって、超硬合金に引張
応力が生じず、熱膨張差による圧縮応力は小さくなり、
ロールの製作時に割れが生じ難くなる。Ａｌ−Ｓｉ合金
の熱膨張係数が超硬合金のそれ未満であると、超硬スリ
ーブに引張応力が残留するようになり、割損の恐れが生
じる。熱膨張係数の差が１５×１０-6（℃-1）を越える
場合は、熱膨張係数差に起因する熱膨張が増加し、温度
差が小さくても、比較的大きな熱応力が残留するように
なり、ロールの割れが発生し易くなる。
力は、超硬スリーブと内層の熱膨張差によるものであ
り、その熱膨張差は、超硬合金と内層材の熱膨張係数差
と、内層の凝固後、塑性変形が起きにくくなる温度から
室温までの温度差によって決まる。Ａｌ−Ｓｉ合金の場
合、塑性変形が起きにくくなる温度が３００℃程度と低
いため、温度差に起因する熱膨張差は小さくなる。しか
も、Ａｌ−Ｓｉ合金の熱膨張係数は、アルミニウム合金
の中でも小さい方であり、Ｓｉ含有量により容易に調整
可能であり、本発明では、超硬合金の熱膨張係数以上
で、かつ、その差を１５×１０-6（℃-1）以下にしたの
で、熱膨張差が小さいことと相まって、超硬合金に引張
応力が生じず、熱膨張差による圧縮応力は小さくなり、
ロールの製作時に割れが生じ難くなる。Ａｌ−Ｓｉ合金
の熱膨張係数が超硬合金のそれ未満であると、超硬スリ
ーブに引張応力が残留するようになり、割損の恐れが生
じる。熱膨張係数の差が１５×１０-6（℃-1）を越える
場合は、熱膨張係数差に起因する熱膨張が増加し、温度
差が小さくても、比較的大きな熱応力が残留するように
なり、ロールの割れが発生し易くなる。
【００１０】
【実施例】図１は、本発明に係る複合超硬ロール３の構
造を示す断面図である。前記複合超硬ロール３は、円筒
状部材で形成された超硬スリーブ１を有し、該超硬スリ
ーブ１の外周面を露出させるように円筒状の前記内層２
により鋳ぐるまれている。前記超硬スリーブ１は、圧延
材と接しこれを圧延成形する部分であって、側面はスリ
ーブ幅が径方向内方に拡大するよう傾斜しており、耐摩
耗性を有しかつ高温硬度の高いＷＣ−Ｃｏ系超硬合金に
より形成されている。内層２は、靱性の優れたＡｌ−Ｓ
ｉ合金により形成されている。超硬合金とＡｌ−Ｓｉ合
金とは溶着しにくいため、図例のように超硬スリーブ１
の側面を傾斜状に形成するなどしてスリーブの剥離を防
止することが望ましい。
造を示す断面図である。前記複合超硬ロール３は、円筒
状部材で形成された超硬スリーブ１を有し、該超硬スリ
ーブ１の外周面を露出させるように円筒状の前記内層２
により鋳ぐるまれている。前記超硬スリーブ１は、圧延
材と接しこれを圧延成形する部分であって、側面はスリ
ーブ幅が径方向内方に拡大するよう傾斜しており、耐摩
耗性を有しかつ高温硬度の高いＷＣ−Ｃｏ系超硬合金に
より形成されている。内層２は、靱性の優れたＡｌ−Ｓ
ｉ合金により形成されている。超硬合金とＡｌ−Ｓｉ合
金とは溶着しにくいため、図例のように超硬スリーブ１
の側面を傾斜状に形成するなどしてスリーブの剥離を防
止することが望ましい。
【００１１】超硬スリーブ１としてＷＣ−Ｃｏ系超硬合
金を使用する場合、ＷＣの含有率は通常６５wt％〜９０
wt％程度であり、熱膨張係数は５×１０-6〜７×１０-6
（℃ -1）程度である。一方、Ａｌ−Ｓｉ合金の熱膨張係
数は、Ｓｉ含有量の増加とともに小さくなる。この傾向
から、熱膨張差による熱応力が小さくなる範囲である５
×１０-6〜２０×１０-6（℃-1）にするには、Ｓｉ量を
１０〜３０ｗｔ％とすればよい。Ｓｉ量が３０ｗｔ％を
越えると、溶解・鋳造性が悪くなるため、ロールの製作
が困難になり、１０ｗｔ％未満であると、超硬合金との
熱膨張係数差が大きくなるため、割れが発生し易くな
る。
金を使用する場合、ＷＣの含有率は通常６５wt％〜９０
wt％程度であり、熱膨張係数は５×１０-6〜７×１０-6
（℃ -1）程度である。一方、Ａｌ−Ｓｉ合金の熱膨張係
数は、Ｓｉ含有量の増加とともに小さくなる。この傾向
から、熱膨張差による熱応力が小さくなる範囲である５
×１０-6〜２０×１０-6（℃-1）にするには、Ｓｉ量を
１０〜３０ｗｔ％とすればよい。Ｓｉ量が３０ｗｔ％を
越えると、溶解・鋳造性が悪くなるため、ロールの製作
が困難になり、１０ｗｔ％未満であると、超硬合金との
熱膨張係数差が大きくなるため、割れが発生し易くな
る。
【００１２】超硬スリーブ１と内層２との複層化の方法
は、溶解したＡｌ−Ｓｉ合金中に、超硬スリーブ１を浸
漬した後、昇温し保持する。その後、急激に冷却すると
超硬スリーブ１が熱割れを起こすため、徐冷して、Ａｌ
−Ｓｉ合金を凝固冷却する。内層２の鋳造については、
前記浸漬法に限らず、遠心力鋳造法や置注鋳造法によっ
ても行うことができる。また、Ａｌ−Ｓｉ合金のＳｉ含
有量が１２ｗｔ％を越える場合、溶製法によると粗大な
初晶Ｓｉが晶出するので、内層２の形成は、Ａｌ−Ｓｉ
合金の急冷凝固粉末を用いて、粉末冶金や熱間成形によ
り一体化するとよい。
は、溶解したＡｌ−Ｓｉ合金中に、超硬スリーブ１を浸
漬した後、昇温し保持する。その後、急激に冷却すると
超硬スリーブ１が熱割れを起こすため、徐冷して、Ａｌ
−Ｓｉ合金を凝固冷却する。内層２の鋳造については、
前記浸漬法に限らず、遠心力鋳造法や置注鋳造法によっ
ても行うことができる。また、Ａｌ−Ｓｉ合金のＳｉ含
有量が１２ｗｔ％を越える場合、溶製法によると粗大な
初晶Ｓｉが晶出するので、内層２の形成は、Ａｌ−Ｓｉ
合金の急冷凝固粉末を用いて、粉末冶金や熱間成形によ
り一体化するとよい。
【００１３】複合超硬ロール３の他例を図２及び図３に
示す。図２の例では、複合超硬ロール３Ａは、所望の孔
型が外周面に形成された２個の超硬スリーブ１Ａ、１Ａ
を有し、該超硬スリーブ１Ａ、１Ａの外周面を露出させ
るように内層２Ａが鋳造されている。また、図３の例で
は、超硬スリーブ１Ｂの内周部に、係合溝４Ｂが形成さ
れており、該係合溝４Ｂは、溝の幅が径方向外方に拡大
するよう形成され、内層２Ｂと係合してスリーブの剥離
を防止している。
示す。図２の例では、複合超硬ロール３Ａは、所望の孔
型が外周面に形成された２個の超硬スリーブ１Ａ、１Ａ
を有し、該超硬スリーブ１Ａ、１Ａの外周面を露出させ
るように内層２Ａが鋳造されている。また、図３の例で
は、超硬スリーブ１Ｂの内周部に、係合溝４Ｂが形成さ
れており、該係合溝４Ｂは、溝の幅が径方向外方に拡大
するよう形成され、内層２Ｂと係合してスリーブの剥離
を防止している。
【００１４】次に図１に係る複合超硬ロール３の具体的
製造例について説明する。 (1) 先ず、下記の材質、寸法、熱膨張係数の超硬合金か
らなる超硬スリーブ１を製作した。 寸法 外径φ２１０×幅６６ｍｍ〜７２ｍｍ（厚さ２０
ｍｍ） 材質 ＷＣ７０ｗｔ％＋１３ｗｔ％Ｃｏ−１５ｗｔ％Ｎ
ｉ−２ｗｔ％Ｃｒ 熱膨張係数 ７．５×１０-6（℃-1）程度 (2) 実施例１として、超硬スリーブ１を下記成分のＡｌ
−Ｓｉ合金溶湯中に浸漬した後、８００℃まで温度を上
昇させ、３０分間保持した後、徐冷することにより内層
２を形成した複合超硬ロール３を製作した。
製造例について説明する。 (1) 先ず、下記の材質、寸法、熱膨張係数の超硬合金か
らなる超硬スリーブ１を製作した。 寸法 外径φ２１０×幅６６ｍｍ〜７２ｍｍ（厚さ２０
ｍｍ） 材質 ＷＣ７０ｗｔ％＋１３ｗｔ％Ｃｏ−１５ｗｔ％Ｎ
ｉ−２ｗｔ％Ｃｒ 熱膨張係数 ７．５×１０-6（℃-1）程度 (2) 実施例１として、超硬スリーブ１を下記成分のＡｌ
−Ｓｉ合金溶湯中に浸漬した後、８００℃まで温度を上
昇させ、３０分間保持した後、徐冷することにより内層
２を形成した複合超硬ロール３を製作した。
【００１５】 寸法 外径φ２１０×幅８０ｍｍ（厚さ４５ｍｍ） 材質 Ａｌ−１２．５wt％Ｓｉ−０．９wt％Ｃｕ−１．
１wt％Ｍｇ−０．８wt％Ｎｉ 熱膨張係数 １９×１０-6（℃-1）程度 (3) 実施例２として、超硬スリーブ１を下記成分のＡｌ
−Ｓｉ合金溶湯中に浸漬した後、９５０℃まで温度を上
昇させ、２０分間保持した後、徐冷することにより、内
層２を形成した複合超硬ロール３を製作した。寸法は、
実施例１と同じである。
１wt％Ｍｇ−０．８wt％Ｎｉ 熱膨張係数 １９×１０-6（℃-1）程度 (3) 実施例２として、超硬スリーブ１を下記成分のＡｌ
−Ｓｉ合金溶湯中に浸漬した後、９５０℃まで温度を上
昇させ、２０分間保持した後、徐冷することにより、内
層２を形成した複合超硬ロール３を製作した。寸法は、
実施例１と同じである。
【００１６】材質 Ａｌ−２５ｗｔ％Ｓｉ（溶湯処理の
時、Ｐを０．０５wt％添加） 熱膨張係数 １５×１０-6（℃-1）程度 (4) 比較例として、前記成分の超硬合金のみからなる超
硬スリーブ１を製作した。尚、圧延で使用する部分は、
表面から２０ｍｍ未満程度である。
時、Ｐを０．０５wt％添加） 熱膨張係数 １５×１０-6（℃-1）程度 (4) 比較例として、前記成分の超硬合金のみからなる超
硬スリーブ１を製作した。尚、圧延で使用する部分は、
表面から２０ｍｍ未満程度である。
【００１７】 寸法 外径φ２１０×幅７２ｍｍ（厚さ４５ｍｍ） (5) 実施例１と比較例に係る複合超硬ロールの重量を比
較すると、比較例の重量は２３ｋｇであるのに対し、実
施例１の重量は超硬スリーブ１１ｋｇと内層３ｋｇの合
計１４ｋｇであった。超硬合金の使用量が２３ｋｇから
１１ｋｇに半減したため材料コストが大幅に低減でき、
又、実施例１が比較例より９ｋｇ軽量に製作できたた
め、ロールの取り替え作業が２人から１人に省人化でき
た。 (6) また、実施例１及び２における超硬合金の熱膨張係
数とＡｌ−Ｓｉ合金のそれとの差は、それぞれ、１１．
５×１０-6（℃-1）程度、及び、７．５×１０
-6（℃-1）程度であり、共に、熱膨張差による熱応力が
小さくなる範囲内にある。そのため、ロールの製造中の
超硬スリーブ１の割損や内層２のクラックも生じなかっ
た。
較すると、比較例の重量は２３ｋｇであるのに対し、実
施例１の重量は超硬スリーブ１１ｋｇと内層３ｋｇの合
計１４ｋｇであった。超硬合金の使用量が２３ｋｇから
１１ｋｇに半減したため材料コストが大幅に低減でき、
又、実施例１が比較例より９ｋｇ軽量に製作できたた
め、ロールの取り替え作業が２人から１人に省人化でき
た。 (6) また、実施例１及び２における超硬合金の熱膨張係
数とＡｌ−Ｓｉ合金のそれとの差は、それぞれ、１１．
５×１０-6（℃-1）程度、及び、７．５×１０
-6（℃-1）程度であり、共に、熱膨張差による熱応力が
小さくなる範囲内にある。そのため、ロールの製造中の
超硬スリーブ１の割損や内層２のクラックも生じなかっ
た。
【００１８】
【発明の効果】以上説明した通り、本発明によれば、内
層が、超硬スリーブの熱膨張係数以上で、かつ、その差
が１５×１０-6（℃-1）以下である熱膨張係数を有する
Ａｌ−Ｓｉ合金により形成されるので、熱膨張係数差と
温度差に起因する熱膨張による熱応力が小さくなり、か
つ、内層鋳造後の冷却過程における内層の相変態に従う
膨張が発生せず、ロール製作時の割れが発生し難くな
る。また、比重の高い超硬合金の使用量が減少するた
め、コストダウンのみならず、ロールの軽量化が図れ、
ロールの組み替えが容易にできる。
層が、超硬スリーブの熱膨張係数以上で、かつ、その差
が１５×１０-6（℃-1）以下である熱膨張係数を有する
Ａｌ−Ｓｉ合金により形成されるので、熱膨張係数差と
温度差に起因する熱膨張による熱応力が小さくなり、か
つ、内層鋳造後の冷却過程における内層の相変態に従う
膨張が発生せず、ロール製作時の割れが発生し難くな
る。また、比重の高い超硬合金の使用量が減少するた
め、コストダウンのみならず、ロールの軽量化が図れ、
ロールの組み替えが容易にできる。
【００１９】超硬スリーブがＷＣ−Ｃｏ系超硬合金で形
成される場合、内層を、Ｓｉが１０〜３０ｗｔ％含有し
たＡｌ−Ｓｉ合金で形成することにより、靱性の高い、
割れの発生し難い複合超硬ロールの製造を実現できる。
成される場合、内層を、Ｓｉが１０〜３０ｗｔ％含有し
たＡｌ−Ｓｉ合金で形成することにより、靱性の高い、
割れの発生し難い複合超硬ロールの製造を実現できる。
【図１】本発明に係る複合超硬ロールの断面図である。
【図２】本発明に係る複合超硬ロールの第２実施例の断
面図である。
面図である。
【図３】本発明に係る複合超硬ロールの第３実施例の断
面図である。
面図である。
【図４】従来の単層のスリーブを有する超硬ロールの断
面図である。
面図である。
【図５】従来の複層のスリーブを有する複合超硬ロール
の断面図である。
の断面図である。
１ 超硬スリーブ ２ 内層
フロントページの続き (56)参考文献 特開 平８−158004（ＪＰ，Ａ) 特開 平５−212558（ＪＰ，Ａ) 特開 昭59−191505（ＪＰ，Ａ) 特開 昭60−46861（ＪＰ，Ａ) 特開 昭57−171561（ＪＰ，Ａ) 実開 平２−65403（ＪＰ，Ｕ) 実開 平１−60701（ＪＰ，Ｕ) 実開 昭57−3402（ＪＰ，Ｕ) (58)調査した分野(Int.Cl.7，ＤＢ名) B21B 27/00 B21B 27/03 520
Claims (2)
- 【請求項１】 耐摩耗性に優れた超硬合金からなる円筒
状の超硬スリーブ（１）の内面に、円筒状の内層（２）
が鋳造により形成された複合超硬ロールにおいて、 前記内層（２）が、前記超硬スリーブ（１）の熱膨張係
数以上で、かつ、その差が１５×１０-6（℃-1）以下で
ある熱膨張係数を有するＡｌ−Ｓｉ合金からなることを
特徴とする複合超硬ロール。 - 【請求項２】 超硬スリーブ（１）がＷＣ−Ｃｏ系超硬
合金からなり、内層（２）が、Ｓｉを１０〜３０ｗｔ％
含有したＡｌ−Ｓｉ合金からなる請求項２に記載の複合
超硬ロール。
Priority Applications (1)
| Application Number | Priority Date | Filing Date | Title |
|---|---|---|---|
| JP29514994A JP3291143B2 (ja) | 1994-11-29 | 1994-11-29 | 複合超硬ロール |
Applications Claiming Priority (1)
| Application Number | Priority Date | Filing Date | Title |
|---|---|---|---|
| JP29514994A JP3291143B2 (ja) | 1994-11-29 | 1994-11-29 | 複合超硬ロール |
Publications (2)
| Publication Number | Publication Date |
|---|---|
| JPH08155507A JPH08155507A (ja) | 1996-06-18 |
| JP3291143B2 true JP3291143B2 (ja) | 2002-06-10 |
Family
ID=17816906
Family Applications (1)
| Application Number | Title | Priority Date | Filing Date |
|---|---|---|---|
| JP29514994A Expired - Fee Related JP3291143B2 (ja) | 1994-11-29 | 1994-11-29 | 複合超硬ロール |
Country Status (1)
| Country | Link |
|---|---|
| JP (1) | JP3291143B2 (ja) |
Families Citing this family (4)
| Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
|---|---|---|---|---|
| JP2008221309A (ja) * | 2007-03-15 | 2008-09-25 | Honda Motor Co Ltd | 円筒形状体の製造方法 |
| FR2919511B1 (fr) * | 2007-07-30 | 2010-01-29 | Snecma Propulsion Solide | Rouleau composite thermostructural |
| WO2015136330A1 (en) | 2014-03-14 | 2015-09-17 | Sandvik Intellectual Property Ab | Compound roll |
| CN112281029A (zh) * | 2020-10-09 | 2021-01-29 | 程朝刚 | 一种铝合金材料及其制备方法 |
-
1994
- 1994-11-29 JP JP29514994A patent/JP3291143B2/ja not_active Expired - Fee Related
Also Published As
| Publication number | Publication date |
|---|---|
| JPH08155507A (ja) | 1996-06-18 |
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