JP3758777B2 - 熱間板材の回転式切削装置 - Google Patents
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Description
【０００１】
【発明の属する技術分野】
本発明は、順次直列に接合されて連続的に熱間圧延される板材の接合部表面に生成した隆起部を切削除去する熱間板材の回転式切削装置に関する。
【０００２】
【従来の技術】
従来、鋼片の熱間圧延ラインでは、圧延すべき鋼片を１本ずつ加熱、粗圧延、仕上げ圧延して所望の厚さの熱延板に仕上げていたが、このような圧延方式では、仕上げ圧延での圧延素材の噛込み不良によるラインの停止が避けられず、また、圧延素材の先端部、後端部の形状不良に起因した歩留低下も著しいため、最近では仕上げ圧延に先立って圧延すべき鋼片の先端部と後端部をつなぎ合わせ、これを熱間圧延ラインに連続的に供給して圧延する、いわゆるエンドレス圧延方式が採用されるようになってきた。この点に関する先行技術として特開平4-94609 号公報、特開平5-185109号公報が参照される。
【０００３】
エンドレス圧延において先行鋼片と後行鋼片を接合するには、それぞれの鋼片をその端部近傍域にてクランプにより挟圧支持し、加熱手段にて各端面を加熱、昇温し次いで押圧するのが一般的であったが、とくに押圧工程で突合せ部分が隆起（押圧力によっても異なるが板材の厚さの10％以上、隆起幅は板材の幅の10％以上）するため、これが圧延機の圧下力や板の張力に影響を及ぼし圧延中に板が破断する不利があること、また、隆起部のロール噛み込み時の衝撃でロールの損傷や板厚不良等を招くこと、さらにへげ状の疵を発生させる原因になることから、かかる圧延を行うに際して接合時に生成した隆起部を除去する必要がある。このような隆起部除去を行うための熱間板材の回転式切削装置として、特開平7-241713号公報にはフライス式切削加工装置の一種である複数枚のヘリカル刃を有する接合鋼片の隆起部切削装置が提案されている。
【０００４】
【発明が解決しようとする課題】
かかる熱間板材の回転式切削装置は、外周面に刃先を有する最大板幅以上の胴長の円筒体（回転刃物）を極めて高い周速（50m/s 〜100m/s）で回転させるものであるので、ダイナミックバランスの厳密な調整を要する。一方、既存の回転式切削装置は、前記回転刃物を油圧シリンダで昇降可能に支持するように構成されており、油圧シリンダの昇降動作は油圧圧下制御系により制御される。
【０００５】
しかし、繰り返し行われる切削加工により刃先が摩耗し、ダイナミックバランスが崩れて機械系の共振を誘発するとともに、昇降動作が早い場合、油圧圧下制御系のハンチング現象を誘発することが頻繁に生じるという問題があった。
そこで本発明は、この問題を解決し、機械系の共振および油圧圧下制御系のハンチング現象を誘発しないような熱間板材の回転式切削装置を提供することを目的とする。
【０００６】
【課題を解決するための手段】
本発明は、粗圧延機と仕上げ圧延機との間に配設され、粗圧延機出側で先行材後端部と後行材先端部を接合され仕上げ圧延機に向かいつつある熱間板材の接合隆起部を全幅にわたり表裏面から同時に切削する装置であって、ハウジングを有し該ハウジング内に、前記切削を行う刃先を外周面に備えた円筒状の回転刃物、該回転刃物を回転自在に支持する軸受箱、該軸受箱を昇降可能に支持する油圧式の昇降シリンダ、前記軸受箱を側方からハウジングに押圧する油圧式のクランプシリンダが組み込まれてなる熱間板材の回転式切削装置において、前記昇降シリンダが、各段のロッドに次段のロッドが内包された多段式シリンダであることを特徴とする熱間板材の回転式切削装置である。
【０００７】
また、上記の本発明においては、前記クランプシリンダのロッド側およびヘッド側に接続される油圧配管が該接続部直近にオリフィスを有することが好ましい。
【０００８】
【発明の実施の形態】
図５は、本発明の実施に適した連続熱間圧延ラインの１例を示す模式図である。図５において、４は熱間板材（熱間鋼帯）、11は加熱炉、12は粗圧延機群、13はコイルボックス、14は接合部クロップシヤー、15は接合装置、16は回転式切削装置、17は仕上げ圧延機群、18はストリップシヤー、19は高速通板ガイド、20は巻取機である。
【０００９】
加熱炉11から順次抽出された鋼片は、粗圧延機群12によって粗圧延された後、コイルボックス13によってコイル状に巻かれ、次いで、巻き戻される際に先・後端部を接合部クロップシヤー14で切り揃えられ、接合装置15により先行材後端部と後行材先端部を接合されて連続した熱間鋼帯４となる。この熱間鋼帯４は、接合部の上下面に生じた隆起部（接合隆起部）を回転式切削装置16により切削除去された後、仕上げ圧延機群17に送られて仕上げ圧延され、ストリップシヤー18で適宜切断されて高速通板ガイド19で案内されながら、巻取機20で巻き取られる。
【００１０】
このような熱間連続圧延ラインで使用される回転式切削装置16は、通常、ハウジングを有し該ハウジング内に、前記切削を行う刃先を外周面に備えた円筒状（中実のものも含む）の回転刃物、該回転刃物を回転自在に支持する軸受箱、該軸受箱を昇降可能に支持する油圧式の昇降シリンダ、前記軸受箱を側方からハウジングに押圧する油圧式のクランプシリンダが組み込まれてなる。
【００１１】
一般に機械系の振動周波数は回転体の支持剛性すなわちバネ定数に依存し、バネ定数が小さいほど共振周波数が低下するので、本発明ではバネ定数を大きくし、共振周波数を高くして、高速回転体の回転数の範囲では共振しないようにした。
単一段シリンダの場合には、高油柱になる（油柱長さＬが大きくなる）と、次式(1) に示す反比例関係から明らかなようにバネ定数Ｋが低下してハンチングを起こしやすい状態になる。
【００１２】
Ｋ＝Ｈ×Ａ／Ｌ ………(1)
ここに、Ｋ；シリンダのバネ定数
Ｈ；油の体積弾性係数（油柱が上昇すると大きくなる）
Ａ；シリンダの断面積
Ｌ；シリンダのストロークによって決まる油柱長さ
本発明は、昇降シリンダを各段のロッドに次段のロッドが内包された多段式として、油柱を２つ以上に分割したので、基段側から順次ヘッド側圧力を最大圧力とするかまたは次段のヘッド側圧力以上とし、機械反力を直接受ける最終段のヘッド側圧力のみ機械反力と釣り合う圧力であって、油圧源の最大圧力よりも小さな圧力として支持することができるので、昇降シリンダのバネ定数を大きくすることができ、鉛直方向の耐振動性に優れた回転式切削装置が実現する。
【００１３】
ところで回転刃物は、刃先の摩耗によって外径が例えば新品の1000mmから要交換品の600mm まで変化する。この600mm 〜1000mmの外径範囲は、切削によって刃物が消費する回転エネルギー量により決まるが、外径が600 mm未満であると、回転周速が60m/s 以下に低下して刃先に切削片が溶着し、外径が1000mm超えであると、刃物の周速を上げる際に、刃物外径の４乗に比例するという理由から回転速度を所定値に上げるまでに時間がかかりすぎるので、回転刃物の外径は1000mm〜600 mmの範囲に管理することが望ましい。その外径は切削加工を繰り返すことで摩耗し、再刃付を数回行ううちに直径で 400mm（半径で200 mm）変化する。一方、熱間板材の安定通板のためには、その上下 200mm程度までの空間を通板スペースとして空けておく必要があることから、回転刃物は板面から上下に200 mm〜400 mm離れた待機位置から板材の接合隆起部を回転切削する作業位置までの範囲内で昇降させる必要がある。よって、前記昇降シリンダの油柱長さは、200 mm〜400 mmとするのが望ましい。
【００１４】
一方、回転刃物の軸受箱を側方からハウジングに押圧する油圧式のクランプシリンダは、回転刃物の水平方向の動きを抑制するために設けられるのであるが、該クランプシリンダのロッド側およびヘッド側に接続される油圧配管の油柱長さＬが長いことから、従来は耐振動剛性が不十分であった。これに対してこれら配管の接続部直近にオリフィスを設けて配管内の油柱長さを実質的に短くした場合、鉛直方向・水平方向の耐振動剛性に優れた熱間板材の回転式切削装置が実現する。
【００１５】
本発明によれば、昇降シリンダおよびクランプシリンダのバネ定数が高い値に（高剛性状態に）維持され、機械振動を吸収できるので、水平・垂直両方向の共振による機械破損の心配がなく、かつ急激な伸縮動作で油圧圧下制御系が振動系となることによるハンチング発生の心配もない熱間板材の回転式切削装置が実現する。
【００１６】
なお、本発明は熱間板材の回転式切削装置に関するものであるが、本発明における多段式シリンダやクランプシリンダは、回転刃物以外の高速回転体、例えば熱間及び冷間圧延機等に使用される高速回転ロールを支持するための、好ましくは油柱長さ50mm以上の油圧シリンダおよび油圧圧下制御系にも容易に適用できることはいうまでもない。
【００１７】
【実施例】
図５に示した連続熱間圧延ラインの回転式切削装置16で本発明を実施した。
図１は、実施例の回転式切削装置の側面図である。図１において、１は回転刃物、２は刃物軸、３はクランプシリンダ、４は熱間板材、５は軸受箱、６は昇降シリンダ、７はハウジング、８は切削された接合隆起部の切り粉回収装置、10は熱間板材を搬送するテーブルロールである。
【００１８】
この装置は、最大板幅1900mmの熱間板材４の接合隆起部を全幅にわたり表裏面から同時に切削するために胴長を2000mmとし、鉄系の刃先を外周面に備えた円筒状の回転刃物１を有する。回転刃物１は外径が950 mmであり、その刃物軸２が軸受箱５で回転自在に保持されており、最大2000rpm の回転速度で回転可能である。なお、回転数の上限を2000rpm としているのは、この値を超えると電動機と刃物をつなぐ、ユニバーサルジョイントが共振周波数に達する恐れがあり、またクロス部ベアリングの限界回転数を超えることによる。
【００１９】
上下の軸受箱５は、それぞれ側方からクランプシリンダ３によってハウジング７に押圧されながら、熱間板材４との対面側の反対面を昇降シリンダ６によって、回転刃物１の刃先が板材表面位置に相当する作業位置と、該作業位置から高さ方向に200 mm離れた待機位置との間で随時往復移動（昇降）できるように支持されている。
【００２０】
従来は昇降シリンダ６が単一段であったが、実施例の昇降シリンダ６は最大油柱長さ310mm の２段式であって、第１段ロッドの油柱長さ160mm 、第２段ロッドの油柱長さ150mm としている。
図２は２段式シリンダの構成を示す概略断面図である。図２において、61は第１段ロッド、62は第２段ロッド、61Ｈ，62Ｈは第１段，第２段ヘッド側配管、６Ｒはロッド側配管である。第２段ロッド62を第１段ロッド61に内包させて構成し、ロッド側配管６Ｒは第１段と第２段とで共有させている。
【００２１】
この２段式の昇降シリンダ６を用いて、例えば20個の鋼片が接合された接合部の表面を、例えば、油圧源の最大圧力を210kg/cm2 、ロッド側配管のプルバック圧を80kg/cm2に設定し、切削する手順を詳細に説明する。
接合した鋼片の切削を始める前には、ロッド側配管６Ｒにプルバック圧をかけ、第１段ヘッド側配管61Ｈの油圧および第２段ヘッド側配管62Ｈの油圧を逃がすことによって、第１段ロッド61および第２段ロッド62は短縮限になっている。この状態が待機位置の状態である。
【００２２】
待機位置の状態から、接合した鋼片の表面を切削するに当たって、接合部が切削位置に到着する前に、第１段ヘッド側配管61Ｈに油圧をかけて第１段ロッド61を伸ばし、第１段ロッド61がストローク限である油柱長さ160mm だけ伸びたところで第１段ヘッド側配管61Ｈの油圧を油圧源の最大圧力にする。
この状態で、第１段ロッド61は、ストローク限である油柱長さ160mm だけ伸び、第１段ヘッド側の油圧は油圧源の最大圧力となり、第１段・第２段共通のロッド側にはプルバック圧が負荷されている。また、第２段ヘッド側配管62Ｈの油圧は逃がしたままである。
【００２３】
次いで、鋼片の接合部表面を切削するために、第２段ロッド62を所定の長さ、例えば40mm伸ばす。この際、第２段ヘッド側配管62Ｈに、切削加工に要する加工力を考えて例えば、油圧源の最大圧力210kg/cm2 の50％に相当する105kg/cm2 の油圧を加えて接合部の表面を切削する。この状態が、作業位置の状態である。
接合部の表面を切削した後、第２段ヘッド側配管62Ｈの油圧を逃がして、第２段ロッド62を40mm短縮する。
【００２４】
次いで、２番目の接合部に対して、前記と同様にして、第２段ロッド62を40mm伸長して接合部の表面を切削した後、40mm短縮する。
以下同様に繰り返して、全ての接合部の表面を切削した後、第１段ヘッド側配管61Ｈの油圧と第２段ヘッド側配管62Ｈの油圧を全て逃がして、短縮限にし待機位置の状態にする。
【００２５】
片方の昇降シリンダは上記のように200mm 伸縮し、昇降シリンダは鋼片の上下に相対して配置されるので、上下の刃物の間隔は400mm 開閉することになる。
ところで、いまシリンダ断面積が前記２段シリンダの第２段目のそれに等しい従来の単一段シリンダが、上記油柱長さ200mm の作業位置の状態にあって油圧圧力を本実施例同様にロッド側配管のプルバック圧80kg/cm2、ヘッド側油圧105kg/cm2 に設定された場合を考え、この単一段シリンダのバネ定数をＫ0 とする。
【００２６】
このとき、前記２段式シリンダの第２段目シリンダは、前記単一段シリンダに対比して、プルバック圧および第２段ヘッド側油圧が同じで油柱長さが５倍であるから、前記(1) 式よりこの第２段目シリンダのバネ定数Ｋ2 はＫ0 の５倍となる。すなわち、
Ｋ2 ＝５・Ｋ0 ………(2)
また、前記２段式シリンダの第１段目シリンダは、前記第２段目シリンダを内包するので、前記単一段シリンダに対比して、プルバック圧が同じ、シリンダ断面積がより大きい（α（＞１）倍とする）、第１段ヘッド側油圧がより高いから油の体積弾性率がより高い（β（＞１）倍とする）、かつ油柱長さが4/5 倍であるから、前記(1) 式よりこの第１段目シリンダのバネ定数Ｋ1 はＫ0 の (5/4)・α・β倍となる。すなわち、
Ｋ1 ＝ (5/4)・α・β・Ｋ0 ………(3)
また、２段式シリンダの各段のバネ定数Ｋ1 、Ｋ2 とトータルバネ定数Ｋt の関係は以下の(4) 式で表される。
【００２７】
１／Ｋt ＝（１／Ｋ1 ）＋（１／Ｋ2 ） ………(4)
従って(2),(3),(4) 式より、トータルバネ定数Ｋt は、以下の(5) 式で与えられる。
Ｋt ＝５・Ｋ0 ／（１＋４／ａ） ………(5)
但し、ａ＝α・β＞１
これより、本実施例の２段式シリンダのトータルバネ定数は、従来の単一段シリンダのバネ定数より大きくなることが明らかである。
【００２８】
なお、この例では、油圧源の最大圧力を210kg/cm2 として説明したが、この値はシリンダ外径と必要な力や油圧配管の油漏れに対する信頼性や設備のコストの点から適宜変更されるべきもので、本発明がこの値に限定されるものではない。
ただし、機械反力を直接受ける最終段のヘッド側油圧の圧力が、油圧源の最大圧力よりも小さくなるように最終段のシリンダ外径を決めておく。
【００２９】
このように、シリンダを２段以上の多段式とし、シリンダのバネ定数を含む機械系全体の回転周波数以下となる共振油柱値を求め、この共振油柱値の例えば0.8 倍以下で第１段目のストロークを定め、そのヘッド側の油圧を油圧源最大圧力とすることで、従来の単一段シリンダよりも高いバネ定数が得られることとなる。
【００３０】
一方、クランプシリンダ３は、図３に示すように、ヘッド側配管３Ｈ、ロッド側配管３Ｒのクランプシリンダ３との接続部直近にオリフィス22が設けられ、ロッド側配管３Ｒには80kg/cm2を、ヘッド側配管３Ｈには油圧源最大圧力を常時印加している。
図４は、回転式切削装置の刃物回転数と振動速度との関係を実施例、従来例で比較して示すグラフである。従来例は、昇降シリンダ６が単一段でクランプシリンダ３にオリフィス22をもたない回転式切削装置についての計算曲線を示し、実施例は、振動計による実測曲線（離散測定点を滑らかにつないだ曲線）を示し、振動速度は最大速度で示した。実施例についても計算を行ったが、計算曲線は実測曲線にほぼ一致した。なお、振動速度が約７m/s を超える範囲を振動危険領域にとっている。
【００３１】
同図に示すように、従来例では、最大回転速度（2000rpm ）の80〜90％のところで鉛直方向に、また65〜70％のところで水平方向に、それぞれ共振が発生して、振動速度が振動危険領域に入ってしまうのに対し、実施例は、最大回転速度で運転しても鉛直・水平両方向の共振が全く発生せず、回転刃物を安定的に保持できることが確認された。
【００３２】
【発明の効果】
以上に詳述したように、本発明によれば、昇降シリンダおよびクランプシリンダのバネ定数が高い値に（高剛性状態に）維持され、機械振動を吸収できるので、水平・垂直両方向の共振による機械破損の心配がなく、かつ急激な伸縮動作で油圧圧下制御系が振動系となることによるハンチング発生の心配もない熱間板材の回転式切削装置が実現するという格段の効果を奏する。
【図面の簡単な説明】
【図１】 実施例の回転式切削装置の側面図である。
【図２】 実施例の昇降シリンダ（２段式シリンダ）の概略断面図である。
【図３】 実施例のクランプシリンダの概略断面図である。
【図４】 回転式切削装置の刃物回転数と振動速度との関係を実施例、従来例で比較して示すグラフである。
【図５】 本発明の実施に適した連続熱間圧延ラインの１例を示す模式図である。
【符号の説明】
１ 回転刃物
２ 刃物軸
３ クランプシリンダ
３Ｈ ヘッド側配管
３Ｒ，６Ｒ ロッド側配管
４ 熱間板材（熱間鋼帯）
５ 軸受箱
６ 昇降シリンダ
７ ハウジング
８ 切り粉回収装置
10 テーブルロール
11 加熱炉
12 粗圧延機群
13 コイルボックス
14 接合部クロップシヤー
15 接合装置
16 回転式切削装置
17 仕上げ圧延機群
18 ストリップシヤー
19 高速通板ガイド
20 巻取機
22 オリフィス
61 第１段ロッド
62 第２段ロッド
61Ｈ 第１段ヘッド側配管
62Ｈ 第２段ヘッド側配管
【発明の属する技術分野】
本発明は、順次直列に接合されて連続的に熱間圧延される板材の接合部表面に生成した隆起部を切削除去する熱間板材の回転式切削装置に関する。
【０００２】
【従来の技術】
従来、鋼片の熱間圧延ラインでは、圧延すべき鋼片を１本ずつ加熱、粗圧延、仕上げ圧延して所望の厚さの熱延板に仕上げていたが、このような圧延方式では、仕上げ圧延での圧延素材の噛込み不良によるラインの停止が避けられず、また、圧延素材の先端部、後端部の形状不良に起因した歩留低下も著しいため、最近では仕上げ圧延に先立って圧延すべき鋼片の先端部と後端部をつなぎ合わせ、これを熱間圧延ラインに連続的に供給して圧延する、いわゆるエンドレス圧延方式が採用されるようになってきた。この点に関する先行技術として特開平4-94609 号公報、特開平5-185109号公報が参照される。
【０００３】
エンドレス圧延において先行鋼片と後行鋼片を接合するには、それぞれの鋼片をその端部近傍域にてクランプにより挟圧支持し、加熱手段にて各端面を加熱、昇温し次いで押圧するのが一般的であったが、とくに押圧工程で突合せ部分が隆起（押圧力によっても異なるが板材の厚さの10％以上、隆起幅は板材の幅の10％以上）するため、これが圧延機の圧下力や板の張力に影響を及ぼし圧延中に板が破断する不利があること、また、隆起部のロール噛み込み時の衝撃でロールの損傷や板厚不良等を招くこと、さらにへげ状の疵を発生させる原因になることから、かかる圧延を行うに際して接合時に生成した隆起部を除去する必要がある。このような隆起部除去を行うための熱間板材の回転式切削装置として、特開平7-241713号公報にはフライス式切削加工装置の一種である複数枚のヘリカル刃を有する接合鋼片の隆起部切削装置が提案されている。
【０００４】
【発明が解決しようとする課題】
かかる熱間板材の回転式切削装置は、外周面に刃先を有する最大板幅以上の胴長の円筒体（回転刃物）を極めて高い周速（50m/s 〜100m/s）で回転させるものであるので、ダイナミックバランスの厳密な調整を要する。一方、既存の回転式切削装置は、前記回転刃物を油圧シリンダで昇降可能に支持するように構成されており、油圧シリンダの昇降動作は油圧圧下制御系により制御される。
【０００５】
しかし、繰り返し行われる切削加工により刃先が摩耗し、ダイナミックバランスが崩れて機械系の共振を誘発するとともに、昇降動作が早い場合、油圧圧下制御系のハンチング現象を誘発することが頻繁に生じるという問題があった。
そこで本発明は、この問題を解決し、機械系の共振および油圧圧下制御系のハンチング現象を誘発しないような熱間板材の回転式切削装置を提供することを目的とする。
【０００６】
【課題を解決するための手段】
本発明は、粗圧延機と仕上げ圧延機との間に配設され、粗圧延機出側で先行材後端部と後行材先端部を接合され仕上げ圧延機に向かいつつある熱間板材の接合隆起部を全幅にわたり表裏面から同時に切削する装置であって、ハウジングを有し該ハウジング内に、前記切削を行う刃先を外周面に備えた円筒状の回転刃物、該回転刃物を回転自在に支持する軸受箱、該軸受箱を昇降可能に支持する油圧式の昇降シリンダ、前記軸受箱を側方からハウジングに押圧する油圧式のクランプシリンダが組み込まれてなる熱間板材の回転式切削装置において、前記昇降シリンダが、各段のロッドに次段のロッドが内包された多段式シリンダであることを特徴とする熱間板材の回転式切削装置である。
【０００７】
また、上記の本発明においては、前記クランプシリンダのロッド側およびヘッド側に接続される油圧配管が該接続部直近にオリフィスを有することが好ましい。
【０００８】
【発明の実施の形態】
図５は、本発明の実施に適した連続熱間圧延ラインの１例を示す模式図である。図５において、４は熱間板材（熱間鋼帯）、11は加熱炉、12は粗圧延機群、13はコイルボックス、14は接合部クロップシヤー、15は接合装置、16は回転式切削装置、17は仕上げ圧延機群、18はストリップシヤー、19は高速通板ガイド、20は巻取機である。
【０００９】
加熱炉11から順次抽出された鋼片は、粗圧延機群12によって粗圧延された後、コイルボックス13によってコイル状に巻かれ、次いで、巻き戻される際に先・後端部を接合部クロップシヤー14で切り揃えられ、接合装置15により先行材後端部と後行材先端部を接合されて連続した熱間鋼帯４となる。この熱間鋼帯４は、接合部の上下面に生じた隆起部（接合隆起部）を回転式切削装置16により切削除去された後、仕上げ圧延機群17に送られて仕上げ圧延され、ストリップシヤー18で適宜切断されて高速通板ガイド19で案内されながら、巻取機20で巻き取られる。
【００１０】
このような熱間連続圧延ラインで使用される回転式切削装置16は、通常、ハウジングを有し該ハウジング内に、前記切削を行う刃先を外周面に備えた円筒状（中実のものも含む）の回転刃物、該回転刃物を回転自在に支持する軸受箱、該軸受箱を昇降可能に支持する油圧式の昇降シリンダ、前記軸受箱を側方からハウジングに押圧する油圧式のクランプシリンダが組み込まれてなる。
【００１１】
一般に機械系の振動周波数は回転体の支持剛性すなわちバネ定数に依存し、バネ定数が小さいほど共振周波数が低下するので、本発明ではバネ定数を大きくし、共振周波数を高くして、高速回転体の回転数の範囲では共振しないようにした。
単一段シリンダの場合には、高油柱になる（油柱長さＬが大きくなる）と、次式(1) に示す反比例関係から明らかなようにバネ定数Ｋが低下してハンチングを起こしやすい状態になる。
【００１２】
Ｋ＝Ｈ×Ａ／Ｌ ………(1)
ここに、Ｋ；シリンダのバネ定数
Ｈ；油の体積弾性係数（油柱が上昇すると大きくなる）
Ａ；シリンダの断面積
Ｌ；シリンダのストロークによって決まる油柱長さ
本発明は、昇降シリンダを各段のロッドに次段のロッドが内包された多段式として、油柱を２つ以上に分割したので、基段側から順次ヘッド側圧力を最大圧力とするかまたは次段のヘッド側圧力以上とし、機械反力を直接受ける最終段のヘッド側圧力のみ機械反力と釣り合う圧力であって、油圧源の最大圧力よりも小さな圧力として支持することができるので、昇降シリンダのバネ定数を大きくすることができ、鉛直方向の耐振動性に優れた回転式切削装置が実現する。
【００１３】
ところで回転刃物は、刃先の摩耗によって外径が例えば新品の1000mmから要交換品の600mm まで変化する。この600mm 〜1000mmの外径範囲は、切削によって刃物が消費する回転エネルギー量により決まるが、外径が600 mm未満であると、回転周速が60m/s 以下に低下して刃先に切削片が溶着し、外径が1000mm超えであると、刃物の周速を上げる際に、刃物外径の４乗に比例するという理由から回転速度を所定値に上げるまでに時間がかかりすぎるので、回転刃物の外径は1000mm〜600 mmの範囲に管理することが望ましい。その外径は切削加工を繰り返すことで摩耗し、再刃付を数回行ううちに直径で 400mm（半径で200 mm）変化する。一方、熱間板材の安定通板のためには、その上下 200mm程度までの空間を通板スペースとして空けておく必要があることから、回転刃物は板面から上下に200 mm〜400 mm離れた待機位置から板材の接合隆起部を回転切削する作業位置までの範囲内で昇降させる必要がある。よって、前記昇降シリンダの油柱長さは、200 mm〜400 mmとするのが望ましい。
【００１４】
一方、回転刃物の軸受箱を側方からハウジングに押圧する油圧式のクランプシリンダは、回転刃物の水平方向の動きを抑制するために設けられるのであるが、該クランプシリンダのロッド側およびヘッド側に接続される油圧配管の油柱長さＬが長いことから、従来は耐振動剛性が不十分であった。これに対してこれら配管の接続部直近にオリフィスを設けて配管内の油柱長さを実質的に短くした場合、鉛直方向・水平方向の耐振動剛性に優れた熱間板材の回転式切削装置が実現する。
【００１５】
本発明によれば、昇降シリンダおよびクランプシリンダのバネ定数が高い値に（高剛性状態に）維持され、機械振動を吸収できるので、水平・垂直両方向の共振による機械破損の心配がなく、かつ急激な伸縮動作で油圧圧下制御系が振動系となることによるハンチング発生の心配もない熱間板材の回転式切削装置が実現する。
【００１６】
なお、本発明は熱間板材の回転式切削装置に関するものであるが、本発明における多段式シリンダやクランプシリンダは、回転刃物以外の高速回転体、例えば熱間及び冷間圧延機等に使用される高速回転ロールを支持するための、好ましくは油柱長さ50mm以上の油圧シリンダおよび油圧圧下制御系にも容易に適用できることはいうまでもない。
【００１７】
【実施例】
図５に示した連続熱間圧延ラインの回転式切削装置16で本発明を実施した。
図１は、実施例の回転式切削装置の側面図である。図１において、１は回転刃物、２は刃物軸、３はクランプシリンダ、４は熱間板材、５は軸受箱、６は昇降シリンダ、７はハウジング、８は切削された接合隆起部の切り粉回収装置、10は熱間板材を搬送するテーブルロールである。
【００１８】
この装置は、最大板幅1900mmの熱間板材４の接合隆起部を全幅にわたり表裏面から同時に切削するために胴長を2000mmとし、鉄系の刃先を外周面に備えた円筒状の回転刃物１を有する。回転刃物１は外径が950 mmであり、その刃物軸２が軸受箱５で回転自在に保持されており、最大2000rpm の回転速度で回転可能である。なお、回転数の上限を2000rpm としているのは、この値を超えると電動機と刃物をつなぐ、ユニバーサルジョイントが共振周波数に達する恐れがあり、またクロス部ベアリングの限界回転数を超えることによる。
【００１９】
上下の軸受箱５は、それぞれ側方からクランプシリンダ３によってハウジング７に押圧されながら、熱間板材４との対面側の反対面を昇降シリンダ６によって、回転刃物１の刃先が板材表面位置に相当する作業位置と、該作業位置から高さ方向に200 mm離れた待機位置との間で随時往復移動（昇降）できるように支持されている。
【００２０】
従来は昇降シリンダ６が単一段であったが、実施例の昇降シリンダ６は最大油柱長さ310mm の２段式であって、第１段ロッドの油柱長さ160mm 、第２段ロッドの油柱長さ150mm としている。
図２は２段式シリンダの構成を示す概略断面図である。図２において、61は第１段ロッド、62は第２段ロッド、61Ｈ，62Ｈは第１段，第２段ヘッド側配管、６Ｒはロッド側配管である。第２段ロッド62を第１段ロッド61に内包させて構成し、ロッド側配管６Ｒは第１段と第２段とで共有させている。
【００２１】
この２段式の昇降シリンダ６を用いて、例えば20個の鋼片が接合された接合部の表面を、例えば、油圧源の最大圧力を210kg/cm2 、ロッド側配管のプルバック圧を80kg/cm2に設定し、切削する手順を詳細に説明する。
接合した鋼片の切削を始める前には、ロッド側配管６Ｒにプルバック圧をかけ、第１段ヘッド側配管61Ｈの油圧および第２段ヘッド側配管62Ｈの油圧を逃がすことによって、第１段ロッド61および第２段ロッド62は短縮限になっている。この状態が待機位置の状態である。
【００２２】
待機位置の状態から、接合した鋼片の表面を切削するに当たって、接合部が切削位置に到着する前に、第１段ヘッド側配管61Ｈに油圧をかけて第１段ロッド61を伸ばし、第１段ロッド61がストローク限である油柱長さ160mm だけ伸びたところで第１段ヘッド側配管61Ｈの油圧を油圧源の最大圧力にする。
この状態で、第１段ロッド61は、ストローク限である油柱長さ160mm だけ伸び、第１段ヘッド側の油圧は油圧源の最大圧力となり、第１段・第２段共通のロッド側にはプルバック圧が負荷されている。また、第２段ヘッド側配管62Ｈの油圧は逃がしたままである。
【００２３】
次いで、鋼片の接合部表面を切削するために、第２段ロッド62を所定の長さ、例えば40mm伸ばす。この際、第２段ヘッド側配管62Ｈに、切削加工に要する加工力を考えて例えば、油圧源の最大圧力210kg/cm2 の50％に相当する105kg/cm2 の油圧を加えて接合部の表面を切削する。この状態が、作業位置の状態である。
接合部の表面を切削した後、第２段ヘッド側配管62Ｈの油圧を逃がして、第２段ロッド62を40mm短縮する。
【００２４】
次いで、２番目の接合部に対して、前記と同様にして、第２段ロッド62を40mm伸長して接合部の表面を切削した後、40mm短縮する。
以下同様に繰り返して、全ての接合部の表面を切削した後、第１段ヘッド側配管61Ｈの油圧と第２段ヘッド側配管62Ｈの油圧を全て逃がして、短縮限にし待機位置の状態にする。
【００２５】
片方の昇降シリンダは上記のように200mm 伸縮し、昇降シリンダは鋼片の上下に相対して配置されるので、上下の刃物の間隔は400mm 開閉することになる。
ところで、いまシリンダ断面積が前記２段シリンダの第２段目のそれに等しい従来の単一段シリンダが、上記油柱長さ200mm の作業位置の状態にあって油圧圧力を本実施例同様にロッド側配管のプルバック圧80kg/cm2、ヘッド側油圧105kg/cm2 に設定された場合を考え、この単一段シリンダのバネ定数をＫ0 とする。
【００２６】
このとき、前記２段式シリンダの第２段目シリンダは、前記単一段シリンダに対比して、プルバック圧および第２段ヘッド側油圧が同じで油柱長さが５倍であるから、前記(1) 式よりこの第２段目シリンダのバネ定数Ｋ2 はＫ0 の５倍となる。すなわち、
Ｋ2 ＝５・Ｋ0 ………(2)
また、前記２段式シリンダの第１段目シリンダは、前記第２段目シリンダを内包するので、前記単一段シリンダに対比して、プルバック圧が同じ、シリンダ断面積がより大きい（α（＞１）倍とする）、第１段ヘッド側油圧がより高いから油の体積弾性率がより高い（β（＞１）倍とする）、かつ油柱長さが4/5 倍であるから、前記(1) 式よりこの第１段目シリンダのバネ定数Ｋ1 はＫ0 の (5/4)・α・β倍となる。すなわち、
Ｋ1 ＝ (5/4)・α・β・Ｋ0 ………(3)
また、２段式シリンダの各段のバネ定数Ｋ1 、Ｋ2 とトータルバネ定数Ｋt の関係は以下の(4) 式で表される。
【００２７】
１／Ｋt ＝（１／Ｋ1 ）＋（１／Ｋ2 ） ………(4)
従って(2),(3),(4) 式より、トータルバネ定数Ｋt は、以下の(5) 式で与えられる。
Ｋt ＝５・Ｋ0 ／（１＋４／ａ） ………(5)
但し、ａ＝α・β＞１
これより、本実施例の２段式シリンダのトータルバネ定数は、従来の単一段シリンダのバネ定数より大きくなることが明らかである。
【００２８】
なお、この例では、油圧源の最大圧力を210kg/cm2 として説明したが、この値はシリンダ外径と必要な力や油圧配管の油漏れに対する信頼性や設備のコストの点から適宜変更されるべきもので、本発明がこの値に限定されるものではない。
ただし、機械反力を直接受ける最終段のヘッド側油圧の圧力が、油圧源の最大圧力よりも小さくなるように最終段のシリンダ外径を決めておく。
【００２９】
このように、シリンダを２段以上の多段式とし、シリンダのバネ定数を含む機械系全体の回転周波数以下となる共振油柱値を求め、この共振油柱値の例えば0.8 倍以下で第１段目のストロークを定め、そのヘッド側の油圧を油圧源最大圧力とすることで、従来の単一段シリンダよりも高いバネ定数が得られることとなる。
【００３０】
一方、クランプシリンダ３は、図３に示すように、ヘッド側配管３Ｈ、ロッド側配管３Ｒのクランプシリンダ３との接続部直近にオリフィス22が設けられ、ロッド側配管３Ｒには80kg/cm2を、ヘッド側配管３Ｈには油圧源最大圧力を常時印加している。
図４は、回転式切削装置の刃物回転数と振動速度との関係を実施例、従来例で比較して示すグラフである。従来例は、昇降シリンダ６が単一段でクランプシリンダ３にオリフィス22をもたない回転式切削装置についての計算曲線を示し、実施例は、振動計による実測曲線（離散測定点を滑らかにつないだ曲線）を示し、振動速度は最大速度で示した。実施例についても計算を行ったが、計算曲線は実測曲線にほぼ一致した。なお、振動速度が約７m/s を超える範囲を振動危険領域にとっている。
【００３１】
同図に示すように、従来例では、最大回転速度（2000rpm ）の80〜90％のところで鉛直方向に、また65〜70％のところで水平方向に、それぞれ共振が発生して、振動速度が振動危険領域に入ってしまうのに対し、実施例は、最大回転速度で運転しても鉛直・水平両方向の共振が全く発生せず、回転刃物を安定的に保持できることが確認された。
【００３２】
【発明の効果】
以上に詳述したように、本発明によれば、昇降シリンダおよびクランプシリンダのバネ定数が高い値に（高剛性状態に）維持され、機械振動を吸収できるので、水平・垂直両方向の共振による機械破損の心配がなく、かつ急激な伸縮動作で油圧圧下制御系が振動系となることによるハンチング発生の心配もない熱間板材の回転式切削装置が実現するという格段の効果を奏する。
【図面の簡単な説明】
【図１】 実施例の回転式切削装置の側面図である。
【図２】 実施例の昇降シリンダ（２段式シリンダ）の概略断面図である。
【図３】 実施例のクランプシリンダの概略断面図である。
【図４】 回転式切削装置の刃物回転数と振動速度との関係を実施例、従来例で比較して示すグラフである。
【図５】 本発明の実施に適した連続熱間圧延ラインの１例を示す模式図である。
【符号の説明】
１ 回転刃物
２ 刃物軸
３ クランプシリンダ
３Ｈ ヘッド側配管
３Ｒ，６Ｒ ロッド側配管
４ 熱間板材（熱間鋼帯）
５ 軸受箱
６ 昇降シリンダ
７ ハウジング
８ 切り粉回収装置
10 テーブルロール
11 加熱炉
12 粗圧延機群
13 コイルボックス
14 接合部クロップシヤー
15 接合装置
16 回転式切削装置
17 仕上げ圧延機群
18 ストリップシヤー
19 高速通板ガイド
20 巻取機
22 オリフィス
61 第１段ロッド
62 第２段ロッド
61Ｈ 第１段ヘッド側配管
62Ｈ 第２段ヘッド側配管
Claims (2)
- 粗圧延機と仕上げ圧延機との間に配設され、粗圧延機出側で先行材後端部と後行材先端部を接合され仕上げ圧延機に向かいつつある熱間板材の接合隆起部を全幅にわたり表裏面から同時に切削する装置であって、ハウジングを有し該ハウジング内に、前記切削を行う刃先を外周面に備えた円筒状の回転刃物、該回転刃物を回転自在に支持する軸受箱、該軸受箱を昇降可能に支持する油圧式の昇降シリンダ、前記軸受箱を側方からハウジングに押圧する油圧式のクランプシリンダが組み込まれてなる熱間板材の回転式切削装置において、前記昇降シリンダが、各段のロッドに次段のロッドが内包された多段式シリンダであることを特徴とする熱間板材の回転式切削装置。
- 前記クランプシリンダのロッド側およびヘッド側に接続される油圧配管が該接続部直近にオリフィスを有する請求項１記載の熱間板材の回転式切削装置。
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