JPH08158004A - 複合超硬ロール - Google Patents
複合超硬ロールInfo
- Publication number
- JPH08158004A JPH08158004A JP29514894A JP29514894A JPH08158004A JP H08158004 A JPH08158004 A JP H08158004A JP 29514894 A JP29514894 A JP 29514894A JP 29514894 A JP29514894 A JP 29514894A JP H08158004 A JPH08158004 A JP H08158004A
- Authority
- JP
- Japan
- Prior art keywords
- cemented carbide
- thermal expansion
- cast iron
- roll
- inner layer
- Prior art date
- Legal status (The legal status is an assumption and is not a legal conclusion. Google has not performed a legal analysis and makes no representation as to the accuracy of the status listed.)
- Pending
Links
Landscapes
- Reduction Rolling/Reduction Stand/Operation Of Reduction Machine (AREA)
Abstract
(57)【要約】
【目的】 製造中に割れの発生し難い複合超硬ロールを
提供する。 【構成】 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、鋳
鉄からなる内層を鋳造により形成された複合超硬ロール
において、前記内層は、前記超硬スリーブの熱膨張係数
以上で、かつ、その差が４×１０-6（℃-1）以下である
熱膨張係数を有する高Ｎｉ鋳鉄からなる。また、超硬ス
リーブがＷＣ−Ｃｏ系超硬合金により形成される場合、
内層を、Ｎｉが３０〜４５ｗｔ％含有した高Ｎｉ鋳鉄に
より形成することができる。
提供する。 【構成】 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、鋳
鉄からなる内層を鋳造により形成された複合超硬ロール
において、前記内層は、前記超硬スリーブの熱膨張係数
以上で、かつ、その差が４×１０-6（℃-1）以下である
熱膨張係数を有する高Ｎｉ鋳鉄からなる。また、超硬ス
リーブがＷＣ−Ｃｏ系超硬合金により形成される場合、
内層を、Ｎｉが３０〜４５ｗｔ％含有した高Ｎｉ鋳鉄に
より形成することができる。
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３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３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４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、５００℃程度から常温に至る
冷却過程で、超硬合金と鋳鉄材との熱膨張差が大きくな
り、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、５００℃程度から常温に至る
冷却過程で、超硬合金と鋳鉄材との熱膨張差が大きくな
り、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。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い複合超硬ロールを
提供することを目的とする。
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。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い複合超硬ロールを
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、鋳鉄からなる内層を鋳造により形成さ
れた複合超硬ロールにおいて、前記内層は、前記超硬ス
リーブの熱膨張係数以上で、かつ、その差が４×１０-6
（℃-1）以下である熱膨張係数を有する高Ｎｉ鋳鉄から
なることを特徴とする。また、超硬スリーブがＷＣ−Ｃ
ｏ系超硬合金により形成される場合、内層を、Ｎｉが３
０〜４５ｗｔ％含有した高Ｎｉ鋳鉄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、鋳鉄からなる内層を鋳造により形成さ
れた複合超硬ロールにおいて、前記内層は、前記超硬ス
リーブの熱膨張係数以上で、かつ、その差が４×１０-6
（℃-1）以下である熱膨張係数を有する高Ｎｉ鋳鉄から
なることを特徴とする。また、超硬スリーブがＷＣ−Ｃ
ｏ系超硬合金により形成される場合、内層を、Ｎｉが３
０〜４５ｗｔ％含有した高Ｎｉ鋳鉄により形成すること
ができる。
【０００７】
【作用】複合超硬ロールの製作時に発生する熱応力は、
ロールに割れが生じる原因であり、熱応力は超硬スリー
ブと内層の熱膨張係数の差に起因する。複合超硬ロール
が、超硬スリーブと、鋳鉄材からなる内層とで複層化さ
れる場合、前記超硬スリーブを形成する超硬合金の熱膨
張係数と前記内層を形成する鋳鉄材の熱膨張係数の差が
大きく、また変態による膨張のために、ロールに割れが
生じ易い。
ロールに割れが生じる原因であり、熱応力は超硬スリー
ブと内層の熱膨張係数の差に起因する。複合超硬ロール
が、超硬スリーブと、鋳鉄材からなる内層とで複層化さ
れる場合、前記超硬スリーブを形成する超硬合金の熱膨
張係数と前記内層を形成する鋳鉄材の熱膨張係数の差が
大きく、また変態による膨張のために、ロールに割れが
生じ易い。
【０００８】一方、本発明の内層を形成する高Ｎｉ鋳鉄
の熱膨張係数は、超硬合金のそれに比較的近接してお
り、Ｎｉ含有量により熱膨張係数を変化させ、超硬合金
の熱膨張係数との差を小さくすることができる。また、
高Ｎｉ鋳鉄の熱膨張係数を、超硬合金の熱膨張係数以上
に、かつ、その差を４×１０-6（℃-1）以下にすること
により、高Ｎｉ鋳鉄の熱膨張係数が超硬合金のそれと近
接するようになり、鋳造後の冷却過程で割れが生じ難く
なる。高Ｎｉ鋳鉄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４×１０-6
（℃-1）を越える場合は、超硬スリーブと内層の熱膨張
差が大きくなり、超硬スリーブに過度の圧縮応力が発生
し、内層金属側の溶着面と垂直方向に割れが発生し易く
なる。また、高Ｎｉ鋳鉄は、溶融状態からの凝固冷却過
程で相変態を生じないため、内層を高Ｎｉ鋳鉄により形
成することにより、内層の鋳造後の冷却過程で内層の変
態による膨張が発生せず、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、超硬スリーブに割れがよ
り生じにくくなる。
の熱膨張係数は、超硬合金のそれに比較的近接してお
り、Ｎｉ含有量により熱膨張係数を変化させ、超硬合金
の熱膨張係数との差を小さくすることができる。また、
高Ｎｉ鋳鉄の熱膨張係数を、超硬合金の熱膨張係数以上
に、かつ、その差を４×１０-6（℃-1）以下にすること
により、高Ｎｉ鋳鉄の熱膨張係数が超硬合金のそれと近
接するようになり、鋳造後の冷却過程で割れが生じ難く
なる。高Ｎｉ鋳鉄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４×１０-6
（℃-1）を越える場合は、超硬スリーブと内層の熱膨張
差が大きくなり、超硬スリーブに過度の圧縮応力が発生
し、内層金属側の溶着面と垂直方向に割れが発生し易く
なる。また、高Ｎｉ鋳鉄は、溶融状態からの凝固冷却過
程で相変態を生じないため、内層を高Ｎｉ鋳鉄により形
成することにより、内層の鋳造後の冷却過程で内層の変
態による膨張が発生せず、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、超硬スリーブに割れがよ
り生じにくくなる。
【０００９】超硬スリーブとしてＷＣ−Ｃｏ系超硬合金
を使用する場合、ＷＣの含有率は通常６５wt％〜９０wt
％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、高Ｎｉ鋳鉄の熱膨張係数
は、鋳鉄中のＮｉ含有量により大きく変化し、Ｎｉ含有
量の増加とともに熱膨張係数は小さくなり、Ｎｉ３６ｗ
ｔ％で極小値（５×１０-6（℃-1））をとり、更にＮｉ
を増加すると、熱膨張係数は逆に大きくなる。かかるデ
ータから、超硬合金の熱膨張係数と近接する範囲である
５×１０-6〜１１×１０-6（℃-1）にするには、Ｎｉ量
を３０〜４５ｗｔ％とすればよいことが分かった。すな
わち、Ｎｉ量が３０ｗｔ％未満あるいは４５ｗｔ％を越
えると、超硬合金との熱膨張係数差が大きくなり、割れ
が発生し易くなる。尚、Ｎｉ量が３０ｗｔ％未満でも、
Ｃｏを添加すると高Ｎｉ鋳鉄の熱膨張係数を小さくする
ことができる。又、Ｃ，Ｓｉ，Ｍｎは添加量の増加とと
もに、熱膨張係数を若干上昇させるが、ＮｉやＣｏほど
の大きな影響はない。
を使用する場合、ＷＣの含有率は通常６５wt％〜９０wt
％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、高Ｎｉ鋳鉄の熱膨張係数
は、鋳鉄中のＮｉ含有量により大きく変化し、Ｎｉ含有
量の増加とともに熱膨張係数は小さくなり、Ｎｉ３６ｗ
ｔ％で極小値（５×１０-6（℃-1））をとり、更にＮｉ
を増加すると、熱膨張係数は逆に大きくなる。かかるデ
ータから、超硬合金の熱膨張係数と近接する範囲である
５×１０-6〜１１×１０-6（℃-1）にするには、Ｎｉ量
を３０〜４５ｗｔ％とすればよいことが分かった。すな
わち、Ｎｉ量が３０ｗｔ％未満あるいは４５ｗｔ％を越
えると、超硬合金との熱膨張係数差が大きくなり、割れ
が発生し易くなる。尚、Ｎｉ量が３０ｗｔ％未満でも、
Ｃｏを添加すると高Ｎｉ鋳鉄の熱膨張係数を小さくする
ことができる。又、Ｃ，Ｓｉ，Ｍｎは添加量の増加とと
もに、熱膨張係数を若干上昇させるが、ＮｉやＣｏほど
の大きな影響はない。
【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り、構造自体は従来と同様である
が、内層２を形成する材料が異なる。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の内周面に円筒状の前記内層２が
形成されており、前記超硬スリーブ１の内周面と前記内
層２の外周面は、遠心力鋳造により溶着されている。
造を示す断面図であり、構造自体は従来と同様である
が、内層２を形成する材料が異なる。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の内周面に円筒状の前記内層２が
形成されており、前記超硬スリーブ１の内周面と前記内
層２の外周面は、遠心力鋳造により溶着されている。
【００１１】前記超硬スリーブ３は、圧延材と接しこれ
を圧延成形する部分であって、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。前記内層２は、靱性の優れた高Ｎｉ鋳鉄により形成
されている。超硬スリーブ１と内層２との複層化の方法
は、遠心力鋳造法に限らず置注鋳造法によっても行うこ
とができる。尚、高Ｎｉ鋳鉄の鋳込温度は、高Ｎｉ鋳鉄
の凝固点＋２５０℃以上とするのがよい。鋳込温度が凝
固点＋２５０℃未満であると、前記超硬スリーブ１との
溶着不良が起き接着強度が低下するようになる。また、
鋳造時に前記超硬スリーブ１を４００℃未満に予熱して
おくと、溶着不良が防止でき効果的である。予熱温度を
４００℃以上にすると、前記超硬スリーブ１の表面が酸
化されるため溶着に悪影響が出てくる。
を圧延成形する部分であって、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。前記内層２は、靱性の優れた高Ｎｉ鋳鉄により形成
されている。超硬スリーブ１と内層２との複層化の方法
は、遠心力鋳造法に限らず置注鋳造法によっても行うこ
とができる。尚、高Ｎｉ鋳鉄の鋳込温度は、高Ｎｉ鋳鉄
の凝固点＋２５０℃以上とするのがよい。鋳込温度が凝
固点＋２５０℃未満であると、前記超硬スリーブ１との
溶着不良が起き接着強度が低下するようになる。また、
鋳造時に前記超硬スリーブ１を４００℃未満に予熱して
おくと、溶着不良が防止でき効果的である。予熱温度を
４００℃以上にすると、前記超硬スリーブ１の表面が酸
化されるため溶着に悪影響が出てくる。
【００１２】複合超硬ロールの他例を図２に示す。該複
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が遠心
力鋳造により溶着形成されている。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、室温から５００℃における平均
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。
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が遠心
力鋳造により溶着形成されている。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、室温から５００℃における平均
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。
【００１３】 寸法 外径φ２１０×幅７２ｍｍ（厚さ２０ｍｍ） 材質 ＷＣ７５ｗｔ％＋バインダー金属２５ｗｔ％ バインダー金属組成 １２wt％Ｃｏ−１２wt％Ｎｉ−１wt％Ｃｒ 平均熱膨張係数 ７×１０-6（℃-1） (2) この超硬スリーブ１の内面に遠心力鋳造法により内
層２を溶着形成し、実施例に係る複合超硬ロール３を作
成した。前記内層２は下記に示す成分・平均熱膨張係数
の高Ｎｉ鋳鉄であり、鋳込温度１５３０℃で溶解し、回
転速度８００ｒｐｍ（超硬内面Ｇｎｏ＝６１）で回転す
る前記超硬スリーブ１の内部に鋳込んで厚さ２５ｍｍの
内層２を形成した。
層２を溶着形成し、実施例に係る複合超硬ロール３を作
成した。前記内層２は下記に示す成分・平均熱膨張係数
の高Ｎｉ鋳鉄であり、鋳込温度１５３０℃で溶解し、回
転速度８００ｒｐｍ（超硬内面Ｇｎｏ＝６１）で回転す
る前記超硬スリーブ１の内部に鋳込んで厚さ２５ｍｍの
内層２を形成した。
【００１４】材質 Ｃ ：２．６ｗｔ％、 Ｓｉ：３．５ｗｔ％、Ｎｉ：
３２ｗｔ％、 Ｃｒ：１．２ｗｔ％、Ｍｎ：０．７
ｗｔ％、 Ｍｇ：０．０５ｗｔ％、Ｐ ：０．０１２
ｗｔ％、Ｓ ：０．００８ｗｔ％ 残部実質的にＦｅ 平均熱膨張係数 ８×１０-6（℃-1） (3) 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。
３２ｗｔ％、 Ｃｒ：１．２ｗｔ％、Ｍｎ：０．７
ｗｔ％、 Ｍｇ：０．０５ｗｔ％、Ｐ ：０．０１２
ｗｔ％、Ｓ ：０．００８ｗｔ％ 残部実質的にＦｅ 平均熱膨張係数 ８×１０-6（℃-1） (3) 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。
【００１５】 寸法 外径φ２１０×幅７２ｍｍ（厚さ４５ｍｍ） (4) 実施例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
例の重量は１８ｋｇであった。実施例のほうが比較例よ
り１５ｋｇ軽量に製作でき、重量が２０ｋｇ以下になっ
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。 (5) また、実施例における超硬合金の熱膨張係数と高Ｎ
ｉ鋳鉄の熱膨張係数の差は１×１０-6（℃-1）であり、
超硬合金の熱膨張係数と近接する範囲内であるため、ロ
ールの割れは発生し難くなっている。
すると、比較例の重量は２３ｋｇであるのに対し、実施
例の重量は１８ｋｇであった。実施例のほうが比較例よ
り１５ｋｇ軽量に製作でき、重量が２０ｋｇ以下になっ
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。 (5) また、実施例における超硬合金の熱膨張係数と高Ｎ
ｉ鋳鉄の熱膨張係数の差は１×１０-6（℃-1）であり、
超硬合金の熱膨張係数と近接する範囲内であるため、ロ
ールの割れは発生し難くなっている。
【００１６】尚、上記成分の高Ｎｉ鋳鉄のＮｉ含有量を
２８ｗｔ％減少すると、高Ｎｉ鋳鉄の熱膨張係数は１６
×１０-6（℃-1）に上昇する。更に、Ｃｏを５ｗｔ％添
加すると、高Ｎｉ鋳鉄の熱膨張係数は９×１０
-6（℃-1）になり熱膨張係数を小さくすることができ
た。
２８ｗｔ％減少すると、高Ｎｉ鋳鉄の熱膨張係数は１６
×１０-6（℃-1）に上昇する。更に、Ｃｏを５ｗｔ％添
加すると、高Ｎｉ鋳鉄の熱膨張係数は９×１０
-6（℃-1）になり熱膨張係数を小さくすることができ
た。
【００１７】
【発明の効果】以上説明した通り、本発明によれば、内
層は、超硬スリーブの熱膨張係数以上で、かつ、その差
が４×１０-6（℃-1）以下である熱膨張係数を有する高
Ｎｉ鋳鉄により形成されるので、超硬スリーブと内層の
熱膨張差が小さくなり、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、超硬合金の使用量が
減少するため、単層の超硬ロールに比べコストダウンが
図れ、ロールの組み替えが容易にできる。
層は、超硬スリーブの熱膨張係数以上で、かつ、その差
が４×１０-6（℃-1）以下である熱膨張係数を有する高
Ｎｉ鋳鉄により形成されるので、超硬スリーブと内層の
熱膨張差が小さくなり、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、超硬合金の使用量が
減少するため、単層の超硬ロールに比べコストダウンが
図れ、ロールの組み替えが容易にできる。
【００１８】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、Ｎｉが３０〜４５ｗｔ％含有し
た高Ｎｉ鋳鉄により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、Ｎｉが３０〜４５ｗｔ％含有し
た高Ｎｉ鋳鉄により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】組立ロールに適用した本発明に係る複合超硬ロ
ールの断面図である。
ールの断面図である。
【図３】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４】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 (51)Int.Cl.6 識別記号 庁内整理番号 ＦＩ 技術表示箇所 Ｃ２２Ｃ 29/08
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、鋳鉄からなる内層
（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４×１０-6（℃-1）以下であ
る熱膨張係数を有する高Ｎｉ鋳鉄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、Ｎｉを３０〜４５ｗｔ％
含有した高Ｎｉ鋳鉄からなる請求項１に記載の複合超硬
ロール。
Priority Applications (1)
| Application Number | Priority Date | Filing Date | Title |
|---|---|---|---|
| JP29514894A JPH08158004A (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 |
|---|---|---|---|
| JP29514894A JPH08158004A (ja) | 1994-11-29 | 1994-11-29 | 複合超硬ロール |
Publications (1)
| Publication Number | Publication Date |
|---|---|
| JPH08158004A true JPH08158004A (ja) | 1996-06-18 |
Family
ID=17816894
Family Applications (1)
| Application Number | Title | Priority Date | Filing Date |
|---|---|---|---|
| JP29514894A Pending JPH08158004A (ja) | 1994-11-29 | 1994-11-29 | 複合超硬ロール |
Country Status (1)
| Country | Link |
|---|---|
| JP (1) | JPH08158004A (ja) |
Cited By (3)
| Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
|---|---|---|---|---|
| US6110084A (en) * | 1997-06-27 | 2000-08-29 | Mitsubishi Materials Corporation | Combined roll having excellent resistance to thermal shock |
| CN104525913A (zh) * | 2014-11-18 | 2015-04-22 | 西安理工大学 | 护轨及其制备方法 |
| CN104533993A (zh) * | 2014-11-18 | 2015-04-22 | 西安理工大学 | 刹车盘及其制备方法 |
-
1994
- 1994-11-29 JP JP29514894A patent/JPH08158004A/ja active Pending
Cited By (3)
| Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
|---|---|---|---|---|
| US6110084A (en) * | 1997-06-27 | 2000-08-29 | Mitsubishi Materials Corporation | Combined roll having excellent resistance to thermal shock |
| CN104525913A (zh) * | 2014-11-18 | 2015-04-22 | 西安理工大学 | 护轨及其制备方法 |
| CN104533993A (zh) * | 2014-11-18 | 2015-04-22 | 西安理工大学 | 刹车盘及其制备方法 |
Similar Documents
| Publication | Publication Date | Title |
|---|---|---|
| JPS6014095B2 (ja) | 耐クラツク性、耐摩耗性に優れる合金チルドロ−ル材 | |
| JP2960458B2 (ja) | 耐摩耗複合ロール | |
| JPH08158004A (ja) | 複合超硬ロール | |
| JP2978384B2 (ja) | 熱間圧延用ロール材 | |
| JP3291143B2 (ja) | 複合超硬ロール | |
| JPH0121862B2 (ja) | ||
| JP7396256B2 (ja) | 圧延用ロール外層材及び圧延用複合ロール | |
| JP2000239779A (ja) | 遠心鋳造製圧延ロール用外層材、圧延ロールおよびその製造方法 | |
| JPS6320627B2 (ja) | ||
| JPS6126758A (ja) | 耐焼付性に優れる複合ロ−ル材 | |
| JP2001294975A (ja) | 圧延用複合ロール | |
| JPH0379083B2 (ja) | ||
| JPH1177118A (ja) | Ｈ型鋼圧延用複合スリーブ | |
| JPH06145887A (ja) | 複合ハイススリーブロール及びその製造方法 | |
| JP4059099B2 (ja) | 継目無鋼管圧延用鋳造ロール材および継目無鋼管圧延用ロール | |
| JP3354543B2 (ja) | 熱間圧延用複合ロール | |
| JPH0514023B2 (ja) | ||
| JPS6123507A (ja) | Ｈ型鋼圧延用三層強靭スリ−ブロ−ル | |
| JP2001294985A (ja) | 圧延用ハイス系スリーブロールの製造方法およびスリーブロール | |
| JPS5923845A (ja) | Ｈ型鋼圧延ロ−ル用スリ−ブ | |
| JPH0521973B2 (ja) | ||
| JPH1161322A (ja) | 圧延用ロール外層材とそれを用いた圧延用ロール | |
| JP3242767B2 (ja) | 連続鋳掛け肉盛り製熱間圧延用複合ロール | |
| JP2596928B2 (ja) | ２層ロールの外層材 | |
| JPS58221662A (ja) | Ｈ型鋼圧延ロ−ル用三層スリ−ブ |