Изобретение относитс к прокатном производству, а именно к литым чугун ным валкам непрерывных широкополосовых станов гор чей прокатки, и может быть применено на листовых и сортовы прокатных станах. Известен чугунный валок с рабочим слоем, твердость которого по его глубине одинакова С1. Недостатками такого валка вл ютс низкие износостойкость и прочност вследствие наличи таких литейных пороков, как усадочна раковина, пористость , груба и неоднородна стру тура, значительна ликваци . Наиболее близким к предложенному по технической сущности вл етс вал гор чей прокатки, состо щий из шеек и бочки с поверхностным слоем отбела величина сло отбела составл ет не более 0,05 радиуса валка С21. Одним из недостаткоь известного валка вл етс его низка стойкость. Это св зано с тем, что глубина сло отбела, равна 0,05 радиуса валка, недостаточна. При такой величине сло отбела максимум неблагопри тных раст гивающих напр жений, при которых происходит разрушение валка в виде отслоений, располагаетс на незначительном рассто нии от поверхности бочки валка. Например, в чистовой группе непрерывного щирокополосового стана 1700 гор чей прокатки длина дуги контакта рабочих валков с полосой составл ет 40-50 мм, что больше глубины максимальных скалывающих напр жений , возникающих от действи температурных, механических и остаточных напр жений. Максимальные скалывающие напр жени располагаютс в этом случае в области структуры, характерной дл серого чугуна с низкой твердостью (около 30 ед. по Шору), вследствие чего происход т отколы поверхности валка, снижающие его сто кость. При этом возможное уменьшение катающего диаметра рабочих валков из-з переточек невелико и лимитируетс указанной величиной отбела, в то вре м как конструктивные размеры валка позвол ют вести прокатку с переточками , значительно превышающими эту величину отбела. Кроме того, при образовании сетки разгара из-за небольшой глубины сло отбела трещины проникают практически на всю глубину сло отбела, что приводит к окончательному выходу валка из стро и также снижает стойкость валка., Целью изобретени вл етс увеличение срока службы валка за счет повьщ1ени его стойкости. Указанна цель достигаетс тем, что у валка гор чей прокатки, состо щего из шеек и бочки с поверхностным слоем отбела, глубина сло отбела составл ет 0,11-0,12 радиуса валка. На фиг. 1 представлена номограмма распределени остаточных напр жений (осевых или тангенциальных) в поперечном сечении валка в зависимости от глубины их залегани , на фиг.2зависимость приведенной стойкости валка от относительной глубины сло отбела. На чертеже прин ты следующие обозначени : О. - величина, соответствующа глубине сло отбела у валков известной конструкции ( I 0,04-0,05); сГ - величина, соответствующа относительной глубине сло отбела у валков предлагаемой конструкции ( |- 0,11-0,12); эпюра распределени остаточных напр жений по сечению валка при относительной глубине сло отбела -5 0,04-0,05j эпюра распределени остаточных напр жений по сечению валка при относительной глубиI 0,11-0,12; не сло отбела глубина сло отбела, мм; радиус валка, мм; величина остаточных напр жений , ГПа. На фиг. 2 представлена зависимость риведенной стойкости валковЧ Нд от тносительной глубины сло отбела . бласть I (фиг. 2) соответствует валам известной конструкции, у которых тносительна глубина сло отбела Р 0,04-0,05 а область М - валам предлагаемой конструкции, у коорых относительна глубина сло отела I 0,11-0,12. Предлагаемый валок гор чей прокат ки 1 (фиг. 1) работает следующим образом. На обычном стенде производ т сбор ку вапка с подшипниками и подушками,после чего одним из известных способов заваливают в клеть. После завалки в клеть пары валков 1 и настройки в зазор между ними задают подкат и производ т прокатку. После износа валков 1 или перехода на другой профиль их удал ют из клети и разбирают на стенде в обратном пор дке. Номограмма распределени остаточных напр жений рассчитана на ЭВМ на основе термокинетической диаграммь1 кристаллизации и фазовых превраще ний валковых чугунов. Номограмма получена наложением графика зависимости остаточных напр жений, откладываемых по вертикали в зависимости от доли радиуса HR., откладываемой по горизонтали, на поперечное сечение валка 1, вертикальной и горизонтальной ос ми симметрии которого вл ютс диаметры. Положительные значени остаточных напр жений (раст гивающих) отложены выше горизонтальной оси симметрии валка 1 а отрицательные (сжимающих) - ниже. Эпюры распределени раст гивающих остаточных напр жений имеют максимум на рассто нии от поверхности валка 1 равном примерно 0,224, или 0,78Q. от центра симметрии валка. Абсолютно значение максимума неблагопри тных раст гивающих напр жений, при которых происход т отколы (отслоени ) поверхностного сло , при относительной глубине сло отбела 0.040 .05 составл ет 0.32 ГПа (32 кг/мм) а при относительной глубине сло отбела I 0.11-0.12 оно. в 2 раза меньше и составл ет 0,16 ГПа (16 кг/мм). Это свидетельствует о том, что распределение нежелательных раст гивающих напр жений по сечению предлагаемого валка 1 более благопри тное . Зависимость, приведенна н Фиг.2 получена на основе статистического обобщени работоспособности рабочих валков станов гор чей прокаткн с пазличным диаметром бочки. Приведенна стойкость валков Hq эьфажетс отношением количества металла , прокатанного на валках с любой относительной глубиной сло отрела , к количеству металла, прокатанного на валках известной конструкции ( 0,04-0,05) - о . Из графика (фиг. 2) видно, что максимальна величина приведенной стойкости достигаетс при 0,11-0,12 (область П ) и что она примерно в 2.5 раза выше приведенной стойкости валков известной конструкции с 5- 0.04-0.05 (область I ). При относительной глубине сло отбела, мень- . шей 0,11 радиуса, приведенна стойкость валков резко уменьшаетс и при 0.04-0,05 радиуса достигает значени 0,9-1,0. При относительной глубине сло отбела, большей 0,12 радиуса, приведенна стойкость валков также резко уменьшаетс и при относительной глубине сло отбела 0,16-0,18 радиуса достигает значени 0,5-0,6. Валок гор чей прокатки с глубиной сло отбела, равной от 0,11-0,12 радиуса вапка, имеет по сравнению с известным валком стойкость в 2,5 раза вьш1е, что позвол ет более полно использовать катающий диаметр при естественном износе и ликвидировать термические трещины, раст гивающие напр жени у него располагаютс в области более пластичного материалаi что исключает по вление усталостных трещин при многоцикловом нагружении валка. Этим достигаетс оптимальный . ресурс долговечности валка гор чей прокатки. Таким-образом, предлагаемый валок гор чей прокатки с глубиной сло отбела 0,11-0,12 радиуса валка позвол ет повысить стойкость примерно в 2,5 раза. Экономический эффект от внедрени изобретени на непрерывном широкополосовом стане 1700 прокатки составл ет 210 тыс. руб. в год.The invention relates to rolling production, in particular to cast-iron rolls of continuous wide-strip hot rolling mills, and can be applied to sheet and section rolling mills. Known cast iron roll with a working layer, the hardness of which in its depth is the same C1. The disadvantages of such a roll are low wear resistance and strength due to the presence of such casting defects as shrinkage, porosity, coarse and heterogeneous structure, significant liquation. The closest to the proposed technical essence is a hot rolling shaft, consisting of necks and a drum with a surface layer of chill, the value of the layer of chill is no more than 0.05 of the roll radius C21. One of the drawbacks of the known roll is its low durability. This is due to the fact that the depth of the chill layer, equal to 0.05 of the roll radius, is insufficient. With such a value of the whitening layer, the maximum of the unfavorable tensile stresses at which the roll is destroyed in the form of delaminations is located at a small distance from the surface of the roll barrel. For example, in the finishing group of a continuous broadband mill 1700 of hot rolling, the length of the contact arc of the work rolls with the strip is 40-50 mm, which is greater than the depth of the maximum shear stresses arising from thermal, mechanical and residual stresses. The maximum shear stresses in this case are located in the region of the structure characteristic for gray cast iron with low hardness (about 30 Shore units), as a result of which the roll surface spalls, reducing its cost. At the same time, a possible reduction in the rolling diameter of the work rolls due to the regrinding is small and limited by the specified chipping value, while the design dimensions of the roll allow rolling with regrindings much higher than this chipping value. In addition, when the mesh is formed due to the shallow depth of the chillbing layer, cracks penetrate almost the entire depth of the chill layer, which leads to a final roll release and also reduces roll durability. The purpose of the invention is to increase the roll life by increasing stamina. This goal is achieved by the fact that for a hot rolling roll consisting of necks and a drum with a surface layer of chill, the depth of the chill layer is 0.11-0.12 of the roll radius. FIG. Figure 1 shows the nomogram of the distribution of residual stresses (axial or tangential) in the cross section of the roll, depending on the depth of their bedding, Fig. 2 shows the dependence of the reduced roll resistance on the relative depth of the chill layer. In the drawing, the following notation is accepted: O. - value corresponding to the depth of the chill layer on rolls of a known construction (I 0.04-0.05); cG is the value corresponding to the relative depth of the chill layer at the rolls of the proposed construction (| - 0.11-0.12); plot of the distribution of residual stresses over the cross section of the roll with a relative depth of the bleaching layer -5 0.04-0.05j plot of the distribution of residual stresses over the section of the roll at a relative depth of 0.11-0.12; not bleached layer, bleached layer depth, mm; radius of the roll, mm; magnitude of residual stresses, GPa. FIG. 2 shows the dependence of the reduced resistance of rolls Nd on the significant depth of the chill layer. The area I (Fig. 2) corresponds to the shafts of a known construction, in which the relative depth of the chill-out layer is P 0.04-0.05 and the area M is the shafts of the proposed structure, where the relative depth of the calving I layer is 0.11-0.12. The proposed hot roll 1 (Fig. 1) works as follows. A conventional stand is used to assemble a bat with bearings and pillows, after which one of the known methods is poured into a crate. After filling in the cage, a pair of rolls 1 and settings into the gap between them set a tackle and perform rolling. After wear of the rolls 1 or transfer to another profile, they are removed from the stand and disassembled on a stand in the reverse order. The nomogram of the distribution of residual stresses is calculated on a computer based on a thermokinetic diagram1 of crystallization and phase transformations of roll iron. The nomogram is obtained by superimposing a plot of residual stresses deposited vertically as a function of the fraction of the radius HR laid horizontally on the cross section of roll 1 whose vertical and horizontal axes of symmetry are diameters. Positive values of residual stresses (tensile) are deposited above the horizontal axis of symmetry of roll 1 and negative (compressive) below. Distribution plots of tensile residual stresses have a maximum at a distance of about 0.224 from the surface of roll 1, or 0.78Q. from the center of symmetry of the roll. The absolute value of the maximum of unfavorable tensile stresses at which spalling (peeling) of the surface layer occurs, with a relative depth of the bleaching layer 0.040.05 is 0.32 GPa (32 kg / mm) and with a relative depth of the bleaching layer I 0.11-0.12 . 2 times less and is 0.16 GPa (16 kg / mm). This indicates that the distribution of undesirable tensile stresses over the cross section of the proposed roll 1 is more favorable. The dependence given in Fig.2 is obtained on the basis of a statistical generalization of the working capacity of the work rolls of hot rolling mills with a different barrel diameter. The reduced resistance of the rolls Hq is given by the ratio of the amount of metal rolled on the rolls with any relative depth of the layer matured to the amount of metal rolled on the rolls of known construction (0.04-0.05) - o. From the graph (Fig. 2) it can be seen that the maximum value of the reduced resistance is reached at 0.11-0.12 (area P) and that it is about 2.5 times higher than the reduced resistance of the rolls of known construction from 5-0.04-0.05 (area I) . With a relative depth of the bleaching layer, less-. neck 0.11 radius, the reduced resistance of the rolls is sharply reduced and at 0.04-0.05 radius reaches a value of 0.9-1.0. With a relative depth of the chill layer greater than 0.12 of the radius, the reduced roll resistance also decreases sharply and with a relative depth of the chill strip 0.16-0.18 of the radius reaches a value of 0.5-0.6. Hot rolling roller with a depth of chill layer equal to 0.11-0.12 radius of a wap, has a durability 2.5 times better than a conventional roller, which allows more full use of the rolling diameter with natural wear and eliminates thermal cracks Its tensile stresses are located in the region of a more ductile material, which eliminates the appearance of fatigue cracks under high-cycle loading of the roll. This achieves the optimum. durability resource roll hot rolling. Thus, the proposed hot rolling roll with a depth of churning layer of 0.11-0.12 of the roll radius allows an increase in durability about 2.5 times. The economic effect from the implementation of the invention on a continuous broadband rolling mill 1700 is 210 thousand rubles. in year.