JPH0364729B2 - - Google Patents

Description

【発明の詳細な説明】 〔産業上の利用分野〕 本発明は、連続焼鈍炉、連続溶融亜鉛メツキラ
イン等を走行するストリツプ（鋼帯）を冷却する
ためのストリツプ冷却用ロールに関するものであ
る。

〔従来の技術〕 連続焼鈍炉等におけるストリツプの冷却方法と
して、内部を水冷したロールを用いる冷却方法が
ある。この方法においては、冷却効率をよくする
ために、例えば第２図に示すように、肉厚の薄い
外筒（シエル）１の内側に比較的速い流速で冷却
媒体を螺旋状に流すものが多い。冷却媒体として
冷却水を用いた場合について以上述べる。

中実のロールに穴をあけることにより第２図の
ような冷却水通路を作ることは不可能であるた
め、実際には、ロール胴部を外筒と中心部材とで
構成し、外筒と中心部材との間に冷却媒体通路を
形成する方式がとられている。

従来は外筒と中心部材との接合は特に考慮され
ておらず、外筒と中心部材とはロール胴部の両端
部においてのみ強固に結合されているにすぎない
（冷却水が外に漏れないようにシールすることに
ついては考慮されている。）。このため常温におい
て外筒と中心部材とが冷却媒体通路仕切部（通路
と通路の間に相当する）において見掛け上接触し
ていても、ストリツプからの熱の流入により外筒
の温度が上昇して外筒が熱膨張すると、両者は離
れることになる。隣合つた冷却水通路の間にすき
まができて通路が連通しても、すきまが小さいた
め冷却水の流れへの影響は非常に小さく、ほとん
ど支障はない。しかし、以下に説明するように、
熱膨張によるサーマル・クラウンの問題が生じ
る。

以下においては、まず従来型のロールで生じる
サーマル・クラウンの大きさと形状について説明
する。

従来型ロールで生じるサーマル・クラウンの大き
さと形状 内部冷却ロールによるストリツプの冷却は、次
の３つの因子から構成される。

ストリツプからロール表面への熱伝達 ロール・シエル内部での熱伝導 ロール・シエル内面から冷却水への熱伝達 ここで、次式(1)が成り立つ。

β／360α_s（T_s−T₁）＝λ／δ（T₁−T₂） ＝α_w（T₂−T_w） …(1) ただし、 β：ストリツプのロールへの巻付角［度］ α_S：ストリツプからロールへの熱伝達係数
［kcal／m²ｈ℃］ λ：ロール・シエルの熱伝達率［kcal／mh℃］ δ：従来型ロール・シエルの肉厚［ｍ］ α_W：ロール・シエルから冷却水への熱伝達係数
［kcal／m²ｈ℃］ T_S：ロールと接触しているストリツプの平均温
度［℃］ T₁：ロール表面温度（全周の平均）［℃］ T₂：ロール・シエル内面温度（全周の平均）
［℃］ T_W：ロール内部の冷却水の平均温度［℃］ (1)式は通常の１次元定常熱伝導の式である。シ
エル肉厚がロール半径や板幅にくらべてかなり小
さいため、熱の流れは１次元に近く、(1)式により
良好な近似が可能である。(1)式においては、スト
リツプが全周に巻き付いていないことの補正を
β／360という係数により近似的に行つている。
しかし、ロール回転速度が大きく、ロール表面上
の各点が短い時間内に非常に多くの加熱と非加熱
を繰り返している場合には、シエル内の温度は円
周方向に一様に近くなり、この係数による近似度
も良好となる。なお、ストリツプと非接触のとき
の雰囲気ガスとの間の熱伝達は非常に小さいので
(1)式では無視している。

T₁とT₂以外の諸量が既知である場合、(1)式を
連立方程式として解くことによりT₁およびT₂を
求めることができる。そこで(1)式のβ、α_s、λ、
δ、α_w、T_s、T_wにストリツプの連続焼鈍炉の場
合の実際的な値を代入し、T₁、T₂を求めてみる。
ただし、βは180゜とする。α_sは従来の実績から
2000kcal／m²ｈ℃程度であることがわかつている
ので、2000kcal／m²ｈ℃とする。λはシエルが鋼
の場合約40kcal／m²ｈ℃、銅の場合約300kcal／
m²ｈ℃であり、両方の場合について検討すること
にする。δは10mm＝0.01ｍとする。α_wは流速３
ｍ／sec程度とし、下記の(2)式の管内乱流熱伝達
式を用いて求めると約10000kcal／m²ｈ℃となる
のでこの値を使う。T_Sは550℃、T_wは50℃とす
る。

ここで、T_sは鋼板の温度として550℃とした。

これは、通常の連続焼鈍の場合、均熱処理の後
の一次冷却において700℃から400℃程度までロー
ルによつて冷却することが多い。そこで、その中
間的な温度を考えたためである。T_wは冷却水の
温度として50℃としたが、ロールの注水温度と排
水温度の中間値として考えている。

N_u＝0.023R_e ^0.8P_r ^1/3 …(2) N_u：ヌセルト数 P_r：ブラントル数 R_e：レイノルズ数 以上の値を代入してT₁およびT₂を求めると、
シエルが鋼の場合にはT₁＝180℃、T₂＝87℃とな
り、シエルが銅の場合には、T₁＝109℃、T₂＝94
℃となる。ストリツプのロール冷却時の平均最高
温度をT_s＝800℃、T_w＝50℃とすると、鋼の場合
にはT₁＝244℃、T₂＝106℃、銅の場合は、T₁＝
138℃、T₂＝116℃となる。

ここでT_s＝800℃を用いた理由は、連続焼鈍技
術の進歩で高温焼鈍化の傾向が高まつているの
で、高温状態からロール冷却する場合のクラウン
量、温度を評価するためである。

次に、ロール半径を500mmとし、半径当りのサ
ーマル・クラウン量を求める。

鋼の線膨張係数は11×10^-6（℃^-1）、銅の線膨張
係数は17×10^-6（℃^-1）であるので、この値を用
いて、シエルの平均温度（（T₁＋T₂）／２）と冷
却水温度の差の分だけ熱膨張したとして、半径当
りのサーマル・クラウン量を求める。その結果、
T_s＝550℃とした場合、鋼では0.46mm、銅では
0.44mmとなり、T_s＝800℃とすると鋼では0.69mm
となる。

しかしこの簡易計算によれば、サーマル・クラ
ウンの形状は不明であり、また、大きさについて
も正確である保証がない。そこで、有限要素法を
用いて、サーマル・クラウンの形状と大きさを正
確に求めることにする。

有限要素法による熱膨張計算の条件は以下のと
おりである。

ロール・バレル＝1600mm 板幅＝600mmおよび1200mm 板幅より内側の位置のシエル内での板厚方向
温度分布＝T₁からT₂まで直線的に変化 板端より外側の位置のシエル内での板厚方向
温度分布＝外面からの内面まで50℃（＝冷却水
平均温度）均一 以上のように、板端では温度分布が急変してい
るという条件を与えてシエルが鋼の場合について
計算を行つた。その計算結果を第４図に示す。曲
線ＡおよびＢはそれぞれ板幅600mmおよび1200mm
の場合を示す。破線Ｃは簡易計算による値であ
る。板端で温度分布が急変しているにもかかわら
ずサーマル・クラウンは板端を境にした滑らかな
形状となつた。第４図より以下のことが明らかで
ある。

サーマル・クラウンの大きさは簡易計算法に
よる値(C)とほぼ一致している。したがつて、サ
ーマル・クラウンの大きさを求めるだけであれ
ば、簡易計算法で十分である。

板幅（Ａ，Ｂ）によりサーマル・クラウンの
形状が異なる。板幅が広ければ(B)中央付近はフ
ラツトとなるが、板幅が狭ければ(A)フラツトな
部分は生じない。また、凸クラウンのスロープ
の位置が板幅に合せて移動する。

〔発明が解決しようとする課題〕

上述のように、従来法ではサーマル・クラウン
が発生するが、それを凹のイニシヤル・クラウン
によつてすべての場合について打消すことは不可
能である。すなわち、イニシヤル・クラウンで
は、１種類の大きさと形状のサーマル・クラウン
しか打消すことができないが、サーマル・クラウ
ンの大きさはストリツプの温度や巻付角度（冷却
の程度を変える方法としては、巻付角度変更が一
般的）により大きく変化し、また、第４図のよう
に板幅により形状が大きく変化するため、各種の
条件の場合にロールをほぼフラツトにすることは
できない。

例えば、ロールに凸のクラウンが形成されると
第５図に示すように、ストリツプ４の両端付均は
ロール５と接触せず（破線５１および５２は接触
開始線および接触・非接触の境界線をそれぞれ示
す。）、その部分の冷却がかなり遅れることにな
る。金属ストリツプはヤング率が大きいため、ク
ラウンの大きさがかなり小さい場合にも、このよ
うな密着不良部分は非常に生じやすい。このた
め、板幅方向に均一な冷却が不可能となる。そし
て、材質が幅方向に不均一になるとともに、板厚
が薄くなるほど形状不良が生じやすくなる。

この形状不良抑制として、ストリツプ張力の制
御も行われるが、ロールのサーマル・クラウンと
いう本質的な原因を排除することが肝要である。

形状不良発生について調べるために、次の実験
を行つた。前述の計算例と同じ寸法の従来型水冷
ロール（材質は鋼）を連続焼鈍炉の一次冷却帯
（従来はガス・ジエツト・クーリング）に追加設
置し、各種板厚の冷却実験を行つた。なお、ロー
ルはクラウンなしのフラツト・ロールである。実
験の結果、板厚が小さくなるにつれて形状不良が
大きくなり、特に板厚0.4mm以下では製品として
全く成り立たず、テンシヨン・レベラーによる矯
正も不可能な著しい形状不良が発生した。さら
に、形状不良が生じると、ストリツプの蛇行が大
きくなり、炉壁と接触し始め、実験の続行が不可
能となつた。このように、薄物になると、従来法
では操業自体が不可能になつてくる。

そこで、本発明の目的は、ストリツプの薄物に
おいても冷却による形状不良を発生させず、冷却
後の材質を幅方向に均一にするために、サーマ
ル・クラウンがほとんど生じないストリツプ冷却
用ロールを得ることにある。

〔課題を解決するための手段〕

本発明の要旨は、次のとおりである。

ロール胴部が外筒と内筒の中心部材とその間の
冷却媒体通路で形成されたストリツプ冷却用ロー
ルにおいて、外筒がストリツプからの熱により温
度が上昇した場合にも、ロール全長にわたり外筒
と内筒の焼嵌め状態が維持されるような焼嵌め代
で焼嵌めされており、かつ、内筒の中心部材が下
記式を満足していること、前記外筒の外表面から
通路までの肉厚ｔが６〜10mmであること、及び前
記冷却媒体通路は外筒内面に形成されていること
を特徴とするストリツプ冷却用ロール。

δ₂・E₂≧δ₁・E₁ ただし、上式においてδ₂は内筒の肉厚、E₂は内
筒の材料のヤング率、δ₁は通路と通路間における
外筒の肉厚、E₁は外筒の材料のヤング率とする。

〔作 用〕

次に、本発明にもとづく第１図に示すストリツ
プ冷却用ロールについて作用を説明する。これは
螺旋状水路の場合の例である。

まず、内筒の中心部材２を外筒１にくらべてか
なり肉厚の大きい円筒（寸法については後述）と
する。この中心部材と外筒とを第３図Ａに示すよ
うな外筒と内筒との接触部のすべてのところで焼
嵌めする。このとき、ストリツプからの熱により
外筒の温度が上昇し、外筒が熱膨張した場合にも
接合部が離れることのないように焼嵌めする。ま
た、外筒の外表面から通路までの肉厚ｔは６〜10
mmとし、螺旋状通路は外筒に形成する必要があ
る。

なお、通路と通路間における外筒の肉厚δ₁（第
３図Ａ）と外筒の外表面から通路までの肉厚ｔ
（第３図Ａ）とを区別したのは後述するようにス
トリツプからの抜熱の効率とスリーブの強度の点
からはｔの値が重要であり、また焼嵌めする内筒
の肉厚δ₂を評価する場合はδ₁の値が重要となるか
らである。

以上のようなロールでは、ロール・バレルより
幅の狭いストリツプによりロールの中央付近のみ
が加熱されても、サーマル・クラウンはほとんど
発生しない。その理由を以下に説明する。

外筒はロール端部付近にくらべてロール中央付
近の温度が高くなるが、内筒の中心部材（以下、
中心部材という。）は冷却水の温度とほぼ同じ一
様な温度分布となる。これは、ストリツプからの
熱はほとんど冷却水に流入し、中心部材へはわず
かしか伝わらないこと、および、中心部材も外筒
と同様に大きな熱伝達係数で冷却水と接触してい
ることによる。温度分布が一様であるため、中心
部材自身はサーマル・クラウンを形成しようとは
せず、外筒のみがサーマル・クラウンを形成しよ
うとする。

しかし、外筒は焼嵌めされている。つまり、予
め周方向に引張応力を受けて伸ばされていること
に相当する。そこで、外筒が内筒に比べて温度が
高まり外筒が周方向に膨張してもその伸び量が焼
嵌めによる初期ひずみに比べて小さければ、外筒
はいぜんとして周方向に引張状態を維持するた
め、外スリーブは内筒に対して浮き上がりを生じ
ることはない。なお、当接のことながらストリツ
プからの熱により外筒の温度が上昇するのはスト
リツプと接触している外スリーブの部分であり、
その部分が使用中に温度が上昇しても焼嵌め状態
が維持されるだけの焼嵌め代が必要である。ま
た、外スリーブ厚は半径方向に比べて非常に小さ
いため、外スリーブの熱膨張による厚み変化から
生じるクラウンは周方向の膨張によるクラウンに
比べて２％（厚み／半径）の量であり、非常に小
さい。以上により焼嵌め代が確保されている間は
ヒートクラウン形成がほとんど無いものである。
したがつて、サーマル・クラウンはほとんど形成
されないことになる（定量的な検討結果について
は後述する。）。

以下、本発明のロールを構成するために必要な
各事項について説明する。

(1) 外筒と内筒の接合方法 接合の方法としては、ろう付け、接着材によ
る接着、溶接、ボルトによる結合のような接合
部を引き離そうとする力が働いても接合状態が
維持される方法と焼嵌めによる方法とが考えら
れる。後者の焼嵌めによる方法の方が実施が容
易である。そこで、本発明では焼嵌めによる方
法を採用する。焼嵌めをする場合には、以下に
説明する焼嵌め代で行う必要がある。

焼嵌めにより組み立てた水冷ロールでは、ス
トリツプからの熱により外筒の温度が上昇する
ほど焼嵌め圧力が弱くなり、外筒の温度（（T₁
＋T₂）／２）がある値T₀以上になると、接合
部は分離する。したがつて、T₀以上の温度に
なるとサーマル・クラウンが形成されるように
なる。このような状態を防ぐためには、水冷ロ
ール使用条件での外筒の温度上昇量の最大値を
前述のような計算式で求め、その温度において
も焼嵌め状態が維持されるような焼嵌め代を用
いる必要がある。

この焼嵌めは、外筒の温度が上昇した場合に
も、ロール全長にわたつて焼嵌め状態が維持さ
れなければならない。その理由は、例えば、ロ
ール両端部では焼嵌め代が充分で中央部が不充
分であれば、外筒温度が上昇し、ある温度にな
るロール両端部では焼嵌めが維持されているが
ロール中央部では焼嵌めがはずれてヒートクラ
ウンが発生することとなるからである。

また、外筒の温度が使用中にストリツプから
の熱で温度が上昇した場合でも焼嵌めがはずれ
ない焼嵌め代にする方法を次に示す。

焼嵌め代は、焼嵌めする前の常温での内筒の
外径と、ロールに焼嵌めする前の常温での外筒
の内径との差をいうもので、半径当りの焼嵌め
代Δγは下式により求める。

Δγ＝ΔT・α・γ ここで、α：外筒の線膨張率 γ：ロール半径 ΔT：外筒の表面から通路までの肉厚ｔ
内での平均温度と平均水温との差 ΔTは通板材の温度によつて変化するため、
使用する最高温度に対応するように決める。

例えば、通板材を800℃とすれば、ΔT＝100゜
となり、外筒を鋼で製作する場合には、Δγは
0.55mmとなる。

通常800℃から冷却することはないので、Δγ
＝0.55mm以上あれば充分である。鋼製の外筒を
用いる場合でも、外筒の強度を高めれば、焼嵌
め代を大きく取れるため、より高温のストリツ
プの冷却も可能となる。鋼に限らず、種々の材
質に対しても、同様に上式は成立する。

次に、ロール全長にわたり外筒と内筒とを焼
嵌めする方法を以下に説明する。

ロール内筒と外筒とは別々に製造するが、初
めに外筒より製作する。外筒は内外径を加工す
るが、特に内面の精度は通常20μm以内とする。
そして、外筒が仕上つた後、内筒の外径加工を
内筒内径に焼嵌め代を加算した量で10μm以内
の精度で加工する。そして、この内外筒を対に
して互いに焼嵌めすることによつて、全長にわ
たり均等な焼嵌めが得られる。

焼嵌めは通常は外筒のみを200〜300℃に加熱
して内筒に嵌めるが、場合によつては、内筒を
冷却するか（冷やし嵌め）、両者を組合せるこ
ともある。

そして、ロールとして組み上がつた段階で、
最終的なロールの表面の仕上げを行う。

(2) 内筒（中心部材）とその肉厚 本発明のロールは、高温の鋼帯を冷却するた
めのロールであり、鋼帯をロールに巻き付け
て、水冷ロールにより抜熱する。そのため、水
冷ロールには大きな荷重はかからないので、中
実のロールとする必要はなく、本発明のロール
は中空にするため、ロール胴部を内筒とする。

中実にすると、自重が大となるため回転させ
るための動力が大きくなること、また、慣性が
大きいために始動、停止や加減速において張力
変動極小化が困難であり、使用しにくいという
欠点がある。

しかし、内筒の肉厚が薄過ぎて剛性が不足す
ると、焼嵌め時に、外筒の焼嵌め圧力により内
筒が変形することとなり、この変形が使用時に
サーマル・クラウンの発生を助長することにな
る。これを防ぐために、δ₂・E₂≧δ₁・E₁を満足
させる必要がある。

ここで、δ₂は内筒の肉厚、 E₂は内筒のヤング率 δ₁は通路と通路間における外筒の肉
厚、 E₁は外筒のヤング率 δ₁，δ₂は前述した第３図Ａ参照 (3) 外筒の肉厚 外筒の外表面から通路までの肉厚ｔが厚くな
ればなるほど外表面近傍の外筒温度が高くなる
ので、ストリツプからの抜熱効果が小さくな
り、所期の目的が達成できなくなる。10mm以下
の肉厚とすることにより効率良く抜熱ができ
る。

また、外筒の温度上昇による外筒の周方向の
伸びは焼嵌めによる伸びにより相殺され、サー
マル・クラウンとはならないが、外筒の肉厚方
向の影響は避けられず、肉厚が大となればなる
ほど肉厚方向の膨張も大となるので外筒の肉厚
は薄い方が好ましい。

このように抜熱効率と肉厚方向の膨張度の観
点からは上限を10mmとした。

一方、下限を６mmとしたのは、６mm未満では
外筒の剛性が十分確保できないためである。

(4) 冷却媒体通路の外筒への形成 冷却媒体通路を外筒側に設けるのは、そうす
ることにより外筒と冷却媒体と接触する面積が
大きくなり、外筒の温度上昇がより効果的に防
止できるからである。

別構造のロールとして第３図Ｂに示すよう
に、内筒側に冷却媒体路を作り、外筒を焼嵌め
る方法もある。この場合、外筒に流路をつくる
場合に比べて内外筒の接触部となる面ａが熱抵
抗となつてしまう。仕切部の近くで熱流が阻害
されてしまうため、外筒の温度が高まり、冷却
効率が低下する。また外筒の平均温度も上昇す
るために、焼嵌め代も大きくなり、内外筒の材
質強度の点からも問題となる。それ故に、外筒
に通路加工を行うのである。

〔実施例〕

外径1000mm、長さ2000mmの鋼製の冷却ロールを
作成した。

ここで、第６図に示すように、l₁＝22mm、l₂＝
８mm、l₃＝12mm、ｔ＝６mmで、通路と通路間にお
ける外筒の肉厚（δ₁）18mm、内筒厚80mmとし、ま
た冷却通路は８条の螺旋とした。

そして焼嵌め代として、半径当り0.55mmとし
た。

上記のようにして作成したロールについて、有
限要素法により温度解析と変形解析（熱膨張解
析）を行い、本焼嵌めロールの走行性を検討し
た。冷却水の温度を50度とし、ロールシエル冷却
水との管の熱伝達係数α_wを9000kcal／m²ｈ℃と
する。800℃のストリツプをロールに180℃の角度
で巻き付けた場合を考え、ストリツプからロール
への熱伝達係数α_s＝1500kcal／m²ｈ℃とする。

なお、外筒１と内筒２′の接触面は両者の密着
が完全で熱抵抗が零であるとした。

温度解析の結果、内筒２′の温度分布は仕切部
の近傍で54℃程度、他の部分（大部分）では51〜
52℃となり、冷却水とほぼ同じになつた。これは
冷却水通路の仕切部の寸法が適切であるため、ス
トリツプからの熱が内筒２′に伝わる以前にほと
んど冷却水の方へ流れているためである。

この解析例の場合、ロール表面の半径方向変
位、すなわち半径当りのサーマル・クラウン量は
0.046mmとなつた。一方、同じ温度分布を用いて、
内筒２′と外筒１とが接合されていないもの（す
なわち従来法）として熱膨張解析を行うと、サー
マル・クラウン量は0.38mmとなつた。したがつ
て、この例の場合、焼嵌めによりサーマル・クラ
ウンを従来法の12％まで小さくできたことにな
る。

また計算による焼嵌めしないサーマル・クラウ
ンが0.38mmであるため、本ロールの0.55mmの焼嵌
め代が充分かつ適正があることがわかつた。

次に、本発明のロールを用いて、前述と同様の
ストリツプ冷却実験を行つた。

連続焼鈍ラインの一次冷却帯に４本のテスト
ロールを設置し、入測温度800〜600℃の鋼板に
接触させ全体で約400℃に冷却した（ロール１
本当りの冷却水量を20T／ｈで、ライン速度は
板厚0.7mmで200ｍ／minを基準とした。）。板幅
900〜1600、板厚0.4〜1.6mmのストリツプに対
して冷却を行つたが、幅方向の温度不均一が15
℃以内で冷却されていた。

また張力を変動させてサーマル・クラウンの
影響を見たが、従来のロールでは板厚0.4mm材
では絞り込みが問題となつていたが、本発明ロ
ールでは張力を大きくしても凸クラウンによる
絞込みが発生しておらず、この点からもクラウ
ンが充分抑止されていることが明らかとなつ
た。張力を含めると、板の蛇行抑止にも効果が
あり、本ロールの付帯効果といえる。

試験的に板厚0.15〜0.25mm材1400wのストリ
ツプを入側板温550℃、150ｍ／min、張力３
Kg／mm²で通板しながら冷却を行つた。

上記実験の結果、板厚0.15mmの薄物においても
形状不良はほとんど発生せず、幅方向に均一な冷
却を行うことができた。すなわち、本発明のロー
ルにより従来不可能であつた薄物のロール冷却が
可能となつた。

なお、本発明は螺旋状通路以外にも、他の方式
の冷却水の流し方、例えば軸方向に流す方式など
に対しても同様に適用できる。いずれの場合にも
外筒と内筒との接合部の間隔（すなわち冷却水通
路間の間隔）は大きくしすぎないように注意する
必要がある。その理由は、間隔が大きすぎると常
温時にロールがフラツトであつても、外筒の温度
が上昇すると、接合部と接合部との間の部分があ
る程度熱膨張し、局部サーマル・クラウンが生じ
て第７図に示すように細かい凹凸がロール表面に
できるためである（第６図の寸法の場合には、こ
のような凹凸はほとんど生じない。）。

また、冷却水の温度上昇が大きいと、冷却水の
入口に近い側と出口に近い側とで内筒の温度に差
ができて、ロールが十分にフラツトではなくなつ
てしまう。その対策として、次の２つの方法があ
る。

冷却水流量を増大することにより、冷却水の
温度上昇量を小さくする。

第１図に示すように冷却水通路を２系統以上
とし、入口に近く低温である冷朽水と、出口に
近く高温となつた冷却水とが隣り合つて流れる
ようにし、両者の平均温度がロールのどの部分
においても同じになるようにする。例えば、螺
旋状通路では冷却水通路を２条ねじのようにつ
くり、それぞれの通路に逆方向に水を流すよう
にする。

以上の説明において「冷却水」という用語は、
水のみに限らず、冷却機能を有する他の液体また
は気体等の冷却媒体をすべて含む。

〔発明の効果〕

以上の説明から明らかなように、本発明によれ
ば、ロールにサーマル・クラウンがほとんど生じ
ないため、ストリツプの冷却が幅方向に均一とな
り、冷却後の材質が幅方向に均一になるとともに
薄物においても形状不良が発生しない。

【図面の簡単な説明】

第１図は本発明のロールの縦断面図。第２図は
従来のストリツプ冷却用のロールの縦断面図。第
３図Ａ，Ｂは外筒と中心部材との結合部縦断面
図。第４図はロールのサーマル・クラウンを示す
グラフ。第５図はストリツプとロールとの接触状
態を示す平面図、第６図は本発明の実施例を示す
ロールの一部縦断面図。第７図は局部的サーマ
ル・クラウンを生じたときのロールの一部縦断面
図。 １：外筒、２：中心部材（内筒）、３：仕切部
材、４：ストリツプ、５：ロール、６：冷却媒体
通路。

Claims (1)

1. 【特許請求の範囲】 １ ロール胴部が外筒と内筒の中心部材とその間
   の冷却媒体通路で形成されたストリツプ冷却用ロ
   ールにおいて、外筒がストリツプからの熱により
   温度が上昇した場合にも、ロール全長にわたり外
   筒と内筒の焼嵌め状態が維持されるような焼嵌め
   代で焼嵌めされており、かつ、内筒の中心部材が
   下記式を満足していること、前記外筒の外表面か
   ら冷却媒体通路までの肉厚ｔが６〜10mmであるこ
   と、及び前記冷却媒体通路は外筒に形成されてい
   ることを特徴とするストリツプ冷却用ロール。 δ₂・E₂≧δ₁・E₁ ただし、上式においてδ₂は内筒の肉厚、E₂は内
   筒の材料のヤング率、δ₁は通路と通路間における
   外筒の肉厚、E₁は外筒の材料のヤング率とする。