(57)【要約】【課題】高次関数ロールを用いてクラウン制御能力の高い圧延を安定して行うに好適な圧延機を提供することを目的とする。【解決手段】駆動側・作業側および上下４つのワークロールチョックにかかるワークロールベンディング力を、駆動側上および作業側下、駆動側下および作業側上のワークロールベンディング力をそれぞれ等しくする。【選択図】図３
2007260734.tif 000002
【特許請求の範囲】
【請求項１】
ロールバレル外形がＳ字形状であって、軸方向位置で上下で互いに補完し合う形状のイニシャルロールカーブで形成された上下一対のワークロールを４重式の圧延スタンドに組み込み、互いに逆向きに軸方向に移動させ、ロールギャップの修正を行いつつ被圧延材を圧延する圧延方法において、
駆動側・作業側および上下４つのワークロールチョックにかかるワークロールベンディング力を、駆動側上および作業側下、駆動側下および作業側上のワークロールベンディング力をそれぞれ等しくすることを特徴とする圧延方法。
【請求項２】
請求項１に記載の圧延方法において、
上下のワークロールの軸方向移動位置に応じて、駆動側・作業側のワークロールチョックにかかるワークロールベンディング力の差を設定することを特徴とする圧延方法。
【請求項３】
請求項１または請求項２に記載の圧延方法において、
上下のワークロールのスキュー力あるいはスラスト力の計測値に基づいて、駆動側・作業側のワークロールチョックにかかるワークロールベンディング力の差をフィードバック制御することを特徴とする圧延方法。
【発明の詳細な説明】
【技術分野】
【０００１】
本発明は、鋼板等の被圧延材を圧延する圧延方法に関し、特に、ロールバレル外形がＳ字形状に形成された上下一対のロールを互いに逆向きに該軸方向に移動させ、ロールギャップの修正を行いつつ前記被圧延材を圧延する圧延方法に関するものである。
【背景技術】
【０００２】
鋼板等の被圧延材の熱間圧延や厚板圧延、あるいは冷間圧延においては、被圧延材の板クラウンや形状を制御する方法として、凸や凹形状のイニシャルクラウンをワークロールに付与する方法、ワークロールを水平面内で互いにクロスさせる方法、ロールベンディングによる方法、ワークロールをロール軸方向に上下で互いに逆向きに移動させる方法が採用されている。
【０００３】
このうち、図１に示すように、ロールバレル外形３、４がＳ字形状に形成された上下一対のロール１、２を圧延スタンドに組み込んで、ロール１、２の軸芯５、６の軸方向に互いに逆向きに移動させる方法が特許文献１に開示されている。図中、符号Ｂはロールバレル長、Ｌは圧下スクリュウ間距離であり、１Ａ、２Ａは圧下スクリュウの左圧下位置を示し、１Ｂ、２Ｂは圧下スクリュウの右圧下位置を示している。このようなロールは、一般にＣＶＣロールと称され、ロール１、２をそれぞれ軸方向逆向きに移動すると、図１中符号Ａで示す被圧延材位置のロールギャップＡの形状が変化する上下で互いに補完し合うイニシャルロールカーブを有する。この場合、ＣＶＣロールは被圧延材と接触するワークロールであるが、ＣＶＣロールは４段圧延機のバックアップロール、あるいは６段圧延機の中間ロールにも適用されている。
【０００４】
形状制御能力が高いＣＶＣロールのイニシャルロールカーブとして、特許文献２には２次以下の項を含む３次関数曲線が、特許文献３には４次式以下の項を含む５次関数曲線が示されている。このような高次奇関数のイニシャルロールカーブで形成されたワークローロールは、形状制御能力が高いことで知られており、シフト量δに対応して２次曲線等の偶関数で表される左右対称な凸型のイニシャルクラウンから凹形のイニシャルクラウンにまで変更可能である。また、ＣＶＣロールによる被圧延材位置のロールギャップＡの修正は、ロールシフト機構を設けることにより比較的簡易な設備で行える。
【０００５】
なお、［発明の開示］において、下記の特許文献４、非特許文献１〜３を引用するので、ここにあわせて記載しておく。
【特許文献１】特開昭５７−０９１８０７号公報
【特許文献２】特開昭６２−２６３８０５号公報
【特許文献３】特開平０１−２６２００８号公報
【特許文献４】特願２００５−０４８４７８号
【非特許文献１】F.W.Carter, Proc. Roy. Soc. London, A112, 760 (1926) 151
【非特許文献２】J.Halling, Wear, 24 (1973) 127
【非特許文献３】日本鉄鋼協会、板圧延の理論と実際 (1984) 94
【発明の開示】
【発明が解決しようとする課題】
【０００６】
しかしながら、このようにワークロールに軸心方向で径差分布があると、バックアップロールとの間に周速差分布が生じ、水平面内でワークロールが微小に回転するいわゆるスキューが発生しやすくなる。スキューが発生すると、ワークロールギャップが左右非対称となり、製品が幅方向に楔状となって板厚偏差が悪化するばかりか、圧延中に曲がりを発生して圧延が不安定となる問題があった。また、ワークロールの周速方向とバックアップロールとの周速方向とが一致しなくなるため、ロール軸心方向にスラスト力が発生し、ワークロールおよびバックアップロールの軸受や、ワークロールのシフト機構の寿命が短くなったり、場合によっては破損するなどの設備上の問題もあった。
【０００７】
かかる問題に対し、本発明者らは弾性論を元に検討を加えた結果、ロール軸心方向にロール径偏差分布を有するロールの接触状態は微小すべり状態にあり、周速差に起因するトラクションを考慮することが不可欠であるという結論を得て、特許文献４に示す技術を提案した。この技術は、ワークロールとこれに接触するバックアップロールとのすべり率と、ワークロールとこれに接触するバックアップロールとの間の線圧の1/2乗と、ミル中心からの距離との積を、ワークロールとバックアップロールとの接触域全幅にわたって積分した時の積分値に基づき、バックアップロールバレル外形を決定するというものである。
【０００８】
この技術は、スキューを著しく低減する効果があったが、ワークロールの軸方向移動位置を変化させた際に若干のスラスト力が発生したり、圧延が不安定となるという問題を残していた。
【０００９】
すなわち、ワークロールがある軸方向移動位置においてロール中心まわりのモーメントを０とできたとしても、ワークロールを軸方向に移動させると、ワークロールとバックアップロールとの接触範囲が変化するために、軸方向移動位置の全領域においてロール中心まわりのモーメントを０とすることは不可能であるという理由によるものである。
【００１０】
本発明は上記事情に鑑みてなされたもので、高次関数ロールを用いてクラウン制御能力の高い圧延を安定して行うに好適な圧延方法を提供することを目的とする。
【課題を解決するための手段】
【００１１】
発明者らはこの問題に対し弾性論を元に検討を加えた結果、左右非対称の荷重成分を付与することによってロール中心まわりのモーメントを制御しうることを見出し、本発明に至った。
【００１２】
すなわち本発明の請求項１に係る発明は、ロールバレル外形がＳ字形状であって、軸方向位置で上下で互いに補完し合う形状のイニシャルロールカーブで形成された上下一対のワークロールを４重式の圧延スタンドに組み込み、互いに逆向きに軸方向に移動させ、ロールギャップの修正を行いつつ被圧延材を圧延する圧延方法において、駆動側・作業側および上下４つのワークロールチョックにかかるワークロールベンディング力を、駆動側上および作業側下、駆動側下および作業側上のワークロールベンディング力をそれぞれ等しくすることを特徴とする圧延方法である。
【００１３】
また本発明の請求項２に係る発明は、請求項１に記載の圧延方法において、上下のワークロールの軸方向移動位置に応じて、駆動側・作業側のワークロールチョックにかかるワークロールベンディング力の差を設定することを特徴とする圧延方法である。
【００１４】
さらに本発明の請求項３に係る発明は、請求項１または請求項２に記載の圧延方法において、上下のワークロールのスキュー力あるいはスラスト力の計測値に基づいて、駆動側・作業側のワークロールチョックにかかるワークロールベンディング力の差をフィードバック制御することを特徴とする圧延方法である。
【発明の効果】
【００１５】
本発明では、駆動側・作業側および上下ワークロールチョックにかかるワークロールベンディング力を点対称にする、上下のワークロールの軸方向移動位置に応じて駆動側・作業側のワークロールチョックにかかるワークロールベンディング力の差を設定する、および上下のワークロールのスキュー力あるいはスラスト力の計測値に基づいて駆動側・作業側のワークロールチョックにかかるワークロールベンディング力の差を制御するようにしたので、ワークロールの軸方向移動位置変化があってもクラウン制御能力の高い圧延を安定して行うことができる。
【発明を実施するための最良の形態】
【００１６】
本発明を実施するための最良の形態について、以下具体的に説明を行う。
【００１７】
まず、高次関数ワークロールとバックアップロールとの接触によって生じるスキューモーメントを特許文献４に基づいて説明する。
【００１８】
ワークロールが軸方向に径差分布を有する場合、局所的に周速の違うロール同士が接触することになる。このような、微小な周速差で接触しているころがり−すべり接触状態では、ロールの周速差をロールの弾性変形が吸収し、この弾性変形に基づく接線力、いわゆるトラクションが発生する。Carterによる理論（非特許文献１又は非特許文献２参照）によれば、半径rの2円筒間に接線力Fを与えた場合に発生する周速差率s（周速差／平均周速：すべり率、あるいはクリープ速度とも言われる）は式（１）で与えられ、式（２）が得られる。
【００１９】
【数１】
2007260734.tif 000003
【００２０】
【数２】
2007260734.tif 000004
【００２１】
これは鉄道の駆動車輪のような駆動トルクを受ける円筒に適用される理論であり、半無限遠円筒を前提としたものであるが、この理論をロール軸心方向分布の各位置について適用できるものとして考える。図２に示すように高次関数のイニシャルロールクラウンよりなるワークロール1がδだけシフトした状態で、高次関数のイニシャルロールクラウンよりなるバックアップロール7と接触しているものとする。ミル中心よりロール軸心方向にxの位置における単位長さあたりのトラクションF(x)は、式（３）のように表される。
【００２２】
【数３】
2007260734.tif 000005
【００２３】
ここで、RD(x)は等価ロール半径であり、ワークロールの半径rW(x)とバックアップロールの半径rBを用いて式（４）で与えられる。
【００２４】
【数４】
2007260734.tif 000006
【００２５】
弾性接触部の半幅a(x)は、Hertzによる半無限長円筒の解を用いて、以下のように表される。
【００２６】
【数５】
2007260734.tif 000007
【００２７】
【数６】
2007260734.tif 000008
【００２８】
ここで、νWおよびνBはワークロールおよびバックアップロールのポアソン比，EWおよびEBはワークロールおよびバックアップロールの縦弾性係数である。
【００２９】
ロール胴長方向の圧力分布p(x)は、ワークロールカーブを構成する高次関数のうち、2次以上の分布から計算できる。すなわち、ワークロールとバックアップロールとが圧延荷重Pとワークロールベンディング力FW(ここでは，FWA=FWB=FWとする)を受けて接触する場合には、ロール間の線圧分布は式（７）の荷重の釣り合い条件と式（８）のモーメントの釣り合い条件を満たさなくてはならない。
【００３０】
【数７】
2007260734.tif 000009
【００３１】
【数８】
2007260734.tif 000010
【００３２】
これらの関係を満足するようにワークロールは剛体回転することになるため、線圧分布p(x)はロールカーブの1次項と無関係に求められることになる。線圧分布の計算には、例えば分割モデル（例えば、非特許文献３参照）などの公知の技術が用いられるが、熱延ミルのように比較的ワークロール径が大きい場合には、高次関数カーブによる線圧分布のみを考慮してもよい。すなわち、線圧分布を以下の式（９）および（１０）として、式（７）および（８）の条件からワークロールの平均ロール半径rWm，および線圧分布の傾きcpを決定することで式（９）から線圧分布が求められる。
【００３３】
【数９】
2007260734.tif 000011
【００３４】
【数１０】
2007260734.tif 000012
【００３５】
ロール間のばね定数kは、Fopplによる無限長２円柱の軸心接近量についての解を用いて式（１１）で求められる。
【００３６】
【数１１】
2007260734.tif 000013
【００３７】
この場合のロール半径rWは、代表値を用いても問題ない。また、接触半幅aには式（５）に示したように線圧p(x)自体が含まれるが、式（１１）を計算する上では式（１０）に示した平均線圧pmを用いても問題ない。
【００３８】
また、すべり率s(x)は、位置xにおけるワークロールおよびバックアップロールの周速をUW(x)およびUB(x)として、式（１２）のように表される。
【００３９】
【数１２】
2007260734.tif 000014
【００４０】
ワークロールおよびバックアップロールの角速度をωWおよびωBとすれば、ワークロールおよびバックアップロールの周速をUW(x)およびUBは以下のように表される。
【００４１】
【数１３】
2007260734.tif 000015
【００４２】
【数１４】
2007260734.tif 000016
【００４３】
式（１３）および式（１４）を式（１２）に代入すれば、下式（１５）を得る。
【００４４】
【数１５】
2007260734.tif 000017
【００４５】
ここで、ワークロールとバックアップロールとの角速度比半径ωB／ωWは、トラクションの総和がロール間の伝達力に一致する条件から定められる。すなわち、伝達トルクをTとすれば、以下の式（１６）であるので、一般的にワークロールロール駆動の場合にはT=０(厳密にはバックアップロールの転動トルク)の条件から角速度比が定められる。なお、バックアップロール駆動の場合には、T=圧延トルクの条件となる。
【００４６】
【数１６】
2007260734.tif 000018
【００４７】
以上により、式（３）を用いて軸方向x位置でのトラクションを計算することができる。ミル中心まわりのトラクションによるモーメント、すなわちスキューモーメントＭｓは式（１７）で計算される。
【００４８】
【数１７】
2007260734.tif 000019
【００４９】
Ms=０を満足した時、スキューを防止することができることになる。
【００５０】
以上の関係を吟味すると、まず、等価ロール半径RD(x)はロール軸心方向で一定とおいても結果に及ぼす影響は少ない。すなわち、ワークロールの代表半径をrWmとすれば、式（４）は以下の式となる。
【００５１】
【数１８】
2007260734.tif 000020
【００５２】
また、式（２）においてすべり率s(x)の２乗項を微小項として省略し、式（１８）および式（５）を用いて、式（２）は以下の式（１９）と表せる。
【００５３】
【数１９】
2007260734.tif 000021
【００５４】
したがって、スキューモーメントＭｓを求める式（１７）は、最終的に式（２０）のように表せる。
【００５５】
【数２０】
2007260734.tif 000022
【００５６】
すなわち、スキューモーメントが０となる条件は、高次関数からなるワークロールとこれに接触する高次関数からなるバックアップロールとのすべり率と、前記ワークロールとこれに接触する前記バックアップロールとの間の線圧の１/２乗と、ミル中心からの距離の積をワークロールとバックアップロールとの接触域全幅にわたって積分した時の積分値が０となることから決定できるのである。
【００５７】
特許文献４においては、ワークロールのカーブrW(x)がMs=0を満足するように決定し、スキューを防止する方法を提示している。すなわち、高次関数ワークロールのカーブΔrが式（２１）のような3次関数である場合には、ワークロールをδだけシフトした場合のロールギャップgは、式（２２）のようになる。
【００５８】
【数２１】
2007260734.tif 000023
【００５９】
【数２２】
2007260734.tif 000024
【００６０】
クラウン・形状制御に影響するロール軸心方向のロールギャップの分布には2次および3次の係数が関係し、1次の係数C1はクラウン・形状制御能力と関係なく定めることができる。したがって、2次および3次の係数は要求されるクラウン制御能力から定め、1次の係数をスキューモーメントが0となるように定めることによりスキューを防止できことになる。
【００６１】
しかしながら、この方法では、特定のワークロールの軸方向移動位置においてはスキューモーメントを0とすることができるのであるが、ワークロールの軸方向移動位置が変化して、ワークロールとバックアップロールとの接触範囲が変化するとスキューモーメントが0の条件を保つことが不可能であり、若干のスキューが依然として発生する問題があることは前述のとおりである。
【００６２】
これに対し、本発明では駆動側・作業側および上下ワークロールチョックにかかるワークロールベンディング力を点対称に変化させ、線圧分布に非対称成分を付加する。通常、ワークロールベンディング力は駆動側・作業側および上下の4つのワークロールチョックに等しい力FWを加えるが、本発明の場合には図３に示すように、駆動側上，作業側上，駆動側下，作業側下のワークロールチョック8A1，8B1，8A2，8B2に与えるベンディング力をそれぞれFWA1，FWB1，FWA2，およびFWB2としたときに、式（２３）に示すような関係（駆動側上および作業側下、駆動側下および作業側上のベンディング力をそれぞれ同じにする）をもって、駆動側と作業側とに差を与える。
【００６３】
【数２３】
2007260734.tif 000025
【００６４】
この場合、式（７）および式（８）は、上ロールに関してそれぞれ式（２４）および式（２５）のようになる。
【００６５】
【数２４】
2007260734.tif 000026
【００６６】
【数２５】
2007260734.tif 000027
【００６７】
すなわち、圧延荷重とベンディング力の総和を保ったまま駆動側と作業側のベンディング力に差をつけることにより、その差によって生じるロール中心まわりの鉛直面モーメントを打ち消すように線圧分布p(x)を変化させることができる。これによって、スキューモーメントが０の状態を保つことができるようになるのである。
【００６８】
上述した本方法によれば、圧延荷重とベンディング力の総和は変わらず、また、上下のベンディング力の総和も変化しないため、板厚制御やクラウン制御と無関係に圧延中にスキューを抑止する制御が可能となるのである。
【実施例】
【００６９】
以降、実施例に沿って本発明による効果を説明する。適用する圧延機のロールは、表1に示す寸法および物性値のものである。また、高次関数からなるワークロール形状は式（２１）に示したような３次関数とし、ワークロールを±100mmシフトした時に、単純な凹凸イニシャルロールカーブ換算として、+600μm/直径〜-400μm/直径を達成しうるように２次の係数と３次の係数を決定した。また、１次の係数は特許文献４に従い、ワークロールシフト量が±100mmの範囲内で極力スキューモーメントが最小となるように決定した。その係数値を表２に、ロールカーブを図４に示す。なお、これらの係数はロールカーブを表す軸心方向の座標xに±B/2で±1となる無次元化座標を用いた時の値である。
【００７０】
【表１】
2007260734.tif 000028
【００７１】
【表２】
2007260734.tif 000029
【００７２】
また、図中の軸心方向マイナス側の端部は過大なヘルツ圧を防止するために150mmの平坦部を設けてある。図５は、圧延荷重2000tf、ワークロールベンディング力100tf/chockの条件の下にワークロールシフト量を±100mmの範囲で変更したときのワークロールとバックアップロール間の線圧分布である。線圧分布は500〜1600kgf/mmという大きい分布を呈している。図６はシフト量とスキューモーメントとの関係であり，シフト量によって±2tf・mのスキューモーメントが発生している。
【００７３】
そこで、本発明に従い、各シフト量に対して駆動側と作業側のワークロールベンディング力を変化させた時のスキューモーメントの変化を求めた。ここで、ベンダー力差dFWは式（２６）で定義する。
【００７４】
【数２６】
2007260734.tif 000030
【００７５】
ワークロールベンディングシリンダの間隔Lは3400mmであり、また、駆動側と作業側のベンダー力の和は200tf一定としてある。図７に、ベンダー力差とスキューモーメントとの関係を示す。ベンダー力差によってスキューモーメントが変化することが分る。
【００７６】
この関係から、各シフト量に対してスキューモーメントを０としうるベンダー力差を求めたものが、図８である。本結果に従って、ベンダー力差を与えた時のワークロールとバックアップロール間の線圧分布を図９に示し，シフト量とスキューモーメントとの関係を図６に併せて示す。本発明に従えば、シフト量によらずスキューモーメントを０にしうることが判る。
【００７７】
なお、上記実施例に示した結果は上記のワークロール形状やロール寸法などの条件下での最適化例であって、その他への実施適用に際してはワークロール形状や寸法などに応じて最適ベンダー力差を適宜定める必要がある。また、圧延機の構造として、上下のワークロールベンディング力を独立して与える必要があるため、図３（ｂ）に示すようにベンディング力はハウジング９に固定されたベンディングブロック１０に内蔵された上下独立のシリンダーにより与える必要がある。
【００７８】
図１０は、各シフト位置でのスキューモーメントに対するベンダー力差の影響係数を示したものである。圧延の進行に伴うサーマルクラウンの成長やロール摩耗によってバックアップロールとワークロールの間のすべり率分布や線圧分布が変化し、設定したベンダー力差ではスキューモーメントを０にできない状況が生じたとしても、スキューモーメントの実測値ΔMsによって式（２７）のベンダー力差差分ΔdFWを制御量として加算することにより、常にスキューモーメントを０に保つことができるのである。
【００７９】
【数２７】
2007260734.tif 000031
【００８０】
スキューモーメントの実測値ΔMsは、ワークロールチョック８とハウジングとの間の反力をロードセルなどを用いて測定することによって得ることができる。また、スキューモーメントとワークロールのスラスト力との関係を求めておき、スラスト力の測定値からベンダー力差を修正するようにしてもよい。スラスト力は、油圧によってシフト量を調整する機構の場合は、油圧シリンダ内の圧力から測定することができる。
【００８１】
本発明を実機の圧延機を用いて検証した結果について、以下に述べる。図４に示した形状のワークロールを７スタンドからなる熱間圧延仕上ミルの第３スタンドに組み込み、ベンダー力を駆動側・作業側同一で圧延を行った場合（比較例）と、本発明に従ってシフト位置に応じてベンダー力差を設定（実施例１）し、圧延中にはスキューモーメントの測定値に従ってベンダー力差のフィードバック制御を行った場合（実施例２）について、それぞれほぼ同じ厚・幅構成からなる約200コイルの圧延を行い、ワークロールシフト用の油圧シリンダの圧力からスラスト力の測定を行った。
【００８２】
比較例の結果を図１１に、本発明によってベンダー力差を設定した場合の材料先端での結果を図１２に、スキューモーメントの測定値に従ってベンダー力差のフィードバック制御を行った結果の材料中間部の結果を、図１３に示す。比較例では圧延荷重によらずスラスト力はほぼ一定であるものの、シフトの変化によって大きいばらつきを示している。これらに対し、本発明によってベンダー力差を設定した実施例１によればばらつきが著しく改善されており、さらにスキューモーメントの測定値に従ってベンダー力差のフィードバック制御を行った実施例２によってほぼ完全にスラスト力が０に保たれていることが分る。
【図面の簡単な説明】
【００８３】
【図１】ＣＶＣロールによるロールギャップ形状の修正作用を示す模式図であって、（ａ）はシフト量δ＝０の場合、（ｂ）はシフト量δ＞０の場合である。
【図２】上ロールのワークロールとバックアップロールの接触状態を示す模式図であって、（ａ）は正面図、（ｂ）はミル中心から軸心方向にx位置での断面図である。
【図３】上下のワークロールに付加するワークロールベンディング力を示す模式図であって，(a)は正面図，(b)は作業側から見た側面図である。
【図４】ワークロールのイニシャルロールカーブを例示したグラフである。
【図５】比較例のワークロールとバックアップロール間の線圧分布を例示したグラフである。
【図６】シフト位置とスキューモーメントとの関係を例示したグラフである。
【図７】ベンダー力差とスキューモーメントとの関係を例示したグラフである。
【図８】スキューモーメントを0としうるベンダー力差を例示したグラフである。
【図９】実施例のワークロールとバックアップロール間の線圧分布を例示したグラフである。
【図１０】各シフト位置でのスキューモーメントに対するベンダー力差の影響係数を例示したグラフである。
【図１１】比較例におけるスラスト力の実測値を例示したグラフである。
【図１２】実施例におけるスラスト力の実測値を例示したグラフである。
【図１３】実施例におけるスラスト力の実測値を例示したグラフである。
【符号の説明】
【００８４】
１、２          ワークロール（ＣＶＣロール）
３、４          ワークロールバレル外形
５、６          軸心
７              バックアップロール
８Ａ１、８Ｂ１  上ワークロールチョック
８Ａ２、８Ｂ２  下ワークロールチョック
１Ａ、２Ａ      左圧下位置
１Ｂ、２Ｂ      右圧下位置
９              ハウジング
１０            ベンディングブロック
Ｌ              圧下スクリュウ間距離
ＣＬ            ミル中心線
Ｂ              ロールバレル長
Ａ              被圧延材位置のロールギャップ
Ｗ              幅
δ              シフト量
ｘ              ミル中心を原点とする軸心方向座標
ｘ0、ｘ1        ミル中心からの位置を表す軸心方向座標
ｒw、ｒB        半径
ωW、ωB          角速度
ｐ              ロール間線圧
ａ              接触半幅
【図４】
2007260734.tif 000032
【図５】
2007260734.tif 000033
【図６】
2007260734.tif 000034
【図７】
2007260734.tif 000035
【図８】
2007260734.tif 000036
【図９】
2007260734.tif 000037
【図１０】
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【図１１】
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【図１２】
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【図１３】
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【図１】
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【図２】
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【図３】
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