JP7726164B2 - 熱間圧延用ロール外層材、その製造方法、熱間圧延用複合ロールおよびその製造方法 - Google Patents
熱間圧延用ロール外層材、その製造方法、熱間圧延用複合ロールおよびその製造方法Info
- Publication number
- JP7726164B2 JP7726164B2 JP2022146745A JP2022146745A JP7726164B2 JP 7726164 B2 JP7726164 B2 JP 7726164B2 JP 2022146745 A JP2022146745 A JP 2022146745A JP 2022146745 A JP2022146745 A JP 2022146745A JP 7726164 B2 JP7726164 B2 JP 7726164B2
- Authority
- JP
- Japan
- Prior art keywords
- outer layer
- hot rolling
- less
- carbide
- layer material
- 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.)
- Active
Links
Landscapes
- Reduction Rolling/Reduction Stand/Operation Of Reduction Machine (AREA)
- Heat Treatment Of Articles (AREA)
Description
本発明は、熱間圧延用ロール外層材、その製造方法、熱間圧延用複合ロールおよびその製造方法に係り、とくに、鋼板の熱間仕上げスタンド用ワークロールとして好適な熱間圧延用ロール外層材とその製造方法、熱間圧延用複合ロールおよびその製造方法に関する。
近年、鋼板の熱間圧延技術の進歩につれてロールの使用環境は苛酷化しており、また、高強度鋼板や薄肉品など圧延負荷の大きな鋼板の生産量も増加している。このため、圧延用ワークロールに要求される品質レベルが高くなっており、熱間圧延設備における仕上げ圧延スタンド用ワークロールとしては、耐肌荒れ性、耐摩耗性、耐疲労性や耐焼付き性に優れた、高性能なロールが求められている。
熱間仕上げ圧延機の後段スタンドには、耐焼付き性に優れたグレン系鋳鉄材または高合金グレン系鋳鉄材を外層材とするワークロールが用いられている。熱間仕上げ圧延機の後段スタンドで発生する圧延トラブルとして、絞りトラブルが挙げられる。絞りトラブルは、被圧延材の端部が折れ重なってロール間に噛み込む現象である。絞りトラブルが発生すると、被圧延材がロール表面に焼付き、ロールに大きな熱的および機械的な負荷が発生して、ロール表面にクラックが発生したり、ロール表面が欠けたりすることがある。このようなクラックは、１ｍｍ以上の深さになることもあり、ロール表面を研削してクラックを除去する作業が必要となるため、作業コストの増大およびロールの短寿命化といった問題がある。そのため、絞りトラブルが発生しても、クラックが発生・進展し難い熱間圧延用ワークロールが求められている。
このような熱間圧延用ワークロールの外層材として、例えば、特許文献１には、質量％で、Ｃ：３．０％を超えて４．０％以下、Ｓｉ：３．０％以下、Ｎｉ：２．３～５．５％、Ｃｒ：１．０～２．０％、Ｖ：０．３～１０．０％、Ｔｉ：０．０１～２．０％を含有し、残部Ｆｅおよび不純物元素からなり、金属組織中に黒鉛とＭＣ系炭化物を有し、黒鉛の球状化率が０．５以上であることを特徴とする圧延用ロール外層材が提案されている。特許文献１では、黒鉛の形状を微細な球状にするとともに、黒鉛が金属組織中に均一に分散され、耐摩耗性、耐肌荒れ性および耐事故性が向上するとしている。
また、特許文献２には、質量％で、Ｃ：３．０～４．５％、Ｓｉ：０％を超えて２．０％以下、Ｍｎ：０％を超えて１．５％以下、Ｎｉ：３．０～５．０％、Ｃｒ：１．４～４．０％、Ｍｏ：０．１～１．５％、Ｖ：０％を超えて３．０％以下を含有し、残部Ｆｅおよび不可避的不純物元素からなり、Ｃ、Ｓｉ、Ｃｒが、４．０％≦Ｃ＋Ｓｉ／３＋Ｃｒ／７．５≦５．５％であり、外層の圧延に供される周面の金属組織は、セメンタイトの面積率が４０％以上４６％未満であることを特徴とする圧延用複合ロールが提案されている。特許文献２では、硬質なセメンタイトが多量に存在するため、耐摩耗性、耐肌荒れ性に優れた圧延用複合ロールとなるとしている。
また、特許文献３には、外層が質量基準で、Ｃ：１～３％、Ｓｉ：０．３～３％、Ｍｎ：０．１～３％、Ｎｉ：０．５～５％、Ｃｒ：１～７％、Ｍｏ：２．２～８％、Ｖ：４～７％、Ｎ：０．００５～０．１５％、Ｂ：０．０５～０．２％を含有し、残部がＦｅ及び不可避的不純物からなる組成を有し、中間層が０．０２５～０．１５質量％のＢを含有し、中間層のＢ含有量が前記外層のＢ含有量の４５～８０％であり、中間層の炭化物形成元素の合計含有量が前記外層の炭化物形成元素の合計含有量の４５～９０％であることを特徴とする圧延用複合ロールが提案されている。特許文献３では、耐焼付き性に寄与する組織としてＭｎＳおよび炭ホウ化物を挙げており、これらにより耐焼付き性に優れた圧延用複合ロールとなるとしている。
高級鋼板の製造または熱間圧延の生産性向上の観点から、熱間圧延の圧延環境は年々厳しくなっており、より高品質な熱間圧延用ワークロールが求められている。特に、優れた耐摩耗性および耐疲労性を有しながら、絞りトラブルに遭遇した際に鋼板が焼付きにくい耐焼付き性にも優れる熱間圧延用ロールが求められており、特許文献１および２で製造された圧延用複合ロールには黒鉛が生成するため、耐摩耗性が十分であるとは言い難い。また、特許文献３で製造された圧延用複合ロールにはＢが多量に含まれるため、Ｂが中間層および内層に混入し、中間層および内層が脆化する可能性がある。
本発明は上記事情を鑑みてなされたものであり、優れた耐摩耗性および耐疲労性を有し、且つ耐焼付き性にも優れた熱間圧延用ロール外層材とその製造方法および熱間圧延用複合ロールとその製造方法を提供することを目的とする。
グレン系鋳鉄材または高合金グレン系鋳鉄材を外層材とする熱間圧延用ロールは、金属組織中に黒鉛を含有することで絞りトラブルに遭遇しても被圧延材が焼付きにくく、クラックの発生・進展を抑えている。耐焼付き性を向上させるために黒鉛の面積率を増加させる方法が有効であるが、黒鉛が炭化物や基地に比べて軟質であるため、耐摩耗性が低下するという問題がある。一方、ハイス系鋳鉄材または高合金白鋳鉄材を外層材とする熱間圧延用ロールは、金属組織中に多量の炭化物が存在し、優れた耐摩耗性を有するが、耐疲労性および耐焼付き性はグレン系鋳鉄材に劣る。そこで、本発明者らは、耐摩耗性、耐疲労性および耐焼付き性に優れるロール外層材について鋭意検討を行った。その結果、Ｍ２Ｃ型炭化物、Ｍ６Ｃ型炭化物、ＭＣ型炭化物の中から１種以上の炭化物と、Ｍ７Ｃ３型炭化物およびＭ２３Ｃ６型炭化物の中から１種以上の炭化物とを互いに隣接して生成させることで耐摩耗性、耐疲労性および耐焼付き性に優れた熱間圧延用ロール外層材を得ることができるという従来にない知見を得た。
本発明は上記の知見に基づき完成されたものであり、その要旨は次のとおりである。
［１］ 質量％で、
Ｃ：１．５～２．３％、
Ｓｉ：０．３～２．０％、
Ｍｎ：０．３～２．０％、
Ｃｒ：３．５～７．０％、
Ｍｏ：３．０～６．０％、
Ｖ：３．０～５．０％、
Ｎｂ：０．１～２．０％、
Ａｌ：０．０１～０．１０％、
Ｎｉ：０．０２～２．００％、
Ｎ：０．０５０％以下、
を含有し、
あるいは、さらに、
Ｔｉ：０．５０％以下、
Ｂ：０．０９０％以下、
Ｃｏ：１．０％以下、
Ｗ：１．５％以下、
Ｚｒ：０．５０％以下、
のうちから選ばれた１種または２種以上を含有し、
残部Ｆｅおよび不可避的不純物からなり、
Ｃｒ、Ｍｏ、Ｗ、Ｖ、Ｎｂの含有量が下記（１）式および（２）式を満足する成分組成を有し、
且つ、下記Ａ群およびＢ群からそれぞれ一つ以上選択される炭化物を有する炭化物複合体が分散することを特徴とする熱間圧延用ロール外層材。
０．８５≦％Ｃｒ／（％Ｍｏ＋％Ｗ／２）≦１．１５ ・・・ （１）
（％Ｃｒ＋％Ｍｏ＋％Ｗ）／（％Ｖ＋％Ｎｂ）≧２．２・・・ （２）
ここで、％Ｃｒ、％Ｍｏ、％Ｗ、％Ｖ、％Ｎｂは各元素の含有量（質量％）であり、含有しない元素は０とする。
Ａ群：Ｍ２Ｃ型炭化物、Ｍ６Ｃ型炭化物、ＭＣ型炭化物
Ｂ群：Ｍ７Ｃ３型炭化物、Ｍ２３Ｃ６型炭化物
［２］ 前記炭化物複合体が面積率で、２．０％以上であることを特徴とする［１］に記載の熱間圧延用ロール外層材。
［３］ 遠心鋳造用鋳型の回転軸に垂直な断面において遠心鋳造用鋳型の回転軸を中心として点対称とならない部分を有する非軸対称の遠心鋳造用鋳型を用いて、前記成分組成の溶湯を鋳込み、[１]または[２]に記載の熱間圧延用ロール外層材を形成することを特徴とする熱間圧延用ロール外層材の製造方法。
［４］ 外層、内層の２層以上を有する熱間圧延用複合ロールであって、前記外層が［１］または［２］に記載の熱間圧延用ロール外層材からなることを特徴とする熱間圧延用複合ロール。
［５］ 前記［３］に記載の熱間圧延用ロール外層材の製造方法により得られた外層材を用いることを特徴とする熱間圧延用複合ロールの製造方法。
［１］ 質量％で、
Ｃ：１．５～２．３％、
Ｓｉ：０．３～２．０％、
Ｍｎ：０．３～２．０％、
Ｃｒ：３．５～７．０％、
Ｍｏ：３．０～６．０％、
Ｖ：３．０～５．０％、
Ｎｂ：０．１～２．０％、
Ａｌ：０．０１～０．１０％、
Ｎｉ：０．０２～２．００％、
Ｎ：０．０５０％以下、
を含有し、
あるいは、さらに、
Ｔｉ：０．５０％以下、
Ｂ：０．０９０％以下、
Ｃｏ：１．０％以下、
Ｗ：１．５％以下、
Ｚｒ：０．５０％以下、
のうちから選ばれた１種または２種以上を含有し、
残部Ｆｅおよび不可避的不純物からなり、
Ｃｒ、Ｍｏ、Ｗ、Ｖ、Ｎｂの含有量が下記（１）式および（２）式を満足する成分組成を有し、
且つ、下記Ａ群およびＢ群からそれぞれ一つ以上選択される炭化物を有する炭化物複合体が分散することを特徴とする熱間圧延用ロール外層材。
０．８５≦％Ｃｒ／（％Ｍｏ＋％Ｗ／２）≦１．１５ ・・・ （１）
（％Ｃｒ＋％Ｍｏ＋％Ｗ）／（％Ｖ＋％Ｎｂ）≧２．２・・・ （２）
ここで、％Ｃｒ、％Ｍｏ、％Ｗ、％Ｖ、％Ｎｂは各元素の含有量（質量％）であり、含有しない元素は０とする。
Ａ群：Ｍ２Ｃ型炭化物、Ｍ６Ｃ型炭化物、ＭＣ型炭化物
Ｂ群：Ｍ７Ｃ３型炭化物、Ｍ２３Ｃ６型炭化物
［２］ 前記炭化物複合体が面積率で、２．０％以上であることを特徴とする［１］に記載の熱間圧延用ロール外層材。
［３］ 遠心鋳造用鋳型の回転軸に垂直な断面において遠心鋳造用鋳型の回転軸を中心として点対称とならない部分を有する非軸対称の遠心鋳造用鋳型を用いて、前記成分組成の溶湯を鋳込み、[１]または[２]に記載の熱間圧延用ロール外層材を形成することを特徴とする熱間圧延用ロール外層材の製造方法。
［４］ 外層、内層の２層以上を有する熱間圧延用複合ロールであって、前記外層が［１］または［２］に記載の熱間圧延用ロール外層材からなることを特徴とする熱間圧延用複合ロール。
［５］ 前記［３］に記載の熱間圧延用ロール外層材の製造方法により得られた外層材を用いることを特徴とする熱間圧延用複合ロールの製造方法。
本発明によれば、耐摩耗性、耐疲労性および耐焼付き性に優れた熱間圧延用ロール外層材が得られ、ロール寿命の向上や圧延品質の向上等に寄与する。
まず、本発明の熱間圧延用複合ロールの外層（外層材）の組成限定理由について説明する。なお、以下、質量％は、とくに断らない限り、単に％と記す。
Ｃ：１．５～２．３％
Ｃは、固溶して基地の硬さを増加させるとともに、炭化物形成元素と結合し硬質炭化物を形成し、その結果、ロール外層材の耐摩耗性を向上させる作用を有する。Ｃ含有量が１．５％未満では、炭化物量が不足するため、耐摩耗性が低下する。このため、Ｃ含有量は１．５％以上とする。Ｃ含有量は１．６％以上が好ましい。一方、２．３％を超える含有は、炭化物の粗大化や共晶炭化物量を過度に増加させ、疲労亀裂の発生・成長を促進し、深いヒートクラックの形成等に起因して耐疲労性を低下させ、また、炭化物量の増加による残留応力の増大により、ロール製造中または圧延使用中にロールが折損する可能性がある。このため、Ｃ含有量は２．３％以下に限定する。なお、好ましくは、２．２％以下である。
Ｃは、固溶して基地の硬さを増加させるとともに、炭化物形成元素と結合し硬質炭化物を形成し、その結果、ロール外層材の耐摩耗性を向上させる作用を有する。Ｃ含有量が１．５％未満では、炭化物量が不足するため、耐摩耗性が低下する。このため、Ｃ含有量は１．５％以上とする。Ｃ含有量は１．６％以上が好ましい。一方、２．３％を超える含有は、炭化物の粗大化や共晶炭化物量を過度に増加させ、疲労亀裂の発生・成長を促進し、深いヒートクラックの形成等に起因して耐疲労性を低下させ、また、炭化物量の増加による残留応力の増大により、ロール製造中または圧延使用中にロールが折損する可能性がある。このため、Ｃ含有量は２．３％以下に限定する。なお、好ましくは、２．２％以下である。
Ｓｉ：０．３～２．０％
Ｓｉは、脱酸剤として作用するとともに、溶湯の鋳造性を向上させる元素である。また、Ｓｉは基地中に固溶して、基地を強化する作用がある。このような効果を得るためには、０．３％以上の含有を必要とする。Ｓｉ含有量は好ましくは０．４％以上である。一方、２．０％を超えて含有しても、効果が飽和し含有量に見合う効果が期待できなくなり経済的に不利となり、さらには、基地組織を脆化させ、耐疲労性が劣化する場合もある。このため、Ｓｉ含有量は２．０％以下に限定する。なお、好ましくは、１．８％以下である。
Ｓｉは、脱酸剤として作用するとともに、溶湯の鋳造性を向上させる元素である。また、Ｓｉは基地中に固溶して、基地を強化する作用がある。このような効果を得るためには、０．３％以上の含有を必要とする。Ｓｉ含有量は好ましくは０．４％以上である。一方、２．０％を超えて含有しても、効果が飽和し含有量に見合う効果が期待できなくなり経済的に不利となり、さらには、基地組織を脆化させ、耐疲労性が劣化する場合もある。このため、Ｓｉ含有量は２．０％以下に限定する。なお、好ましくは、１．８％以下である。
Ｍｎ：０．３～２．０％
Ｍｎは、ＳをＭｎＳとして固定し、Ｓを無害化する作用を有するとともに、一部は基地組織に固溶し、焼入れ性を向上させる効果を有する元素である。また、Ｍｎは基地中に固溶して、基地を強化（固溶強化）する作用がある。このような効果を得るためには、０．３％以上の含有を必要とする。Ｍｎ含有量は好ましくは０．４％以上である。一方、２．０％を超えて含有しても、効果が飽和し含有量に見合う効果が期待できなくなり、さらには材質を脆化する場合もある。このため、Ｍｎ含有量は２．０％以下に限定する。なお、好ましくは、１．７％以下である。
Ｍｎは、ＳをＭｎＳとして固定し、Ｓを無害化する作用を有するとともに、一部は基地組織に固溶し、焼入れ性を向上させる効果を有する元素である。また、Ｍｎは基地中に固溶して、基地を強化（固溶強化）する作用がある。このような効果を得るためには、０．３％以上の含有を必要とする。Ｍｎ含有量は好ましくは０．４％以上である。一方、２．０％を超えて含有しても、効果が飽和し含有量に見合う効果が期待できなくなり、さらには材質を脆化する場合もある。このため、Ｍｎ含有量は２．０％以下に限定する。なお、好ましくは、１．７％以下である。
Ｃｒ：３．５～７．０％
Ｃｒは、Ｃと結合して主に共晶炭化物（Ｍ７Ｃ３型炭化物、Ｍ２３Ｃ６型炭化物）を形成し、耐摩耗性を向上させる作用を有する元素である。このような効果を得るためには、３．５％以上の含有を必要とする。Ｃｒ含有量は好ましくは３．８％以上である。一方、７．０％を超える含有は、粗大な共晶炭化物が増加するため、耐疲労性を低下させる。このため、Ｃｒ含有量は７．０％以下に限定する。なお、好ましくは、６．５％以下である。
Ｃｒは、Ｃと結合して主に共晶炭化物（Ｍ７Ｃ３型炭化物、Ｍ２３Ｃ６型炭化物）を形成し、耐摩耗性を向上させる作用を有する元素である。このような効果を得るためには、３．５％以上の含有を必要とする。Ｃｒ含有量は好ましくは３．８％以上である。一方、７．０％を超える含有は、粗大な共晶炭化物が増加するため、耐疲労性を低下させる。このため、Ｃｒ含有量は７．０％以下に限定する。なお、好ましくは、６．５％以下である。
Ｍｏ：３．０～６．０％
Ｍｏは、Ｃと結合して硬質な炭化物（Ｍ２Ｃ型炭化物、Ｍ６Ｃ型炭化物）を形成し、耐摩耗性を向上させる元素である。また、Ｍｏは、Ｖ、ＮｂとＣが結合した硬質なＭＣ型炭化物中に固溶して、炭化物を強化するとともに、共晶炭化物中にも固溶し、それら炭化物の破壊抵抗を増加させる。このような作用を介してＭｏは、ロール外層材の耐摩耗性を向上させる。このような効果を得るためには、３．０％以上の含有を必要とする。Ｍｏ含有量は好ましくは３．５％以上である。一方、６．０％を超える含有は、粗大な共晶炭化物を形成させ、耐疲労性を低下させる。このため、Ｍｏ含有量は６．０％以下に限定する。なお、好ましくは、５．０％以下である。
Ｍｏは、Ｃと結合して硬質な炭化物（Ｍ２Ｃ型炭化物、Ｍ６Ｃ型炭化物）を形成し、耐摩耗性を向上させる元素である。また、Ｍｏは、Ｖ、ＮｂとＣが結合した硬質なＭＣ型炭化物中に固溶して、炭化物を強化するとともに、共晶炭化物中にも固溶し、それら炭化物の破壊抵抗を増加させる。このような作用を介してＭｏは、ロール外層材の耐摩耗性を向上させる。このような効果を得るためには、３．０％以上の含有を必要とする。Ｍｏ含有量は好ましくは３．５％以上である。一方、６．０％を超える含有は、粗大な共晶炭化物を形成させ、耐疲労性を低下させる。このため、Ｍｏ含有量は６．０％以下に限定する。なお、好ましくは、５．０％以下である。
Ｖ：３．０～５．０％
Ｖは、ロールとしての耐摩耗性と耐疲労性とを兼備させる元素である。Ｖは、極めて硬質な炭化物（ＭＣ型炭化物）を形成し、耐摩耗性を向上させる元素である。このような効果は、３．０％以上の含有で顕著となる。このため、Ｖ含有量は３．０％以上とする。Ｖ含有量は好ましくは３．３％以上である。一方、５．０％を超える含有は、ＭＣ型炭化物を粗大化させ、耐焼付き性を低下させる。このため、Ｖ含有量は５．０％以下に限定する。なお、好ましくは、４．７％以下である。
Ｖは、ロールとしての耐摩耗性と耐疲労性とを兼備させる元素である。Ｖは、極めて硬質な炭化物（ＭＣ型炭化物）を形成し、耐摩耗性を向上させる元素である。このような効果は、３．０％以上の含有で顕著となる。このため、Ｖ含有量は３．０％以上とする。Ｖ含有量は好ましくは３．３％以上である。一方、５．０％を超える含有は、ＭＣ型炭化物を粗大化させ、耐焼付き性を低下させる。このため、Ｖ含有量は５．０％以下に限定する。なお、好ましくは、４．７％以下である。
Ｎｂ：０．１～２．０％
Ｎｂは、ＭＣ型炭化物に固溶してＭＣ型炭化物を強化し、ＭＣ型炭化物の破壊抵抗を増加させる作用を介し、耐摩耗性を向上させる。また、ＮｂはＭＣ型炭化物の遠心鋳造時の偏析を抑制する作用を併せ有する。このような効果は、０．１％以上の含有で顕著となる。このため、Ｎｂ含有量は０．１％以上とする。Ｎｂ含有量は好ましくは０．２％以上である。一方、含有量が２．０％を超えると、粗大なＭＣ型炭化物が形成され、耐焼付き性を悪化させる。このため、Ｎｂ含有量は２．０％以下に限定する。なお、好ましくは、１．８％以下である。
Ｎｂは、ＭＣ型炭化物に固溶してＭＣ型炭化物を強化し、ＭＣ型炭化物の破壊抵抗を増加させる作用を介し、耐摩耗性を向上させる。また、ＮｂはＭＣ型炭化物の遠心鋳造時の偏析を抑制する作用を併せ有する。このような効果は、０．１％以上の含有で顕著となる。このため、Ｎｂ含有量は０．１％以上とする。Ｎｂ含有量は好ましくは０．２％以上である。一方、含有量が２．０％を超えると、粗大なＭＣ型炭化物が形成され、耐焼付き性を悪化させる。このため、Ｎｂ含有量は２．０％以下に限定する。なお、好ましくは、１．８％以下である。
Ａｌ：０．０１～０．１０％
Ａｌは、脱酸剤として作用する元素であり、ポロシティ等の内部欠陥を防止する作用を有する。このような効果は、０．０１％以上の含有で顕著となる。このため、Ａｌ含有量は０．０１％以上とする。Ａｌ含有量は好ましくは０．０２％以上である。一方、０．１０％を超えて含有すると、粗大なＡｌ系酸化物が形成され、耐疲労性が低下する。そのため、Ａｌ含有量は、０．１０％以下に限定する。なお、好ましくは０．０９％以下である。
Ａｌは、脱酸剤として作用する元素であり、ポロシティ等の内部欠陥を防止する作用を有する。このような効果は、０．０１％以上の含有で顕著となる。このため、Ａｌ含有量は０．０１％以上とする。Ａｌ含有量は好ましくは０．０２％以上である。一方、０．１０％を超えて含有すると、粗大なＡｌ系酸化物が形成され、耐疲労性が低下する。そのため、Ａｌ含有量は、０．１０％以下に限定する。なお、好ましくは０．０９％以下である。
Ｎｉ：０．０２～２．００％
Ｎｉは、基地中に固溶し、熱処理中のオーステナイトの変態温度を低下させ、基地の焼入れ性を向上させる元素である。このような効果は、０．０２％以上の含有で顕著となる。Ｎｉ含有量は好ましくは０．０５％以上である。２．００％を超えて含有すると、オーステナイトの変態温度が低くなりすぎて、熱処理後にオーステナイトが残留しやすくなる。オーステナイトが残留すると、耐摩耗性が劣化する。そのため、Ｎｉ含有量は、２．００％以下に限定する。なお、焼入れ性の観点から、好ましくは、１．８０％以下である。
Ｎｉは、基地中に固溶し、熱処理中のオーステナイトの変態温度を低下させ、基地の焼入れ性を向上させる元素である。このような効果は、０．０２％以上の含有で顕著となる。Ｎｉ含有量は好ましくは０．０５％以上である。２．００％を超えて含有すると、オーステナイトの変態温度が低くなりすぎて、熱処理後にオーステナイトが残留しやすくなる。オーステナイトが残留すると、耐摩耗性が劣化する。そのため、Ｎｉ含有量は、２．００％以下に限定する。なお、焼入れ性の観点から、好ましくは、１．８０％以下である。
Ｎ：０．０５０％以下
Ｎは、原料および溶解・鋳造の工程において大気中から混入する元素であり、０．０５０％を超えて含有すると、粗大な窒化物が形成して耐疲労性が低下する。そのため、Ｎ含有量は、０．０５０％以下に限定する。好ましくは０．０４５％以下である。
Ｎは、原料および溶解・鋳造の工程において大気中から混入する元素であり、０．０５０％を超えて含有すると、粗大な窒化物が形成して耐疲労性が低下する。そのため、Ｎ含有量は、０．０５０％以下に限定する。好ましくは０．０４５％以下である。
残部はＦｅおよび不可避的不純物である。なお、不可避的不純物としては、Ｓ、Ｐ、Ｃｕ、Ｃａ、Ｓｂ、Ｚｒ、Ｏが挙げられる。これらは、原料や溶解中に耐火物等から混入する。
上記した成分以外に、Ｔｉ：０．５０％以下、Ｂ：０．０９０％以下、Ｃｏ：１．０％以下、Ｗ：１．５％以下およびＺｒ：０．５０％以下のいずれか１種または２種以上を含有しても良い。
上記した成分以外に、Ｔｉ：０．５０％以下、Ｂ：０．０９０％以下、Ｃｏ：１．０％以下、Ｗ：１．５％以下およびＺｒ：０．５０％以下のいずれか１種または２種以上を含有しても良い。
Ｔｉ：０．５０％以下
Ｔｉは、溶湯中の酸素と結びついて酸化物を作りやすい元素であり、この酸化物が核となって炭化物を基地中に微細・均一に形成させる作用を有している。このような作用を介して、耐摩耗性の向上に寄与する。このような効果は、０．５０％以下の含有で顕著となる。そのため、Ｔｉ含有量は、０．５０％以下に限定する。好ましくは、Ｔｉ含有量は０．４０％以下である。また、このような効果を得るためには、Ｔｉは０．０１％以上含有することが好ましく、さらに好ましくは０．０２％以上である。
Ｔｉは、溶湯中の酸素と結びついて酸化物を作りやすい元素であり、この酸化物が核となって炭化物を基地中に微細・均一に形成させる作用を有している。このような作用を介して、耐摩耗性の向上に寄与する。このような効果は、０．５０％以下の含有で顕著となる。そのため、Ｔｉ含有量は、０．５０％以下に限定する。好ましくは、Ｔｉ含有量は０．４０％以下である。また、このような効果を得るためには、Ｔｉは０．０１％以上含有することが好ましく、さらに好ましくは０．０２％以上である。
Ｂ：０．０９０％以下
Ｂは、基地中に固溶し基地の焼入れ性を向上させる元素である。このような効果は、０．０９０％以下の含有で顕著となる。０．０９０％を超えて含有すると、ホウ炭化物が形成して焼入れ性向上効果が飽和し、耐疲労性も低下する。また、Ｂが中間層や内層に混入すると、中間層や内層を脆化させる場合がある。そのため、Ｂ含有量は、０．０９０％以下に限定する。好ましくは０．０８０％以下であり、より好ましくは０．０７０％以下である。なお、焼入れ性の観点から、Ｂ含有量は、０．００１％以上含有することが好ましく、より好ましくは０．００２％以上である。
Ｂは、基地中に固溶し基地の焼入れ性を向上させる元素である。このような効果は、０．０９０％以下の含有で顕著となる。０．０９０％を超えて含有すると、ホウ炭化物が形成して焼入れ性向上効果が飽和し、耐疲労性も低下する。また、Ｂが中間層や内層に混入すると、中間層や内層を脆化させる場合がある。そのため、Ｂ含有量は、０．０９０％以下に限定する。好ましくは０．０８０％以下であり、より好ましくは０．０７０％以下である。なお、焼入れ性の観点から、Ｂ含有量は、０．００１％以上含有することが好ましく、より好ましくは０．００２％以上である。
Ｃｏ：１．０％以下
Ｃｏは、基地中に固溶し、基地の硬さを上昇させることで耐摩耗性を向上させる作用を有する元素である。このような効果は、１．０％以下の含有で顕著となる。１．０％を超えて含有しても、効果が飽和してしまい、経済的に不利となる。そのため、Ｃｏ含有量は、１．０％以下に限定する。好ましくは０．９％以下である。なお、このような効果を得るためには、Ｃｏは０．１％以上含有することが好ましく、さらに好ましくは０．２％以上である。
Ｃｏは、基地中に固溶し、基地の硬さを上昇させることで耐摩耗性を向上させる作用を有する元素である。このような効果は、１．０％以下の含有で顕著となる。１．０％を超えて含有しても、効果が飽和してしまい、経済的に不利となる。そのため、Ｃｏ含有量は、１．０％以下に限定する。好ましくは０．９％以下である。なお、このような効果を得るためには、Ｃｏは０．１％以上含有することが好ましく、さらに好ましくは０．２％以上である。
Ｗ：１．５％以下
Ｗは、基地中に固溶し、基地を強化して耐肌荒れ性を向上させる作用を有する元素であり、且つＭ２Ｃ型炭化物またはＭ６Ｃ型炭化物を形成し、耐摩耗性を向上させる。一方、１．５％を超えて含有すると、効果が飽和するだけでなく、粗大なＭ２Ｃ型炭化物またはＭ６Ｃ型炭化物が形成され、疲労摩耗が顕著に生じ、耐摩耗性を低下させる。以上のことから、Ｗ含有量は１．５％以下とする必要がある。Ｗ含有量は、好ましくは１．２％以下である。
Ｗは、基地中に固溶し、基地を強化して耐肌荒れ性を向上させる作用を有する元素であり、且つＭ２Ｃ型炭化物またはＭ６Ｃ型炭化物を形成し、耐摩耗性を向上させる。一方、１．５％を超えて含有すると、効果が飽和するだけでなく、粗大なＭ２Ｃ型炭化物またはＭ６Ｃ型炭化物が形成され、疲労摩耗が顕著に生じ、耐摩耗性を低下させる。以上のことから、Ｗ含有量は１．５％以下とする必要がある。Ｗ含有量は、好ましくは１．２％以下である。
Ｚｒ：０．５０％以下
ＺｒはＣと結合してＭＣ型炭化物を形成する元素であり、耐摩耗性を向上させる。一方、０．５０％を超えて含有すると、効果が飽和するだけでなく、粗大なＭＣ型炭化物が形成され、耐疲労性を低下させる。以上のことから、Ｚｒ含有量は０．５０％以下とする必要がある。Ｚｒ含有量は好ましくは０．３０％以下である。
ＺｒはＣと結合してＭＣ型炭化物を形成する元素であり、耐摩耗性を向上させる。一方、０．５０％を超えて含有すると、効果が飽和するだけでなく、粗大なＭＣ型炭化物が形成され、耐疲労性を低下させる。以上のことから、Ｚｒ含有量は０．５０％以下とする必要がある。Ｚｒ含有量は好ましくは０．３０％以下である。
本発明の熱間圧延用ロール外層材の成分組成は下記（１）式および（２）式を満足することが必要である。
０．８５≦％Ｃｒ／（％Ｍｏ＋％Ｗ／２）≦１．１５ ・・・ （１）
（％Ｃｒ＋％Ｍｏ＋％Ｗ）／（％Ｖ＋％Ｎｂ）≧２．２・・・ （２）
ここで、％Ｃｒ、％Ｍｏ、％Ｗ、％Ｖ、％Ｎｂは各元素の含有量（質量％）であり、含有しない元素は０とする。
上記（１）式および（２）式を満足することで耐摩耗性、耐疲労性および耐焼付き性に優れた熱間圧延用ロール外層材を得ることが可能となる。具体的にいうと、（％Ｃｒ／（％Ｍｏ＋％Ｗ／２））が０．８５未満ではＭ２Ｃ型炭化物の量が増加し、Ｍ７Ｃ３型炭化物が形成されにくくなるため、後述するような炭化物複合体が形成されなくなるため、０．８５以上とする必要がある。好ましくは０．８８以上である。一方、（％Ｃｒ／（％Ｍｏ＋％Ｗ／２））が１．１５超えではＭ７Ｃ３型炭化物の量が増加し、Ｍ２Ｃ型炭化物が形成されにくくなるため、後述するような炭化物複合体が形成されなくなるため、１．１５以下とする必要がある。好ましくは１．１２以下である。また、（（％Ｃｒ＋％Ｍｏ＋％Ｗ）／（％Ｖ＋％Ｎｂ））が２．２未満ではＭＣ型炭化物の量が増加し、Ｍ７Ｃ３型炭化物およびＭ２Ｃ型炭化物が形成されにくくなることで、後述する炭化物複合体の量が好適範囲を外れるため、２．２以上とする必要がある。好ましくは２．３以上である。上限は特に限定されるものではないが、３．８以下であることが好ましい。
０．８５≦％Ｃｒ／（％Ｍｏ＋％Ｗ／２）≦１．１５ ・・・ （１）
（％Ｃｒ＋％Ｍｏ＋％Ｗ）／（％Ｖ＋％Ｎｂ）≧２．２・・・ （２）
ここで、％Ｃｒ、％Ｍｏ、％Ｗ、％Ｖ、％Ｎｂは各元素の含有量（質量％）であり、含有しない元素は０とする。
上記（１）式および（２）式を満足することで耐摩耗性、耐疲労性および耐焼付き性に優れた熱間圧延用ロール外層材を得ることが可能となる。具体的にいうと、（％Ｃｒ／（％Ｍｏ＋％Ｗ／２））が０．８５未満ではＭ２Ｃ型炭化物の量が増加し、Ｍ７Ｃ３型炭化物が形成されにくくなるため、後述するような炭化物複合体が形成されなくなるため、０．８５以上とする必要がある。好ましくは０．８８以上である。一方、（％Ｃｒ／（％Ｍｏ＋％Ｗ／２））が１．１５超えではＭ７Ｃ３型炭化物の量が増加し、Ｍ２Ｃ型炭化物が形成されにくくなるため、後述するような炭化物複合体が形成されなくなるため、１．１５以下とする必要がある。好ましくは１．１２以下である。また、（（％Ｃｒ＋％Ｍｏ＋％Ｗ）／（％Ｖ＋％Ｎｂ））が２．２未満ではＭＣ型炭化物の量が増加し、Ｍ７Ｃ３型炭化物およびＭ２Ｃ型炭化物が形成されにくくなることで、後述する炭化物複合体の量が好適範囲を外れるため、２．２以上とする必要がある。好ましくは２．３以上である。上限は特に限定されるものではないが、３．８以下であることが好ましい。
また、本発明の熱間圧延用ロール外層材は、Ａ群（Ｍ２Ｃ型炭化物、Ｍ６Ｃ型炭化物、ＭＣ型炭化物）から少なくとも一つ以上選択される炭化物およびＢ群（Ｍ７Ｃ３型炭化物、Ｍ２３Ｃ６型炭化物）から少なくとも一つ以上選択される炭化物を有する、炭化物複合体として形成しているものを母材組織中に分散させることが必要である。炭化物複合体が分散すると、耐焼付き性を大きく向上させることが可能となる。上記の炭化物複合体が存在すると、Ｍ２Ｃ型炭化物、Ｍ６Ｃ型炭化物、ＭＣ型炭化物、Ｍ７Ｃ３型炭化物、Ｍ２３Ｃ６型炭化物に隣接する基地の面積が減少し、炭化物複合体があたかも一つの粗大な炭化物のような形態で形成されるため、耐焼付き性を向上させることが可能である。単一の炭化物を粗大に形成させて耐焼付き性を向上させる場合、耐疲労性が低下するが、炭化物複合体を形成させることで耐焼付き性と耐疲労性を両立することが可能となる。特に、炭化物複合体が面積率で２．０％以上であると、焼付き性が著しく向上する。そのため、炭化物複合体が面積率で２．０％以上とすることが好ましい。
本発明において、炭化物複合体とは、Ａ群（Ｍ２Ｃ型炭化物、Ｍ６Ｃ型炭化物、ＭＣ型炭化物）から少なくとも一つ以上選択される炭化物およびＢ群（Ｍ７Ｃ３型炭化物、Ｍ２３Ｃ６型炭化物）から少なくとも一つ以上選択される炭化物が、隣接しているものを指す。特に限定されるものではないが、Ａ群から少なくとも一つ以上選択される炭化物（Ｍ２Ｃ型炭化物、Ｍ６Ｃ型炭化物、ＭＣ型炭化物）とＢ群（Ｍ７Ｃ３型炭化物、Ｍ２３Ｃ６型炭化物）から少なくとも一つ以上選択される炭化物が隣接するとは、両者の炭化物が互いに接触している状態を指すが、接触していなくても、Ａ群から少なくとも一つ以上選択される炭化物（Ｍ２Ｃ型炭化物、Ｍ６Ｃ型炭化物、ＭＣ型炭化物）とＢ群（Ｍ７Ｃ３型炭化物、Ｍ２３Ｃ６型炭化物）から少なくとも一つ以上選択される炭化物の間の最短距離が２μｍ以下であれば、接触しているのと同等の効果が得られる。また、これらの炭化物が特定の位置に集積しているのではなく、組織全体に均等に分散していることが好ましい。さらに、一つの炭化物複合体の大きさは円相当径に換算して１０μｍ以上、１５０μｍ以下であることが好ましい。なお、本発明の熱間圧延用ロール外層材には、上記炭化物複合体以外に、炭化物複合体を形成していない炭化物（ＭＣ型炭化物、Ｍ２Ｃ型炭化物、Ｍ６Ｃ型炭化物、Ｍ７Ｃ３型炭化物、Ｍ２３Ｃ６型炭化物がそれぞれ単独で分散している）も存在する。
炭化物複合体の判定は、ＳＥＭ／ＥＢＳＤ法の測定結果をもとに評価することが可能である。ここでは、以下に記載の方法で評価を行うことができる。
ＳＥＭ／ＥＢＳＤ法の測定は、熱間圧延用ロール外層材の円周方向の任意の５か所から採取した試験片について、ロール表面側を研磨した後、加速電圧１５ｋＶ、倍率１５０倍、ステップサイズ０．５μｍで６００×６００μｍ２の領域で行う。ＥＢＳＤ測定で得られたＥＢＳＤパターンについて、ＭＣ型炭化物、Ｍ２Ｃ型炭化物、Ｍ６Ｃ型炭化物、Ｍ７Ｃ３型炭化物、Ｍ２３Ｃ６型炭化物の内、どの炭化物と最も良く一致するかをＥＢＳＤ測定装置のソフトウェア（例えば、株式会社ＴＳＬソリューションズ製のＯＩＭ Ｄａｔａ Ｃｏｌｌｅｃｔｉｏｎ）で解析する。
得られた結果を用いて、Ａ群（Ｍ２Ｃ型炭化物、Ｍ６Ｃ型炭化物、ＭＣ型炭化物）に属する炭化物を赤色、Ｂ群（Ｍ７Ｃ３型炭化物、Ｍ２３Ｃ６型炭化物）に属する炭化物を青色、上記以外の相を黒色、隣接する測定データとの方位差が１５°以上の境界を白色で表示した組織画像を得る。上記した組織画像の処理は、ＳＥＭ／ＥＢＳＤ法の測定で得られたデータをＥＤＡＸ社製のＯＩＭ Ａｎａｌｙｓｉｓを用いて解析することで得られる。この組織画像を用いて、白色の線を境に赤色の領域と青色の領域が隣り合っている場合において、赤色の領域と青色の領域を併せた領域を炭化物複合体とする。
炭化物複合体の面積率は、上記の手法で抽出された炭化物複合体の面積Ｃ（μｍ２）を測定し、ＳＥＭ／ＥＢＳＤ法の測定面積（６００×６００μｍ２）で除した、Ｃ／（６００×６００）×１００％の計算式で算出することができ、円周方向５か所の平均の面積率をその試験片の面積率とする。
得られた結果を用いて、Ａ群（Ｍ２Ｃ型炭化物、Ｍ６Ｃ型炭化物、ＭＣ型炭化物）に属する炭化物を赤色、Ｂ群（Ｍ７Ｃ３型炭化物、Ｍ２３Ｃ６型炭化物）に属する炭化物を青色、上記以外の相を黒色、隣接する測定データとの方位差が１５°以上の境界を白色で表示した組織画像を得る。上記した組織画像の処理は、ＳＥＭ／ＥＢＳＤ法の測定で得られたデータをＥＤＡＸ社製のＯＩＭ Ａｎａｌｙｓｉｓを用いて解析することで得られる。この組織画像を用いて、白色の線を境に赤色の領域と青色の領域が隣り合っている場合において、赤色の領域と青色の領域を併せた領域を炭化物複合体とする。
炭化物複合体の面積率は、上記の手法で抽出された炭化物複合体の面積Ｃ（μｍ２）を測定し、ＳＥＭ／ＥＢＳＤ法の測定面積（６００×６００μｍ２）で除した、Ｃ／（６００×６００）×１００％の計算式で算出することができ、円周方向５か所の平均の面積率をその試験片の面積率とする。
また、粗大なＭＣ型炭化物が生成すると焼付きが生じやすくなるため、ＭＣ型炭化物のサイズは円相当径で３０μｍ以下が好ましく、より好ましくは２５μｍ以下である。
本発明の熱間圧延用ロール外層材において、基地（炭化物以外の組織）は面積率で９０％以上がベイナイトおよび／または焼戻しマルテンサイトであることが好ましい。ベイナイトおよび／または焼戻しマルテンサイトの割合が面積率で９０％未満であると、耐摩耗性や耐疲労性が低下する。残部組織としては、オーステナイト、フェライト、パーライトが挙げられる。
つぎに、本発明の熱間圧延用ロール外層材および熱間圧延用複合ロールの製造方法について説明する。
熱間圧延用ロール外層材を鋳造する場合、まず、鋳型の内面に耐火物を１～５ｍｍ厚で被覆したのち、鋳型を所定の回転数で回転させ、上記した熱間圧延用ロール外層材の成分組成の溶湯（単に外層材溶湯と称する）を、所定の肉厚となるように注湯し、遠心鋳造する。なお、上記の耐火物には例えばジルコンを主材とした耐火物が挙げられる。
中間層を形成する場合には、外層材の凝固途中あるいは完全に凝固したのち、鋳型を回転させながら、中間層組成の溶湯を注湯し、遠心鋳造することが好ましい。外層あるいは中間層が完全に凝固したのち、鋳型の回転を停止し鋳型を立ててから、内層材を静置鋳造して、複合ロールとすることが好ましい。これにより、ロール外層材の内面側が再溶解され外層と内層、あるいは外層と中間層、中間層と内層とが溶着一体化した複合ロールとなる。
中間層を形成する場合は、中間層材として、黒鉛鋼、高炭素鋼、亜共晶鋳鉄等を用いることが好ましい。中間層と外層とは同じように一体溶着されており、外層材溶湯が中間層材溶湯へ１０～３５％の範囲で混入する。内層への外層成分の混入量を抑える観点から、外層と中間層の溶着を阻害しない範囲で、外層成分の中間層への混入量はできるだけ低減しておくことが肝要となる。なお、外層材溶湯が中間層材溶湯に混入する割合は、外層材溶湯の全体量に対して、中間層材溶湯を注湯したことで再溶解した外層材の量（（中間層材溶湯を注湯したことで再溶解した外層材の量）／（外層材溶湯の全体量）×１００％）で算出することができる。
以上より、外層、内層の２層以上を有する熱間圧延用複合ロールを得ることができる。特に、外層、中間層、内層の３層構造または外層、内層の２層構造を有する熱間圧延用複合ロールを得ることが好ましい。
図１は、従来技術である、遠心鋳造用鋳型の回転軸を中心として軸対称な遠心鋳造用鋳型の一例を示す概略側面図であり、図２は、本発明である遠心鋳造用鋳型の回転軸を中心として非軸対称な遠心鋳造用鋳型の一例を示す概略側面図である。図１において、１は軸対象の遠心鋳造用鋳型、２ａはローラー、３ａは回転軸、５ａは溶湯供給管である。図２において、４は非軸対象の遠心鋳造用鋳型、２ｂはローラー、３ｂは回転軸、５ｂは溶湯供給管である。
従来の遠心鋳造法では、図１に示すように、遠心鋳造用鋳型の回転軸３ａを中心として軸対称の遠心鋳造用鋳型１に溶湯供給管５ａから前記外層材溶湯を注ぎ、外層を形成させる。本発明の熱間圧延用ロール外層材の製造では、図２に示すように、非軸対称の遠心鋳造用鋳型４の回転軸３ｂを中心として非軸対称の遠心鋳造用鋳型４に溶湯供給管５ｂから外層材溶湯を注ぎ、ロール外層材を形成させることが必要である。遠心鋳造用鋳型４の回転軸を中心として点対称とならない部分を有する非軸対称の遠心鋳造用鋳型４を回転させると、遠心鋳造用鋳型４の重心が回転軸を通らないため、遠心鋳造用鋳型４に振動が生じる。そのため、当該鋳型に外層材溶湯を鋳込むことで、凝固中の外層材溶湯に振動を付与することができ、固体の再配列が生じる結果、ＭＣ型炭化物、Ｍ２Ｃ型炭化物、Ｍ６Ｃ型炭化物の中から１種以上の炭化物と、Ｍ７Ｃ３型炭化物またはＭ２３Ｃ６型炭化物の中から１種以上の炭化物とが隣接する領域である、炭化物複合体を形成するようになる。さらに、鋳型の振動によって基地組織が微細になり、絞りトラブルが発生しても、クラックが発生・進展しにくくなり、耐クラック性に優れた熱間圧延用ロール外層材を得ることができる。なお、鋳型の振動の有無は、後述するようにレーザー距離計（変位計）等を用いてレーザー距離計と鋳型外表面の間の距離を計測することによって測定することができる。
従来の遠心鋳造法では、図１に示すように、遠心鋳造用鋳型の回転軸３ａを中心として軸対称の遠心鋳造用鋳型１に溶湯供給管５ａから前記外層材溶湯を注ぎ、外層を形成させる。本発明の熱間圧延用ロール外層材の製造では、図２に示すように、非軸対称の遠心鋳造用鋳型４の回転軸３ｂを中心として非軸対称の遠心鋳造用鋳型４に溶湯供給管５ｂから外層材溶湯を注ぎ、ロール外層材を形成させることが必要である。遠心鋳造用鋳型４の回転軸を中心として点対称とならない部分を有する非軸対称の遠心鋳造用鋳型４を回転させると、遠心鋳造用鋳型４の重心が回転軸を通らないため、遠心鋳造用鋳型４に振動が生じる。そのため、当該鋳型に外層材溶湯を鋳込むことで、凝固中の外層材溶湯に振動を付与することができ、固体の再配列が生じる結果、ＭＣ型炭化物、Ｍ２Ｃ型炭化物、Ｍ６Ｃ型炭化物の中から１種以上の炭化物と、Ｍ７Ｃ３型炭化物またはＭ２３Ｃ６型炭化物の中から１種以上の炭化物とが隣接する領域である、炭化物複合体を形成するようになる。さらに、鋳型の振動によって基地組織が微細になり、絞りトラブルが発生しても、クラックが発生・進展しにくくなり、耐クラック性に優れた熱間圧延用ロール外層材を得ることができる。なお、鋳型の振動の有無は、後述するようにレーザー距離計（変位計）等を用いてレーザー距離計と鋳型外表面の間の距離を計測することによって測定することができる。
遠心鋳造法では、遠心鋳造用鋳型と接するローラーを回転させて遠心鋳造用鋳型を回転させるため、遠心鋳造用鋳型のローラーと接する箇所の形状は遠心鋳造用鋳型を回転させるうえで重要である。そのため、非軸対称の遠心鋳造用鋳型４を用いる場合であっても、遠心鋳造用鋳型４のローラー２ｂと接する箇所の形状は軸対称であることが必要であり、遠心鋳造用鋳型４のローラー２ｂと接していない箇所の形状が非軸対称となるようにする。
遠心鋳造用鋳型４に発生する振動の大きさ（振幅）は、レーザー距離計（変位計）等を用いてレーザー距離計と鋳型外表面の間の距離を計測することによって測定することができ、本発明の効果を得るためには、遠心鋳造用鋳型４が回転軸３ｂの垂直方向に１００μｍ以上変位するような振動を付与することが必要である。このような振動が発生するように、遠心鋳造用鋳型４の形状を決定する。レーザー距離計等で遠心鋳造用鋳型４の振動の振幅を正確に測定するため、振動の振幅を測定する位置は、遠心鋳造用鋳型４が回転軸３ｂを中心として軸対称の位置であることが必要である。例えば、図１または図２において、ローラー２ａまたは２ｂの延長線上の位置にレーザー距離計を設置し、レーザー距離計と鋳型外表面間の距離を測定する。測定された距離データのうち、最大値と最小値の差を振動の振幅とする。なお、遠心鋳造用鋳型４の回転数によって振動の振幅の値が変化するため、振動の振幅を測定する場合は、遠心鋳造を行う回転数で鋳型を回転させた状態で行うことが好ましい。遠心鋳造用鋳型４に発生する振動の振幅を正確に評価するため、レーザー距離計と鋳型外表面の間の距離を測定する場合には、サンプリング周期を０．１ｓ以下とすることが好ましい。また、鋳型外表面の表面粗さが振動の振幅の値に影響する可能性が有るため、非軸対称の鋳型の振動の振幅を測定する場合は、軸対称の鋳型と鋳型外表面の表面粗さが同一になるように機械加工することが必要である。
本発明の熱間圧延用複合ロールは、鋳造後、熱処理（焼入れ、焼戻し）を施すことが好ましい。熱処理は、９００～１１００℃に加熱し空冷あるいは衝風空冷する焼入れ工程と、さらに４５０～５７０℃に加熱保持した後、冷却（空冷、衝風空冷、炉冷）する焼戻し工程を２回以上行うことが好ましい。あるいは、鋳造後、焼入れを行わず、４００～５２０℃に加熱保持した後、冷却（空冷、衝風空冷、炉冷）する焼戻し工程を２回以上行っても良い。
なお、本発明の熱間圧延用複合ロールにおける外層材表面の好ましい硬さは、７５～８６ＨＳ（ショア硬さ）である。７５ＨＳよりも硬さが低いと、耐摩耗性が劣化しやすくなるため、７５ＨＳ以上が好ましい。より好ましくは７６ＨＳ以上である。逆に硬さが８６ＨＳを超えると、熱間圧延中に熱間圧延用ロール表面に形成されたクラックを研削により除去し難くなる。より好ましい硬さは８５ＨＳ以下である。
本発明の熱間圧延用ロール外層材は、遠心鋳造法により製造され、そのままリングロール、スリーブロールとすることもできるが、熱間仕上げ圧延スタンド用として好適な、熱間圧延用複合ロールの外層材として適用される。また、本発明の熱間圧延用複合ロールは、外層と、該外層と溶着一体化した内層とからなる。なお、外層と内層との間に中間層を配してもよい。すなわち、外層と溶着一体化した内層に代えて、外層と溶着一体化した中間層および該中間層と溶着一体化した内層としてもよい。本発明では、中間層の組成はとくに限定されないが、Ｃ：１．５～３．０質量％の高炭素材とすることが好ましい。
表１の試験鋼Ｎｏ．１～２７に示すロール外層材溶湯を高周波誘導炉で溶解し、遠心鋳造法により、リング状試験材６（外径２５０ｍｍ、内径１７０ｍｍ、奥行き７０ｍｍ）を作製した。遠心鋳造用鋳型には、遠心鋳造用鋳型の厚みを周方向で１～５ｍｍ変化させて作製した非軸対称の遠心鋳造用鋳型を用いた。なお、当該鋳型の内径は２５０ｍｍであり、鋳型厚みを周方向で変化させているため、鋳型の外径が周方向で変化している。遠心鋳造用鋳型は円盤状の鋼材（外径３５０ｍｍ）に固定され、円盤状の鋼材を介してモーターと接続されている。円盤状の鋼材の中心と回転軸は一致しており、円盤状の鋼材の外表面からおよそ１０ｍｍ離れた位置にレーザー距離計を設置し、サンプリング周期０．１ｓで円盤状の鋼材とレーザー距離計の間の距離を測定し、遠心鋳造用鋳型の振動の振幅を測定した。外層材溶湯を鋳込む前にレーザー距離計で測定した遠心鋳造用鋳型の振動の振幅（（レーザー距離計で測定されたレーザー距離計と遠心鋳造用鋳型の間の距離の最大値）－（レーザー距離計で測定されたレーザー距離計と遠心鋳造用鋳型の間の距離の最小値））は２０２μｍであった。
鋳込み温度は１４２０℃、リング状試験材外表面における遠心力は重力倍数で１２０Ｇとした。鋳造後、１０００℃から焼入れ、５１０℃の焼戻し処理を３回行った。得られたリング状試験材から、硬さ試験片、ＥＢＳＤ測定用試験片、落重式摩擦熱衝撃試験片および熱間摩耗試験片を採取して、硬さ試験、ＥＢＳＤ測定、落重式摩擦熱衝撃試験および熱間摩耗試験を実施した。基準材（従来例であり、比較鋼である）として、表１の試験鋼Ｎｏ．２８に示す成分について、軸対称の遠心鋳造用鋳型を用いて、リング状試験材を作製し、鋳造後、９５０℃から焼入れ、５００℃で焼戻し処理を２回行った。外層材溶湯を鋳込む前にレーザー距離計で測定した遠心鋳造用鋳型の振動の振幅は５８μｍであった。
鋳込み温度は１４２０℃、リング状試験材外表面における遠心力は重力倍数で１２０Ｇとした。鋳造後、１０００℃から焼入れ、５１０℃の焼戻し処理を３回行った。得られたリング状試験材から、硬さ試験片、ＥＢＳＤ測定用試験片、落重式摩擦熱衝撃試験片および熱間摩耗試験片を採取して、硬さ試験、ＥＢＳＤ測定、落重式摩擦熱衝撃試験および熱間摩耗試験を実施した。基準材（従来例であり、比較鋼である）として、表１の試験鋼Ｎｏ．２８に示す成分について、軸対称の遠心鋳造用鋳型を用いて、リング状試験材を作製し、鋳造後、９５０℃から焼入れ、５００℃で焼戻し処理を２回行った。外層材溶湯を鋳込む前にレーザー距離計で測定した遠心鋳造用鋳型の振動の振幅は５８μｍであった。
硬さ試験は次の通りとした。リング状試験材６の任意の位置から２０×２０×１０ｍｍの硬さ試験片を採取した（１０ｍｍはリング状試験材の半径方向である）。得られた硬さ試験片について、２０×２０ｍｍの面を硬さ測定面とし、ＪＩＳ Ｚ ２２４４の規定に準拠して、ビッカース硬さ計（試験力：５０ｋｇｆ（４９０Ｎ））でビッカース硬さＨＶ５０を測定し、ＪＩＳ Ｂ ７７３１の換算式で換算ショア硬さＶＨＳ（ＨＳ）を算出した。なお、測定点は各１０点とし、最高値、最低値を削除した８点の平均値を算出し、その試験材の硬さとした。
ＥＢＳＤ測定は、次の通りとした。図３に示すように、リング状試験材６の外表面から１０ｍｍ内部の位置から１０×１０×５ｍｍ（５ｍｍはリング状試験材の半径方向である）のＥＢＳＤ測定用試験片７を５個採取した。得られた試験片について、１０×１０ｍｍの面を鏡面研磨後に加速電圧１５ｋＶ、倍率１５０倍、ステップサイズ０．５μｍで、６００×６００μｍ２の領域のＥＢＳＤ測定を行った。なお、ＥＢＳＤ測定前に、ＭＣ型炭化物、Ｍ２Ｃ型炭化物、Ｍ６Ｃ型炭化物、Ｍ７Ｃ３型炭化物、Ｍ２３Ｃ６型炭化物が測定されるように、株式会社ＴＳＬソリューションズ製のＯＩＭ Ｄａｔａ Ｃｏｌｌｅｃｔｉｏｎの設定を行った。得られたデータをＥＤＡＸ社製のＯＩＭ Ａｎａｌｙｓｉｓを用いて画像処理を行い、Ａ群（Ｍ２Ｃ型炭化物、Ｍ６Ｃ型炭化物、ＭＣ型炭化物）に属する炭化物を赤色、Ｂ群（Ｍ７Ｃ３型炭化物、Ｍ２３Ｃ６型炭化物）に属する炭化物を青色、上記以外の相を黒色、隣接する測定データとの方位差が１５°以上の境界を白色で表示した組織画像を得た。この組織画像を用いて、白色の線を境に赤色の領域と青色の領域が隣り合っている場合、赤色の領域と青色の領域を併せた領域を炭化物複合体と判定し、６００×６００μｍ２の領域内の炭化物複合体の面積Ｃ（μｍ２）を算出した。炭化物複合体の面積率は、面積ＣをＳＥＭ／ＥＢＳＤ法の測定面積（６００×６００μｍ２）で除した、Ｃ／（６００×６００）×１００％の計算式で算出し、５個の試験片の平均の面積率を、その試験材の面積率とした。
落重式摩擦熱衝撃試験方法は次の通りとした。得られたリング状試験材６から落重式摩擦熱衝撃試験片１２（３０×２０×２０ｍｍ）を採取した。落重式摩擦熱衝撃試験は、図４に示すように、高さ１ｍの位置にある重錘８（５０ｋｇ）をラック９に落下させた時のエネルギーを利用して軟鋼製の相手片１０を取り付けたピニオン１１を回転させ、試験片１２に相手片１０を強く擦り付けた。試験後の試験片表面の写真を撮影し、相手片１０が付着した面積と相手片１０が接触した面積をそれぞれ測定し、焼付き面積率（＝（相手片１０が付着した面積）／（相手片１０が接触した面積）×１００％）を算出して、耐焼付き性を評価した。焼付き面積率が４５％未満の時に「〇」とし、耐焼付き性は合格と判断した。
熱間摩耗試験は次の通りとした。得られたリング状試験材６から熱間摩耗試験片１３（外径６０ｍｍφ、肉厚１０ｍｍ）を採取した。
熱間摩耗試験は、図５に示すように、試験片１３と相手片１６との２円盤転がりすべり方式で行った。試験片１３を冷却水１４で水冷しながら７００ｒｐｍで回転させ、回転する該試験片１３に、高周波誘導加熱コイル１５で８００℃に加熱した相手片（材質：Ｓ４５Ｃ、外径：１９０ｍｍφ、幅：１５ｍｍ、Ｃ１面取り）１６を荷重４９０Ｎで接触させながら、すべり率：９％で１２０分間転動させた。試験後の試験片１３の摩耗量（試験前の摩耗試験片の外周１３Ａと試験後の摩耗試験片の外周１３Ｂから算出）を測定し、従来技術で製造したＮｏ．２８を基準とし、基準値に対する各試験片の摩耗量の比を、摩耗比（＝（基準片の摩耗量）／（各試験片の摩耗量））を算出して耐摩耗性を評価した。耐摩耗性は、摩耗比が１．０倍以上の時に「〇」とし、耐摩耗性は合格と判断した。
熱間摩耗試験は、図５に示すように、試験片１３と相手片１６との２円盤転がりすべり方式で行った。試験片１３を冷却水１４で水冷しながら７００ｒｐｍで回転させ、回転する該試験片１３に、高周波誘導加熱コイル１５で８００℃に加熱した相手片（材質：Ｓ４５Ｃ、外径：１９０ｍｍφ、幅：１５ｍｍ、Ｃ１面取り）１６を荷重４９０Ｎで接触させながら、すべり率：９％で１２０分間転動させた。試験後の試験片１３の摩耗量（試験前の摩耗試験片の外周１３Ａと試験後の摩耗試験片の外周１３Ｂから算出）を測定し、従来技術で製造したＮｏ．２８を基準とし、基準値に対する各試験片の摩耗量の比を、摩耗比（＝（基準片の摩耗量）／（各試験片の摩耗量））を算出して耐摩耗性を評価した。耐摩耗性は、摩耗比が１．０倍以上の時に「〇」とし、耐摩耗性は合格と判断した。
耐疲労性は熱間摩耗試験で評価した。得られたリング状試験材６から熱間摩耗試験片１３（外径６０ｍｍφ、肉厚１０ｍｍ）を採取した。熱間摩耗試験は、図５に示すように、試験片１３と相手片１６との２円盤転がりすべり方式で行った。試験片１３を冷却水１４で水冷しながら１０ｒｐｍで回転させ、回転する該試験片１３に、高周波誘導加熱コイル１５で１０００℃に加熱した相手片（材質：Ｓ４５Ｃ、外径：１９０ｍｍφ、幅：１５ｍｍ、Ｃ１面取り）１６を荷重９８０Ｎで接触させながら、すべり率：５％で２４０分間転動させた。図６に示すように、試験後の試験片の任意の３か所から断面観察用試験片１７を採取し、各断面観察用試験片のいずれか一つの切断面を鏡面研磨したのち光学顕微鏡で観察を行い、熱間摩耗試験片１３の表面（相手片１６との接触面）に形成されたクラック１８の深さを測定した。なお、試験片の端部に存在するクラック１８は試験片材質ではなく試験片形状に起因して発生したものであるため、クラック１８の一部分あるいはクラック全体が試験片両側１ｍｍの範囲に含まれる場合は、当該クラック１８を測定対象から除外した。最大のクラック深さが１．２ｍｍ未満の時に「〇」とし、耐疲労性は合格と判断した。
総合評価は、耐摩耗性、耐疲労性および耐焼付き性がともに「〇」である場合を合格とした。
表２より、本発明例は従来技術の比較例Ｎｏ．２８と同等以上の耐摩耗性を有しながら、優れた耐疲労性および耐焼付き性を有していることが分かる。
比較例のＮｏ．１１はＣの含有量が本発明の範囲を下回っていたため、硬さが低下し、摩耗比が所望の値に達しなかった。
比較例のＮｏ．１２はＳｉの含有量が本発明の範囲を下回っていたため、摩耗比が所望の値に達しなかった。
比較例のＮｏ．１３はＭｎの含有量が本発明の範囲を下回っていたため、摩耗比が所望の値に達しなかった。
比較例のＮｏ．１４はＶの含有量が本発明の範囲を下回っていたため、ＭＣ型炭化物の量が減少したと考えられる。その結果、摩耗比が所望の値に達しなかった。
比較例のＮｏ．１５はＶの含有量が本発明の範囲を上回っていたため、粗大なＭＣ型炭化物が形成されたと考えられ、焼付き面積率が所望の値に達しなかった。
比較例のＮｏ．１６はＣｒの含有量が本発明の範囲を下回っていたため、耐焼付き性が所望の値に達しなかった。また、炭化物の全体量が減少したと考えられ、摩耗比が所望の値に達しなかった。
比較例のＮｏ．１７はＣｒの含有量が本発明の範囲を上回っていたため、最大クラック深さが所望の値に達しなかった。
比較例のＮｏ．１８はＭｏの含有量が本発明の範囲を下回っていたため、耐焼付き性が所望の値に達しなかった。また、炭化物の量が減少したため、摩耗比が所望の値に達しなかった。
比較例のＮｏ．１９はＭｏの含有量が本発明の範囲を上回っていたため、最大クラック深さおよび焼付き面積率が所望の値に達しなかった。
比較例のＮｏ．２０はＮｉの含有量が本発明の範囲を下回っていたため、焼入れ性が不足し、摩耗比が所望の値に達しなかった。
比較例のＮｏ．２１はＮｉの含有量が本発明の範囲を上回っていたため、オーステナイトが多量に残留して硬さが低下し、摩耗比が所望の値に達しなかった。また、硬さの低下によって、落重式摩擦熱衝撃試験を行った時に落重式摩擦熱衝撃試験片の表面が僅かに変形したと考えられる。その結果、焼付き面積率も所望の値に達しなかった。また最大クラック深さも所望の値に達しなかった。
比較例のＮｏ．２２はＮｂの含有量が本発明の範囲を下回っていたため、摩耗比が所望の値に達しなかった。また最大クラック深さも所望の値に達しなかった。
比較例のＮｏ．２３はＮｂの含有量が本発明の範囲を上回っていたため、粗大なＭＣ型炭化物が形成され、焼付き面積率が所望の値に達しなかった。また最大クラック深さも所望の値に達しなかった。
比較例のＮｏ．２４はＷの含有量が本発明の範囲を上回っていたため、最大クラック深さおよび耐焼付き性が所望の値に達しなかった。また、粗大なＭ２Ｃ型炭化物およびＭ６Ｃ型炭化物が形成されたため、摩耗比が所望の値に達しなかった。
比較例のＮｏ．２５は（２）式が本発明の範囲を下回っていたため、耐焼付き性が所望の値に達しなかった。
比較例のＮｏ．２６はＴｉの含有量が本発明の範囲を上回っていたため、粗大なＴｉ系炭化物が形成され、耐焼付き性が所望の値に達しなかった。また最大クラック深さも所望の値に達しなかった。
比較例のＮｏ．２７は（１）式が本発明の範囲を上回っていたため、耐焼付き性が所望の値に達しなかった。
比較例のＮｏ．２８は（１）式および（２）式が本発明の範囲外であり、耐焼付き性が所望の値に達しなかった。また最大クラック深さも所望の値に達しなかった。
したがって、本発明によれば、耐摩耗性、耐疲労性および耐焼付き性に優れた熱間圧延用ロール外層材および熱間圧延用複合ロールを製造することが可能となる。その結果、被圧延材の表面品質の著しい向上およびロール寿命の向上を達成できるという効果もある。
比較例のＮｏ．１２はＳｉの含有量が本発明の範囲を下回っていたため、摩耗比が所望の値に達しなかった。
比較例のＮｏ．１３はＭｎの含有量が本発明の範囲を下回っていたため、摩耗比が所望の値に達しなかった。
比較例のＮｏ．１４はＶの含有量が本発明の範囲を下回っていたため、ＭＣ型炭化物の量が減少したと考えられる。その結果、摩耗比が所望の値に達しなかった。
比較例のＮｏ．１５はＶの含有量が本発明の範囲を上回っていたため、粗大なＭＣ型炭化物が形成されたと考えられ、焼付き面積率が所望の値に達しなかった。
比較例のＮｏ．１６はＣｒの含有量が本発明の範囲を下回っていたため、耐焼付き性が所望の値に達しなかった。また、炭化物の全体量が減少したと考えられ、摩耗比が所望の値に達しなかった。
比較例のＮｏ．１７はＣｒの含有量が本発明の範囲を上回っていたため、最大クラック深さが所望の値に達しなかった。
比較例のＮｏ．１８はＭｏの含有量が本発明の範囲を下回っていたため、耐焼付き性が所望の値に達しなかった。また、炭化物の量が減少したため、摩耗比が所望の値に達しなかった。
比較例のＮｏ．１９はＭｏの含有量が本発明の範囲を上回っていたため、最大クラック深さおよび焼付き面積率が所望の値に達しなかった。
比較例のＮｏ．２０はＮｉの含有量が本発明の範囲を下回っていたため、焼入れ性が不足し、摩耗比が所望の値に達しなかった。
比較例のＮｏ．２１はＮｉの含有量が本発明の範囲を上回っていたため、オーステナイトが多量に残留して硬さが低下し、摩耗比が所望の値に達しなかった。また、硬さの低下によって、落重式摩擦熱衝撃試験を行った時に落重式摩擦熱衝撃試験片の表面が僅かに変形したと考えられる。その結果、焼付き面積率も所望の値に達しなかった。また最大クラック深さも所望の値に達しなかった。
比較例のＮｏ．２２はＮｂの含有量が本発明の範囲を下回っていたため、摩耗比が所望の値に達しなかった。また最大クラック深さも所望の値に達しなかった。
比較例のＮｏ．２３はＮｂの含有量が本発明の範囲を上回っていたため、粗大なＭＣ型炭化物が形成され、焼付き面積率が所望の値に達しなかった。また最大クラック深さも所望の値に達しなかった。
比較例のＮｏ．２４はＷの含有量が本発明の範囲を上回っていたため、最大クラック深さおよび耐焼付き性が所望の値に達しなかった。また、粗大なＭ２Ｃ型炭化物およびＭ６Ｃ型炭化物が形成されたため、摩耗比が所望の値に達しなかった。
比較例のＮｏ．２５は（２）式が本発明の範囲を下回っていたため、耐焼付き性が所望の値に達しなかった。
比較例のＮｏ．２６はＴｉの含有量が本発明の範囲を上回っていたため、粗大なＴｉ系炭化物が形成され、耐焼付き性が所望の値に達しなかった。また最大クラック深さも所望の値に達しなかった。
比較例のＮｏ．２７は（１）式が本発明の範囲を上回っていたため、耐焼付き性が所望の値に達しなかった。
比較例のＮｏ．２８は（１）式および（２）式が本発明の範囲外であり、耐焼付き性が所望の値に達しなかった。また最大クラック深さも所望の値に達しなかった。
したがって、本発明によれば、耐摩耗性、耐疲労性および耐焼付き性に優れた熱間圧延用ロール外層材および熱間圧延用複合ロールを製造することが可能となる。その結果、被圧延材の表面品質の著しい向上およびロール寿命の向上を達成できるという効果もある。
１ 遠心鋳造用鋳型（軸対称）
２ａ、２ｂ ローラー
３ａ、３ｂ 回転軸
４ 遠心鋳造用鋳型（非軸対称）
５ａ、５ｂ 溶湯供給管
６ リング状試験材
７ ＥＢＳＤ測定用試験片
８ 重錘
９ ラック
１０ 相手片
１１ ピニオン
１２ 落重式摩擦熱衝撃試験片
１３ 熱間摩耗試験片（試験片）
１３Ａ 試験前の摩耗試験片の外周
１３Ｂ 試験後の摩耗試験片の外周
１４ 冷却水
１５ 高周波誘導加熱コイル
１６ 相手片
１７ 断面観察用試験片
１８ クラック
２ａ、２ｂ ローラー
３ａ、３ｂ 回転軸
４ 遠心鋳造用鋳型（非軸対称）
５ａ、５ｂ 溶湯供給管
６ リング状試験材
７ ＥＢＳＤ測定用試験片
８ 重錘
９ ラック
１０ 相手片
１１ ピニオン
１２ 落重式摩擦熱衝撃試験片
１３ 熱間摩耗試験片（試験片）
１３Ａ 試験前の摩耗試験片の外周
１３Ｂ 試験後の摩耗試験片の外周
１４ 冷却水
１５ 高周波誘導加熱コイル
１６ 相手片
１７ 断面観察用試験片
１８ クラック
Claims (5)
- 質量％で、
Ｃ：１．５～２．３％、
Ｓｉ：０．３～２．０％、
Ｍｎ：０．３～２．０％、
Ｃｒ：３．５～７．０％、
Ｍｏ：３．０～６．０％、
Ｖ：３．０～５．０％、
Ｎｂ：０．１～２．０％、
Ａｌ：０．０１～０．１０％、
Ｎｉ：０．０２～２．００％、
Ｎ：０．０５０％以下、
を含有し、
あるいは、さらに、
Ｔｉ：０．５０％以下、
Ｂ：０．０９０％以下、
Ｃｏ：１．０％以下、
Ｗ：１．５％以下、
Ｚｒ：０．５０％以下、
のうちから選ばれた１種または２種以上を含有し、
残部Ｆｅおよび不可避的不純物からなり、
Ｃｒ、Ｍｏ、Ｗ、Ｖ、Ｎｂの含有量が下記（１）式および（２）式を満足する成分組成を有し、
且つ、下記Ａ群およびＢ群からそれぞれ一つ以上選択される炭化物の間の最短距離が２μｍ以下である炭化物を有し、さらに大きさが円相当径に換算して１０μｍ以上１５０μｍ以下である炭化物複合体が分散することを特徴とする熱間圧延用ロール外層材。
０．８５≦％Ｃｒ／（％Ｍｏ＋％Ｗ／２）≦１．１５ ・・・ （１）
（％Ｃｒ＋％Ｍｏ＋％Ｗ）／（％Ｖ＋％Ｎｂ）≧２．２・・・ （２）
ここで、％Ｃｒ、％Ｍｏ、％Ｗ、％Ｖ、％Ｎｂは各元素の含有量（質量％）であり、含有しない元素は０とする。
Ａ群：Ｍ２Ｃ型炭化物、Ｍ６Ｃ型炭化物、ＭＣ型炭化物
Ｂ群：Ｍ７Ｃ３型炭化物、Ｍ２３Ｃ６型炭化物 - 前記炭化物複合体が面積率で、２．０％以上であることを特徴とする請求項１に記載の熱間圧延用ロール外層材。
- 遠心鋳造用鋳型の回転軸に垂直な断面において遠心鋳造用鋳型の回転軸を中心として点対称とならない部分を有する非軸対称の遠心鋳造用鋳型を用いて、前記成分組成の溶湯を鋳込み、請求項１または２に記載の熱間圧延用ロール外層材を形成することを特徴とする熱間圧延用ロール外層材の製造方法。
- 外層、内層の２層以上を有する熱間圧延用複合ロールであって、前記外層が請求項１または２に記載の熱間圧延用ロール外層材からなることを特徴とする熱間圧延用複合ロール。
- 請求項３に記載の熱間圧延用ロール外層材の製造方法により得られた外層材を用いることを特徴とする熱間圧延用複合ロールの製造方法。
Priority Applications (1)
| Application Number | Priority Date | Filing Date | Title |
|---|---|---|---|
| JP2022146745A JP7726164B2 (ja) | 2022-09-15 | 2022-09-15 | 熱間圧延用ロール外層材、その製造方法、熱間圧延用複合ロールおよびその製造方法 |
Applications Claiming Priority (1)
| Application Number | Priority Date | Filing Date | Title |
|---|---|---|---|
| JP2022146745A JP7726164B2 (ja) | 2022-09-15 | 2022-09-15 | 熱間圧延用ロール外層材、その製造方法、熱間圧延用複合ロールおよびその製造方法 |
Publications (2)
| Publication Number | Publication Date |
|---|---|
| JP2024042197A JP2024042197A (ja) | 2024-03-28 |
| JP7726164B2 true JP7726164B2 (ja) | 2025-08-20 |
Family
ID=90418038
Family Applications (1)
| Application Number | Title | Priority Date | Filing Date |
|---|---|---|---|
| JP2022146745A Active JP7726164B2 (ja) | 2022-09-15 | 2022-09-15 | 熱間圧延用ロール外層材、その製造方法、熱間圧延用複合ロールおよびその製造方法 |
Country Status (1)
| Country | Link |
|---|---|
| JP (1) | JP7726164B2 (ja) |
Families Citing this family (2)
| Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
|---|---|---|---|---|
| JP7798087B2 (ja) * | 2023-06-15 | 2026-01-14 | Ｊｆｅスチール株式会社 | 熱間圧延用ロール外層材およびその製造方法、ならびに熱間圧延用複合ロール |
| JP7772287B1 (ja) * | 2024-03-29 | 2025-11-18 | 株式会社プロテリアル | 圧延用遠心鋳造複合ロール |
Citations (4)
| Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
|---|---|---|---|---|
| JP2007196257A (ja) | 2006-01-26 | 2007-08-09 | Hitachi Metals Ltd | 圧延用ロール |
| WO2015045984A1 (ja) | 2013-09-25 | 2015-04-02 | 日立金属株式会社 | 遠心鋳造製熱間圧延用複合ロール |
| JP2016043388A (ja) | 2014-08-25 | 2016-04-04 | 株式会社クボタ | 圧延用複合ロールの外層材及び圧延用複合ロール |
| WO2018147370A1 (ja) | 2017-02-08 | 2018-08-16 | 日立金属株式会社 | 圧延用複合ロール及びその製造方法 |
-
2022
- 2022-09-15 JP JP2022146745A patent/JP7726164B2/ja active Active
Patent Citations (4)
| Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
|---|---|---|---|---|
| JP2007196257A (ja) | 2006-01-26 | 2007-08-09 | Hitachi Metals Ltd | 圧延用ロール |
| WO2015045984A1 (ja) | 2013-09-25 | 2015-04-02 | 日立金属株式会社 | 遠心鋳造製熱間圧延用複合ロール |
| JP2016043388A (ja) | 2014-08-25 | 2016-04-04 | 株式会社クボタ | 圧延用複合ロールの外層材及び圧延用複合ロール |
| WO2018147370A1 (ja) | 2017-02-08 | 2018-08-16 | 日立金属株式会社 | 圧延用複合ロール及びその製造方法 |
Also Published As
| Publication number | Publication date |
|---|---|
| JP2024042197A (ja) | 2024-03-28 |
Similar Documents
| Publication | Publication Date | Title |
|---|---|---|
| US9358758B2 (en) | Centrifugally cast hot-rolling composite roll | |
| US9718106B2 (en) | Centrifugally cast, hot-rolling composite roll | |
| JP7400718B2 (ja) | 圧延用遠心鋳造複合ロール及びその製造方法 | |
| JPWO2018147370A1 (ja) | 圧延用複合ロール及びその製造方法 | |
| JP2898749B2 (ja) | 高耐摩耗ロール材およびその製造法 | |
| JP7726164B2 (ja) | 熱間圧延用ロール外層材、その製造方法、熱間圧延用複合ロールおよびその製造方法 | |
| CN110290880B (zh) | 轧制用复合辊及其制造方法 | |
| JP6331128B2 (ja) | 圧延用複合ロール及びその製造方法 | |
| JP6669109B2 (ja) | 熱間圧延用ロール外層材および熱間圧延用複合ロール | |
| JP6331129B2 (ja) | 圧延用複合ロール及びその製造方法 | |
| JP4311073B2 (ja) | 熱間圧延用ロール外層材および熱間圧延用複合ロール | |
| JP7687305B2 (ja) | 熱間圧延用ロール外層材および熱間圧延用複合ロール | |
| JP2618309B2 (ja) | 遠心鋳造製スリーブロールとその製造方法 | |
| JP4123903B2 (ja) | 熱間圧延用ロール外層材および熱間圧延用複合ロール | |
| JP2013087333A (ja) | 耐疲労性に優れた熱間圧延用遠心鋳造製ロール外層材および熱間圧延用遠心鋳造製複合ロール | |
| JP3729178B2 (ja) | 冷間圧延用遠心鋳造製複合ワークロール | |
| WO2018047444A1 (ja) | 熱間圧延用ロール外層材および熱間圧延用複合ロール | |
| JP7136037B2 (ja) | 熱間圧延用ロール外層材および熱間圧延用複合ロール | |
| JP7400771B2 (ja) | 熱間圧延用ロール外層材および熱間圧延用複合ロール | |
| JP2025058885A (ja) | 熱間圧延用ロール外層材及びその製造方法並びに熱間圧延用複合ロール | |
| JP5867143B2 (ja) | 耐疲労性に優れた熱間圧延用遠心鋳造製ロール外層材および熱間圧延用遠心鋳造製複合ロール、ならびにそれらの製造方法 | |
| JPH09170041A (ja) | 遠心鋳造製ロールとその製造方法 | |
| JP2025182327A (ja) | 熱間圧延用ロール外層材およびその製造方法、ならびに熱間圧延用複合ロール | |
| JP2026055842A (ja) | 熱間圧延用ロール外層材、熱間圧延用ロール外層材を鋳造する遠心鋳造用金型、熱間圧延用ロール外層材の製造方法、および、熱間圧延用複合ロール | |
| WO2025120736A1 (ja) | 熱間圧延用遠心鋳造製複合ロール及びその製造方法 |
Legal Events
| Date | Code | Title | Description |
|---|---|---|---|
| A621 | Written request for application examination |
Free format text: JAPANESE INTERMEDIATE CODE: A621 Effective date: 20240423 |
|
| A977 | Report on retrieval |
Free format text: JAPANESE INTERMEDIATE CODE: A971007 Effective date: 20250226 |
|
| A131 | Notification of reasons for refusal |
Free format text: JAPANESE INTERMEDIATE CODE: A131 Effective date: 20250318 |
|
| A521 | Request for written amendment filed |
Free format text: JAPANESE INTERMEDIATE CODE: A523 Effective date: 20250430 |
|
| TRDD | Decision of grant or rejection written | ||
| A01 | Written decision to grant a patent or to grant a registration (utility model) |
Free format text: JAPANESE INTERMEDIATE CODE: A01 Effective date: 20250708 |
|
| A61 | First payment of annual fees (during grant procedure) |
Free format text: JAPANESE INTERMEDIATE CODE: A61 Effective date: 20250721 |
|
| R150 | Certificate of patent or registration of utility model |
Ref document number: 7726164 Country of ref document: JP Free format text: JAPANESE INTERMEDIATE CODE: R150 |