WO2020218276A1 - 渦電流式減速装置用ロータ - Google Patents

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岡田　浩一
野口　泰隆
今西　憲治
方宏 田坂
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    • Y02T10/60—Other road transportation technologies with climate change mitigation effect
    • Y02T10/64—Electric machine technologies in electromobility

Definitions

  • the present disclosure relates to a rotor, and more particularly to a rotor for an eddy current type reduction gear used in an eddy current type reduction gear (retarder).
  • eddy current speed reducer is also called a retarder.
  • an eddy current type reduction device is operated. By operating the eddy current type reduction gear, the braking force can be further increased and the traveling speed of a large vehicle can be effectively reduced.
  • An eddy current speed reducer using a permanent magnet includes a rotor and a stator housed in the rotor.
  • the rotor includes, for example, a cylindrical portion (drum), an annular wheel portion for fixing the rotor to the propeller shaft, and a plurality of arm portions connecting the cylindrical portion and the wheel portion.
  • the stator includes a cylindrical body, two types of permanent magnets having different polarities, and a plurality of pole pieces. A plurality of permanent magnets having different polarities are alternately arranged in the circumferential direction on the outer peripheral surface of the cylinder.
  • the pole piece is arranged between the inner peripheral surface of the cylindrical portion of the rotor and the permanent magnet.
  • a cylinder to which a plurality of permanent magnets are attached can rotate around the axis of the cylinder independently of the plurality of pole pieces.
  • the braking force depends on the amount of eddy current generated in the cylindrical part of the rotor during braking. Therefore, it is preferable that the amount of eddy current generated in the cylindrical portion of the rotor during braking is large. In order to increase the amount of eddy current generated during braking, it is preferable that the electric resistance of the cylindrical portion of the rotor is low.
  • the rotor is heated by the Joule heat generated with the eddy current.
  • the rotor is rapidly cooled (air-cooled) by a plurality of cooling fins formed on the outer peripheral surface of the cylindrical portion. That is, the rotor is loaded with a thermal cycle by repeating braking and non-braking. Therefore, the rotor for an eddy current type speed reducer is required to have not only low electric resistance but also high high temperature strength.
  • Patent Document 1 A technique for obtaining high high-temperature strength while reducing electrical resistance in a rotor for an eddy current type speed reducer is disclosed in Japanese Patent Application Laid-Open No. 8-49041 (Patent Document 1).
  • the rotor material for a vortex current type speed reducer described in Patent Document 1 has a mass% of C: 0.05 to 0.15%, Si: 0.10 to 0.40%, and Mn: 0.5 to 1. 0.0%, P: 0.05% or less, Ni: 0.50% or less, Mo: 0.2 to 1.0%, Nb: 0.01 to 0.03%, V: 0.03 to 0. 07%, B: 0.0005 to 0.003%, Sol. Al: 0.02 to 0.09%, N: 0.01% or less, and the balance is substantially composed of Fe.
  • the electric resistance of the rotor material is reduced by reducing the contents of P, Ni, and Mn, which are elements that increase the electric resistance. Further, by containing B, the high temperature strength of the rotor material is increased.
  • the rotor is loaded with a thermal cycle by repeating braking and non-braking of the eddy current type speed reducer.
  • An object of the present disclosure is to provide a rotor for an eddy current speed reducer, which has low electrical resistance and high high temperature strength, and can suppress a decrease in high temperature strength due to the cumulative operating time of the eddy current speed reducer. Is.
  • the rotor for an eddy current type speed reducer is Equipped with a cylindrical part,
  • the chemical composition of the cylindrical portion is mass%.
  • Al 0.030 to 0.100%
  • B 0.0005 to 0.0050%
  • N 0.003 to 0.010%
  • Cu 0 to 0.20%
  • Ni 0 to 0.20%
  • Cr 0 to 0.10%
  • Remaining Fe and impurities
  • the total area ratio of martensite and bainite in the microstructure is over 95.0%.
  • the number density of carbides having a circle equivalent diameter of 100 to 500 nm is 0.35 to 0.75 pieces / ⁇ m 2 .
  • the rotor for an eddy current type speed reducer according to the present disclosure has low electric resistance and high high temperature strength, and can suppress a decrease in high temperature strength due to the cumulative operating time of the eddy current type speed reducer.
  • FIG. 1 is a front view of an eddy current type speed reducer to which the rotor for the eddy current type speed reducer of the present embodiment is applied.
  • FIG. 2 is a cross-sectional view of the eddy current type reduction device shown in FIG. 1 in the axial direction of the propeller shaft when the eddy current type reduction device is fixed to the propeller shaft.
  • FIG. 3 is a cross-sectional view (diameter cross-sectional view) perpendicular to the axial direction of the eddy current type speed reducer during non-braking.
  • FIG. 4 is a cross-sectional view (diameter cross-sectional view) perpendicular to the axial direction of the eddy current type speed reducer during braking.
  • the present inventors have investigated means for a rotor for an eddy current type speed reducer, which has low electric resistance and high high temperature strength, and can suppress a decrease in high temperature strength due to the cumulative operating time of the eddy current type speed reducer. And examination.
  • the present inventors have a chemical composition of C: 0.05 to 0.15%, Si: 0.10 to 0.40%, Mn: 0.50 to 1.00%, P: 0 in mass%. .030% or less, S: 0.030% or less, Mo: 0.20 to 1.00%, Nb: 0.020 to 0.060%, V: 0.040 to 0.080%, sol.
  • the tensile strength TS1 (MPa) of the held steel material at 650 ° C. was determined. Then, the difference between the tensile strength TS0 and the tensile strength TS1 is defined as the tensile strength difference ⁇ TS (MPa).
  • ⁇ TS tensile strength difference
  • the present inventors investigated the mechanism by which the high-temperature strength decreases when the cumulative operating time of the eddy current type speed reducer becomes long.
  • quenching and tempering are carried out after hot forging, and the high temperature strength is increased by the dislocation density introduced by quenching.
  • high tensile strength can be maintained even at 650 ° C. due to dislocation.
  • the cumulative operating time of the eddy current type speed reducer increases, the high temperature holding time of the rotor increases, and the dislocation density in the rotor decreases significantly. Therefore, when the high temperature strength of the rotor for the eddy current type speed reducer is secured by the dislocation density, it is considered that the high temperature strength decreases as the cumulative operating time of the eddy current type speed reducer increases.
  • the present inventors suppress a decrease in high-temperature strength due to the cumulative operating time of the eddy current type speed reducer by a mechanism different from the improvement in high-temperature strength by dislocation density in a rotor made of a steel material having the above-mentioned chemical composition. It was investigated.
  • Mo carbide (Mo 2 C), cementite, Nb carbide (NbC), V carbide (VC) or the like is present as carbide generating.
  • Mo carbide (Mo 2 C), cementite, Nb carbide (NbC), V carbide (VC) or the like is present.
  • the finest carbides are Nb carbides and V carbides of MX type precipitates.
  • the average circle-equivalent diameter of the MX-type precipitate is 50 nm or less.
  • Nb carbide and V carbide are referred to as "fine carbide”.
  • Mo carbide and cementite are larger carbides than Nb carbide and V carbide of MX type precipitates, and most of the equivalent circle diameters of Mo carbide and cementite are 100 nm or more.
  • Mo carbides and cementites Mo carbides and cementites having a circle-equivalent diameter of 100 to 500 nm are defined as "medium carbides" in this specification.
  • Fine carbides and medium carbides increase the high temperature strength of the rotor by the precipitation strengthening mechanism. Therefore, if the present inventors reduce the dislocation density in the rotor more than before and secure the high-temperature strength by precipitation strengthening using fine carbides and medium-sized carbides instead of the dislocation density, the cumulative operating time will accompany. It was thought that the decrease in high temperature strength of the rotor could be suppressed.
  • the present inventors examined the high-temperature strength of the rotor in which the number densities of fine carbides and medium-sized carbides were increased.
  • the present inventors investigated the cause of this. As a result, the present inventors have found the following matters. If the number density (pieces / ⁇ m 2 ) of medium-sized carbide having a circle equivalent diameter of 100 to 500 nm is too small, the tensile strength TS0 at 650 ° C. becomes too low. Therefore, the number density of medium-sized carbides is required to some extent. However, if the number density of the medium-sized carbide becomes excessively high, many dislocations will be trapped in the medium-sized carbide in the rotor. Therefore, although there are many medium-sized carbides in the rotor, the dislocation density is also excessively high.
  • the high temperature strength of the rotor is ensured by the precipitation strengthening mechanism by the fine carbide and the medium carbide and the large number of dislocation densities. Therefore, when this rotor is held at a high temperature for a long time, dislocations in the rotor disappear and the high temperature strength is remarkably lowered.
  • the present inventors do not simply increase the number density of medium-sized carbides by utilizing precipitation strengthening in order to suppress the decrease in high-temperature strength after holding at high temperature for a long time. It was considered that there is an appropriate range of the number density of medium-sized carbides that can sufficiently reduce the dislocation density in the rotor while exhibiting the precipitation strengthening mechanism. Therefore, the present inventors are suitable for medium-sized carbides capable of obtaining high high-temperature strength and suppressing a decrease in high-temperature strength after long-term holding at high temperature in a rotor made of a steel material having the above-mentioned chemical composition. The range of number density was examined.
  • the number density of carbides (medium-sized carbides) having a circle equivalent diameter of 100 to 500 nm is high.
  • the number is 0.35 to 0.75 / ⁇ m 2 , low electrical resistance and high high temperature strength can be obtained, and even after the rotor is held at high temperature for a long time, the decrease in high temperature strength is effectively suppressed. I found out what I could do.
  • the rotor for the eddy current type speed reducer of the present embodiment completed based on the above knowledge has the following configuration.
  • a rotor for eddy current speed reducers Equipped with a cylindrical part The chemical composition of the cylindrical portion is mass%.
  • the rotor for an eddy current type speed reducer according to [1].
  • the chemical composition is Cu: 0.01-0.20%, Ni: 0.01 to 0.20% and Cr: Contains one element or two or more elements selected from the group consisting of 0.01 to 0.10%. Rotor for eddy current speed reducer.
  • FIG. 1 is a front view of an eddy current type speed reducer to which the rotor for the eddy current type speed reducer of the present embodiment is applied.
  • the eddy current speed reducer 1 includes a rotor 10 and a stator 20.
  • FIG. 2 is an axial sectional view of the eddy current type speed reducer 1 when the eddy current type speed reducer 1 shown in FIG. 1 is fixed to the propeller shaft 30.
  • the rotor 10 is fixed to the propeller shaft 30.
  • the stator 20 is fixed to a transmission (not shown).
  • the rotor 10 includes a cylindrical portion (drum) 11. More specifically, the rotor 10 includes a cylindrical portion 11, an arm portion 12, and a wheel portion 13.
  • the cylindrical portion 11 is cylindrical and has an inner diameter larger than the outer diameter of the stator 20.
  • the wheel portion 13 is an annular member having an outer diameter smaller than the inner diameter of the cylindrical portion 11, and has a through hole in the central portion.
  • the thickness of the wheel portion 13 (the axial length of the propeller shaft 30) is thinner than the thickness of the cylindrical portion 11 (the axial length of the propeller shaft 30).
  • the wheel portion 13 is fixed to the propeller shaft 30 by inserting the propeller shaft 30 into the through hole.
  • the arm portion 12 connects the end portion of the cylindrical portion 11 and the wheel portion 13.
  • a plurality of cooling fins 11F are formed on the outer peripheral surface of the cylindrical portion 11.
  • the cylindrical portion 11, the arm portion 12, and the wheel portion 13 may be integrally formed.
  • the cylindrical portion 11, the arm portion 12, and the wheel portion 13 may be composed of separate and independent members.
  • FIG. 3 is a cross-sectional view (diameter cross-sectional view) perpendicular to the axial direction of the eddy current type speed reducer 1 during non-braking.
  • the stator 20 includes a magnet holding ring 21, a plurality of permanent magnets 22 and 23, and a plurality of pole pieces 24.
  • the plurality of permanent magnets 22 and the permanent magnets 23 are alternately arranged in the circumferential direction on the outer peripheral surface of the magnet holding ring 21.
  • the surface facing the inner peripheral surface of the cylindrical portion 11 of the rotor 10 is the north pole.
  • the surface facing the outer peripheral surface of the magnet holding ring 21 is the S pole.
  • the surface facing the inner peripheral surface of the cylindrical portion 11 of the rotor 10 is the S pole.
  • the surface facing the outer peripheral surface of the magnet holding ring 21 is the north pole.
  • the plurality of pole pieces 24 are arranged above the plurality of permanent magnets 22 and 23, and are arranged in the circumferential direction of the stator 20. The plurality of pole pieces 24 are arranged between the plurality of permanent magnets 22 and 23 and the inner peripheral surface of the cylindrical portion 11.
  • FIG. 4 is a cross-sectional view (diameter cross-sectional view) perpendicular to the axial direction of the eddy current type speed reducer 1 during braking.
  • the magnet holding ring 21 in the stator 20 rotates to shift the positions of the permanent magnets 22 and 23 relative to the pole piece 24 as compared to FIG.
  • each permanent magnet 22 or 23 overlaps with only one pole piece 24 when viewed in the radial direction of the eddy current type speed reducer 1, and two poles.
  • the piece 24 does not overlap.
  • the magnetic flux B flows between the magnet holding ring 21, the permanent magnet 22 or 23, the pole piece 24, and the cylindrical portion 11.
  • a magnetic circuit is formed between the rotor 10 and the permanent magnets 22 or 23. At this time, an eddy current is generated in the cylindrical portion 11 of the rotor 10. Lorentz force is generated with the generation of eddy current. This Lorentz force becomes the braking torque, and the braking force is generated.
  • the eddy current type speed reducer 1 generates a braking force by the eddy current generated in the rotor 10. Therefore, it is preferable that the amount of eddy current generated in the cylindrical portion 11 of the rotor 10 is large. This is because the braking force becomes large. The smaller the electrical resistance of the cylindrical portion 11, the larger the amount of eddy current generated. Therefore, it is preferable that the cylindrical portion 11 of the rotor 10 has a small electric resistance.
  • the rotor 10 is further loaded with a thermal cycle by repeating braking and non-braking. As described above, recently, it is required to obtain high high-temperature strength even at 650 ° C. Hereinafter, the rotor 10 will be described in detail.
  • Carbon (C) enhances the hardenability of the steel material constituting the rotor and enhances the strength of the steel material.
  • C further produces fine carbides such as Nb carbides and V carbides to increase the high temperature strength of the steel material.
  • C further produces Mo carbide and cementite (medium carbide) having a circle equivalent diameter of 100 to 500 nm to increase the high temperature strength of the steel material. If the C content is less than 0.05%, the above-mentioned effect cannot be sufficiently obtained even if the content of other elements is within the range of the present embodiment.
  • the C content is 0.05 to 0.15%.
  • the lower limit of the C content is preferably 0.06%, more preferably 0.07%, still more preferably 0.08%.
  • the preferred upper limit of the C content is 0.14%, more preferably 0.13%, still more preferably 0.12%.
  • Si 0.10 to 0.40%
  • Silicon (Si) deoxidizes steel in the steelmaking process. Si further enhances the hardenability of the steel material and enhances the strength of the steel material. If the Si content is less than 0.10%, the above effect cannot be sufficiently obtained even if the content of other elements is within the range of the present embodiment. On the other hand, if the Si content exceeds 0.40%, the electrical resistance of the steel material is excessively increased even if the content of other elements is within the range of the present embodiment. In this case, the amount of eddy current flowing through the cylindrical portion 11 of the rotor 10 is reduced during braking of the eddy current type speed reducer 1. As a result, the braking force of the eddy current type speed reducer 1 is reduced.
  • the Si content is 0.10 to 0.40%.
  • the lower limit of the Si content is preferably 0.12%, more preferably 0.15%, still more preferably 0.17%.
  • the preferred upper limit of the Si content is 0.38%, more preferably 0.36%, still more preferably 0.34%, still more preferably 0.32%, still more preferably 0.30. %, More preferably 0.28%, still more preferably 0.26%.
  • Mn 0.50 to 1.00%
  • Manganese (Mn) deoxidizes steel in the steelmaking process. Mn further enhances the hardenability of the steel material and enhances the strength of the steel material. If the Mn content is less than 0.50%, the above effect cannot be sufficiently obtained even if the content of other elements is within the range of the present embodiment. On the other hand, if the Mn content exceeds 1.00%, the electrical resistance of the steel material is excessively increased even if the content of other elements is within the range of the present embodiment. In this case, the amount of eddy current flowing through the cylindrical portion 11 of the rotor 10 is reduced during braking of the eddy current type speed reducer 1.
  • the Mn content is 0.50 to 1.00%.
  • the preferable lower limit of the Mn content is 0.56%, more preferably 0.58%, further preferably 0.60%, still more preferably 0.62%, still more preferably 0.64. %, More preferably 0.66%, still more preferably 0.68%.
  • the preferred upper limit of the Mn content is 0.94%, more preferably 0.90%, still more preferably 0.88%.
  • Phosphorus (P) is an impurity that is inevitably contained. That is, the P content is more than 0%. P lowers the hot workability and toughness of the steel material. P further increases the electrical resistance of the steel material. In this case, the amount of eddy current flowing through the cylindrical portion 11 of the rotor 10 is reduced during braking of the eddy current type speed reducer 1. As a result, the braking force of the eddy current type speed reducer 1 is reduced. If the P content exceeds 0.030%, the hot workability and toughness of the steel material will be significantly reduced even if the content of other elements is within the range of this embodiment, and further, the eddy current type speed reducer The braking force of 1 is reduced.
  • the P content is 0.030% or less.
  • the preferred upper limit of the P content is 0.028%, more preferably 0.026%, still more preferably 0.025%. It is preferable that the P content is as low as possible. However, excessive reduction of P content raises manufacturing costs. Therefore, when considering normal industrial production, the preferable lower limit of the P content is 0.001%, more preferably 0.003%.
  • S 0.030% or less Sulfur (S) is an impurity that is inevitably contained. That is, the S content is more than 0%. S lowers the hot workability and toughness of the steel material. If the S content exceeds 0.030%, the hot workability and toughness of the steel material will be significantly reduced even if the content of other elements is within the range of the present embodiment. Therefore, the S content is 0.030% or less.
  • the preferred upper limit of the S content is 0.025%, more preferably 0.022%, still more preferably 0.020%. It is preferable that the S content is as low as possible. However, excessive reduction of S content raises manufacturing costs. Therefore, when considering normal industrial production, the preferable lower limit of the S content is 0.001%, and more preferably 0.002%.
  • Mo 0.20 to 1.00% Molybdenum (Mo) combines with C to form Mo carbide (Mo 2 C).
  • Mo further enhances the hardenability of steel materials.
  • Mo further enhances the toughness of the steel material. If the Mo content is less than 0.20%, the above effect cannot be sufficiently obtained even if the content of other elements is within the range of the present embodiment. On the other hand, if the Mo content exceeds 1.00%, the electrical resistance of the steel material is excessively increased even if the content of other elements is within the range of the present embodiment.
  • the Mo content is 0.20 to 1.00%.
  • the lower limit of the Mo content is preferably 0.25%, more preferably 0.30%, still more preferably 0.35%, still more preferably 0.40%.
  • the preferred upper limit of the Mo content is 0.90%, more preferably 0.80%, still more preferably 0.70%, still more preferably 0.60%.
  • Niobium combines with carbon to form Nb carbides (fine carbides), and the precipitation strengthening enhances the high-temperature strength of the steel material. Nb further suppresses the coarsening of crystal grains. If the Nb content is less than 0.020%, the above effect cannot be sufficiently obtained even if the content of other elements is within the range of the present embodiment. On the other hand, if the Nb content exceeds 0.060%, the electrical resistance of the steel material is excessively increased even if the content of other elements is within the range of the present embodiment. In this case, the amount of eddy current flowing through the cylindrical portion 11 of the rotor 10 is reduced during braking of the eddy current type speed reducer 1.
  • the braking force of the eddy current type speed reducer 1 is reduced. If the Nb content exceeds 0.060%, the toughness of the steel material is further reduced. Therefore, the Nb content is 0.020 to 0.060%.
  • the preferable lower limit of the Nb content is 0.025%, more preferably 0.030%, still more preferably 0.032%, still more preferably 0.034%.
  • the preferred upper limit of the Nb content is 0.058%, more preferably 0.056%, still more preferably 0.054%, still more preferably 0.052%.
  • V 0.040 to 0.080% Vanadium (V) combines with carbon to form V carbides (fine carbides), and the precipitation strengthening enhances the high-temperature strength of the steel material. V further suppresses the coarsening of crystal grains. If the V content is less than 0.040%, the above effect cannot be sufficiently obtained even if the content of other elements is within the range of the present embodiment. On the other hand, if the V content exceeds 0.080%, the electrical resistance of the steel material is excessively increased even if the content of other elements is within the range of the present embodiment. In this case, the amount of eddy current flowing through the cylindrical portion 11 of the rotor 10 is reduced during braking of the eddy current type speed reducer 1.
  • the braking force of the eddy current type speed reducer 1 is reduced. If the V content exceeds 0.080%, the toughness of the steel material is further reduced. Therefore, the V content is 0.040 to 0.080%.
  • the preferred lower limit of the V content is 0.044%, more preferably 0.048%, still more preferably 0.050%.
  • the preferred upper limit of the V content is 0.075%, more preferably 0.070%, still more preferably 0.068%, even more preferably 0.066%, still more preferably 0.064. %, More preferably 0.062%.
  • sol. Al 0.030 to 0.100%
  • Aluminum (Al) deoxidizes steel in the steelmaking process. Al further combines with nitrogen (N) to form AlN, and the crystal grains of the steel material are refined. sol. If the Al content is less than 0.030%, the above effect cannot be sufficiently obtained even if the other element content is within the range of the present embodiment. On the other hand, sol. If the Al content exceeds 0.100%, the electrical resistance of the steel material will be excessively increased even if the content of other elements is within the range of the present embodiment. In this case, the amount of eddy current flowing through the cylindrical portion 11 of the rotor 10 is reduced during braking of the eddy current type speed reducer 1.
  • the Al content is 0.030 to 0.100%. sol.
  • the lower limit of the Al content is preferably 0.040%, more preferably 0.050%, still more preferably 0.052%. sol.
  • the preferred upper limit of the Al content is 0.090%, more preferably 0.088%, further preferably 0.086%, still more preferably 0.084%, still more preferably 0.082. %, More preferably 0.080%.
  • B 0.0005 to 0.0050% Boron (B) enhances the hardenability of the steel material and enhances the high temperature strength of the steel material. If the B content is less than 0.0005%, the above effect cannot be sufficiently obtained even if the content of other elements is within the range of the present embodiment. On the other hand, if the B content exceeds 0.0050%, the toughness of the steel material decreases even if the content of other elements is within the range of the present embodiment. Therefore, the B content is 0.0005 to 0.0050%.
  • the preferable lower limit of the B content is 0.0008%, more preferably 0.0010%, further preferably 0.0012%, still more preferably 0.0014%, still more preferably 0.0015. %.
  • the preferred upper limit of the B content is 0.0045%, more preferably 0.0040%, still more preferably 0.0035%, still more preferably 0.0030%.
  • N 0.003 to 0.010%
  • Nitrogen (N) combines with Al to form AlN.
  • AlN enhances the high temperature strength of the steel material by precipitation strengthening. AlN further refines the crystal grains of the steel material. If the N content is less than 0.003%, the above effect cannot be sufficiently obtained even if the content of other elements is within the range of the present embodiment. On the other hand, if the N content exceeds 0.010%, the electrical resistance of the steel material is excessively increased even if the content of other elements is within the range of the present embodiment. In this case, the amount of eddy current flowing through the cylindrical portion 11 of the rotor 10 is reduced during braking of the eddy current type speed reducer 1.
  • the N content is 0.003 to 0.010%.
  • the preferable lower limit of the N content is 0.004%.
  • the preferred upper limit of the N content is 0.009%, more preferably 0.008%, still more preferably 0.007%, still more preferably 0.006%.
  • the balance of the chemical composition of the cylindrical portion 11 of the rotor 10 of the eddy current type speed reducer 1 of the present embodiment is composed of Fe and impurities.
  • the impurities are those mixed from ore, scrap, manufacturing environment, etc. as a raw material when the cylindrical portion 11 of the rotor 10 of the present embodiment is industrially manufactured, and the impurities of the present embodiment. It means that it is allowed within a range that does not adversely affect the cylindrical portion 11 of the rotor 10.
  • the chemical composition of the cylindrical portion 11 of the rotor 10 of the eddy current type speed reducer 1 of the present embodiment further comprises one element or two or more elements selected from the group consisting of Cu, Ni and Cr instead of a part of Fe. It may be contained. All of these elements are optional elements and enhance the hardenability of steel materials.
  • Cu 0 to 0.20%
  • Copper (Cu) is an optional element and may not be contained. That is, the Cu content may be 0%. When contained, Cu enhances the hardenability of the steel material and enhances the high temperature strength of the steel material. If even a small amount of Cu is contained, the above effect can be obtained to some extent. However, if the Cu content exceeds 0.20%, the electrical resistance of the steel material will be excessively increased even if the content of other elements is within the range of this embodiment. In this case, the amount of eddy current flowing through the cylindrical portion 11 of the rotor 10 of the eddy current type speed reducer 1 is reduced during braking of the eddy current type speed reducer.
  • the Cu content is 0 to 0.20%.
  • the lower limit of the Cu content is more than 0%, more preferably 0.01%, still more preferably 0.02%.
  • the preferred upper limit of the Cu content is 0.15%, more preferably 0.12%, still more preferably 0.10%.
  • Nickel (Ni) is an optional element and may not be contained. That is, the Ni content may be 0%. When contained, Ni enhances the hardenability of the steel material and enhances the high temperature strength of the steel material. If even a small amount of Ni is contained, the above effect can be obtained to some extent. However, if the Ni content exceeds 0.20%, the electrical resistance of the steel material will be excessively increased even if the content of other elements is within the range of the present embodiment. In this case, the amount of eddy current flowing through the cylindrical portion 11 of the rotor 10 of the eddy current type speed reducer 1 is reduced during braking of the eddy current type speed reducer 1.
  • the Ni content is 0 to 0.20%.
  • the lower limit of the Ni content is more than 0%, more preferably 0.01%, still more preferably 0.02%, still more preferably 0.03%.
  • the preferred upper limit of the Ni content is 0.15%, more preferably 0.12%, still more preferably 0.10%.
  • Chromium (Cr) is an optional element and may not be contained. That is, the Cr content may be 0%. When contained, Cr enhances the hardenability of the steel material and enhances the high temperature strength of the steel material. If even a small amount of Cr is contained, the above effect can be obtained to some extent. However, if the Cr content exceeds 0.10%, the electrical resistance of the steel material will be excessively increased even if the content of other elements is within the range of the present embodiment. In this case, the amount of eddy current flowing through the cylindrical portion 11 of the rotor 10 of the eddy current type reduction device 1 is reduced during braking of the eddy current type reduction device 1.
  • the Cr content is 0 to 0.10%.
  • the lower limit of the Cr content is preferably more than 0%, more preferably 0.01%, still more preferably 0.02%.
  • the preferred upper limit of the Ni content is 0.09%, more preferably 0.08%, further preferably 0.07%, still more preferably 0.06%, still more preferably 0.05. %.
  • the total area ratio of martensite and bainite is more than 95.0%. That is, the microstructure of the cylindrical portion 11 of the rotor 10 for the eddy current type speed reducer of the present embodiment is mainly composed of martensite and / or bainite. As used herein, "martensite and bainite” also include tempered martensite and tempered bainite. In the microstructure of the cylindrical portion 11 of the rotor 10 of the present embodiment, the rest other than martensite and bainite is ferrite. That is, the area ratio of ferrite is less than 5.0%.
  • the microstructure of the cylindrical portion 11 also contains precipitates typified by the above-mentioned carbides and inclusions.
  • the total area ratio of these precipitates and inclusions is extremely small compared to the area ratio of martensite, bainite and ferrite and can be ignored.
  • the microstructure of the cylindrical portion 11 of the rotor 10 for the eddy current type speed reducer of the present embodiment also affects the strength.
  • the total area ratio of martensite and bainite is 95.0% or less, and the area ratio of ferrite is 5.0% or more.
  • the number density of medium-sized carbides is 0.35 to 0.75 / ⁇ m 2 , sufficient high-temperature strength cannot be obtained.
  • the content of each element in the chemical composition is within the range of the present embodiment. Assuming that the number density of medium-sized carbides is 0.35 to 0.75 pieces / ⁇ m 2 , high high-temperature strength can be obtained at 650 ° C.
  • the total area ratio of martensite and bainite in the microstructure and the area ratio of ferrite can be measured by the following methods.
  • a sample is taken from the center position of the wall thickness of the cylindrical portion 11 of the rotor 10.
  • the size of the sample is not particularly limited as long as the observation field of view (200 ⁇ m ⁇ 100 ⁇ m) described later can be secured.
  • the observation surface including the observation field of view is mirror-polished.
  • the sample after mirror polishing is immersed in a nital solution for about 10 seconds to perform etching to reveal a structure on the observation surface. Any one field of view (observation field of view) in the observation surface where the structure is exposed by etching is observed with a 500x optical microscope.
  • the visual field area of the observation field is 20000 ⁇ m 2 (200 ⁇ m ⁇ 100 ⁇ m).
  • ferrite and martensite and bainite can be easily distinguished based on the contrast. Therefore, the ferrite in the observation field of view is specified, and the area of the specified ferrite is obtained.
  • the area ratio (%) of ferrite is obtained by dividing the area of ferrite by the total area of the observation field of view.
  • the number density of carbides (medium-sized carbides) having a circular equivalent diameter of 100 to 500 nm is 0.35 to 0.75 pieces / ⁇ m 2 .
  • the content of each element in the chemical composition is within the range of this embodiment, and the total area ratio of martensite and bainite in the microstructure is. Even if it is more than 95.0% and the area ratio of ferrite is less than 5.0%, the number density of medium-sized carbides is too low.
  • the number density of medium-sized carbides exceeds 0.75 / ⁇ m 2 , the content of each element in the chemical composition is within the range of this embodiment, and the total area ratio of martensite and bainite in the microstructure. Is more than 95.0% and the area ratio of ferrite is less than 5.0%, the number density of medium-sized carbides is too high. In this case, a large number of dislocations are trapped in the medium-sized carbide, and the dislocation density is also excessively high. Therefore, although high high-temperature strength can be obtained, the decrease in high-temperature strength with the cumulative operating time of the eddy current type speed reducer becomes large.
  • the content of each element in the chemical composition is within the range of this embodiment, and the total area of martensite and bainite in the microstructure. Assuming that the ratio is more than 95.0% and the area ratio of ferrite is less than 5.0%, the rotor of the present embodiment has high high temperature strength and the cumulative operating time of the eddy current type speed reducer. It is possible to sufficiently suppress the decrease in high temperature strength due to the above. Specifically, the tensile strength TS0 at 650 ° C. is 250 MPa or more, and the tensile strength difference ⁇ TS at 650 ° C. before and after the high temperature holding test is less than 50 MPa.
  • the equivalent circle diameter of the fine carbide is as fine as 50 nm or less, and it is difficult to quantitatively measure the number density. Furthermore, even if the cumulative operating time in the high temperature region becomes long, the shape of the fine carbide does not change very much. Therefore, the fine carbides do not have much effect on the suppression of the decrease in high temperature strength with the cumulative operating time.
  • the preferable lower limit of the number density of medium-sized carbides is 0.38 pieces / ⁇ m 2 , more preferably 0.40 pieces / ⁇ m 2 , still more preferably 0.42 pieces / ⁇ m 2 , and further preferably 0. It is 44 pieces / ⁇ m 2 , more preferably 0.46 pieces / ⁇ m 2 , and further preferably 0.48 pieces / ⁇ m 2 .
  • the preferred upper limit of the number density of medium-sized carbides is 0.70 pieces / ⁇ m 2 , more preferably 0.68 pieces / ⁇ m 2 , still more preferably 0.66 pieces / ⁇ m 2 , and even more preferably 0. It is 64 pieces / ⁇ m 2 , and more preferably 0.62 pieces / ⁇ m 2 .
  • the number density of medium-sized carbides can be measured by the following method.
  • a sample is taken from the center position of the wall thickness of the cylindrical portion 11 of the rotor 10.
  • the surface corresponding to the cross section perpendicular to the central axis direction of the cylindrical portion 11 is used as the observation surface.
  • the observation surface of the sample is mirror-polished.
  • the observation surface after mirror polishing is etched with a nital solution.
  • Arbitrary 5 visual fields (visual field area of 12 ⁇ m ⁇ 9 ⁇ m per visual field) are observed at a magnification of 10000 times on the observation surface after etching using a scanning electron microscope (SEM).
  • the circle-equivalent diameter of each precipitate confirmed in 5 fields of view is determined.
  • the equivalent circle diameter can be obtained by well-known image processing.
  • those having a circle-equivalent diameter of 100 to 500 nm can be regarded as Mo carbide and / or cementite in the steel material having the chemical composition of the present embodiment. Therefore, a precipitate having a circle-equivalent diameter of 100 to 500 nm is recognized as a medium-sized carbide.
  • the number of identified middle- carbides (carbides equivalent circle diameter of 100 ⁇ 500 nm), based on the total area of the five visual fields (540 ⁇ m 2), determine the number density of medium-sized carbide (number / ⁇ m 2).
  • the electrical resistance of the cylindrical portion 11 of the rotor 10 can be determined by a measuring method based on JIS C 2526 (1994). Specifically, a test piece including the center position of the wall thickness of the cylindrical portion 11 of the rotor 10 is collected. The test piece shall be a standard test piece of 3 mm ⁇ 4 mm ⁇ 60 mm. At room temperature (20 ⁇ 15 ° C.), the electrical resistance ( ⁇ cm) of the test piece is determined by the double bridge method.
  • the tensile strength (MPa) of the cylindrical portion of the rotor for an eddy current type speed reducer at 650 ° C. can be determined by a measuring method based on JIS G 0567 (2012). Specifically, a tensile test piece is collected from the center position of the wall thickness of the cylindrical portion 11 of the rotor 10. The length of the parallel portion of the tensile test piece is 40 mm, the diameter of the parallel portion is 6 mm, and the parallel portion is parallel to the central axis of the cylindrical portion 11. The tensile test piece is heated using a heating furnace to bring the temperature of the tensile test piece to 650 ° C.
  • the holding time at 650 ° C. is 10 minutes.
  • a tensile test is performed on a tensile test piece at 650 ° C. in the air to obtain a stress-strain curve.
  • the tensile strength TS0 (MPa) is obtained from the obtained stress-strain curve.
  • the tensile strength difference ⁇ TS can be obtained in the following directions. Specifically, the above-mentioned tensile test piece is collected from the center position of the wall thickness of the cylindrical portion 11 of the rotor 10 in the same manner as the above-mentioned method for measuring the tensile strength at 650 ° C. A high temperature holding test is carried out using the collected tensile test pieces. Specifically, the tensile test piece is held at 650 ° C. for 300 hours using a heating furnace. A tensile test is carried out in the air on a tensile test piece at 650 ° C.
  • ⁇ TS TS0-TS1
  • each element in the chemical composition is within the range of the above-mentioned embodiment, and the total amount of martensite and bainite in the microstructure is The area ratio is more than 95.0%, and the number density of carbides (medium-sized carbides) having a circle equivalent diameter of 100 to 500 nm is 0.35 to 0.75 pieces / ⁇ m 2 . Therefore, the rotor 10 for the eddy current type speed reducer of the present embodiment has low electric resistance and high high temperature strength, and can sufficiently suppress a decrease in high temperature strength due to the cumulative operating time of the eddy current type speed reducer. ..
  • the electrical resistance is 20.0 ⁇ cm or less
  • the tensile strength TS0 at 650 ° C. is 250 MPa or more
  • the tensile strength difference ⁇ TS at 650 ° C. before and after the above-mentioned high temperature holding test is 50 MPa or less.
  • the method for manufacturing the rotor 10 for the eddy current speed reducer of the present embodiment includes a material preparation step for preparing the material of the cylindrical portion 11 of the rotor 10 for the vortex current speed reducer, hot forging and hot forging on the prepared material.
  • a hot forging and hot rolling process for producing an intermediate product corresponding to the cylindrical portion 11 by performing hot rolling, a tempering process for performing quenching and tempering treatment for the intermediate product, and an intermediate product.
  • each step will be described.
  • a material having a chemical composition in which the content of each element is within the range of the present embodiment is prepared.
  • the material may be supplied by a third party.
  • the material may be manufactured. When manufacturing, for example, it is manufactured by the following method.
  • molten steel having a chemical composition in which the content of each element is within the range of this embodiment is not particularly limited, and a well-known method may be used.
  • refining primary refining
  • secondary refining is carried out on the molten steel discharged from the converter.
  • the alloying elements for adjusting the components are added to produce molten steel having a chemical composition in which the content of each element is within the range of the present embodiment.
  • the material is produced by a well-known casting method.
  • an ingot is manufactured by an ingot method using molten steel.
  • bloom or billet may be produced by a continuous casting method using molten steel. After heating the produced bloom or ingot to 1000 to 1300 ° C., hot working may be performed to produce a billet. Hot working is, for example, hot rolling, hot forging and the like.
  • the manufactured billet (a billet manufactured by continuous casting or a billet manufactured by hot-working a bloom or an ingot) is used as a material for the rotor 10 for an eddy current type reduction gear.
  • Hot forging and hot rolling process are performed on the material prepared in the material preparation step to produce an intermediate product corresponding to the cylindrical portion 11. First, the material is heated to 1000-1300 ° C. The material after heating is hot forged and molded to a predetermined size. After hot forging, hot rolling is further carried out to produce a cylindrical intermediate product.
  • a tempering process is carried out on the intermediate products produced by the hot forging and hot rolling processes. Specifically, the intermediate product is subjected to quenching treatment and then tempering treatment.
  • the intermediate product is subjected to quenching treatment.
  • the quenching temperature is 860 to 930 ° C. If the quenching temperature is less than 860 ° C., the Mo carbides and cementite produced by the hot forging step will not be sufficiently solid-solved. In this case, in the tempering treatment of the next step, the unsolidified Mo carbides and cementite remaining in the intermediate product after the quenching treatment are coarsened. As a result, the number density of medium-sized carbides decreases. Further, if the quenching temperature is less than 860 ° C., the microstructure of the intermediate product held at the quenching temperature does not become austenite single phase.
  • the upper limit of the tempering temperature is not particularly limited, but is, for example, 930 ° C. Therefore, the quenching temperature is 860 to 930 ° C.
  • the preferred lower limit of the quenching temperature is 865 ° C, more preferably 870 ° C. If the quenching temperature is too high, the austenite will be coarse. Therefore, the preferred upper limit of the quenching temperature is 920 ° C, more preferably 910 ° C.
  • the holding time at the above quenching temperature in the quenching treatment is not particularly limited, but is, for example, 1.0 to 2.0 hours.
  • Tempering is performed on the intermediate product after quenching.
  • the tempering process produces fine carbides and medium carbides.
  • the tempering temperature T is 660 to 700 ° C. If the tempering temperature T is less than 660 ° C., the number density of medium-sized carbides is less than 0.35 / ⁇ m 2 . In this case, since the amount of fine carbide and medium carbide precipitated is not sufficient, the high temperature strength becomes low. On the other hand, if the tempering temperature T exceeds 700 ° C., the medium-sized carbides become coarse and the number density of the medium-sized carbides becomes less than 0.35 pieces / ⁇ m 2 . Therefore, the high temperature strength becomes low. In addition, some of the microstructure may transform into austenite. Therefore, the tempering temperature T is 660 to 700 ° C.
  • the preferred lower limit of the tempering temperature T is 670 ° C, more preferably 680 ° C.
  • the tempering process further satisfies the following equation. 1400 ⁇ (T + 273.15) ⁇ (1 + log (t)) + (Mo / 96 + C / 12) ⁇ 20000 ⁇ 1800 (1)
  • T ° C.
  • time time
  • the content (mass%) of the corresponding element is substituted for the element symbol in the formula (1).
  • F1 (T + 273.15) ⁇ (1 + log (t)) + (Mo / 96 + C / 12) ⁇ 20000.
  • F1 is an index of the amount of medium-sized carbide precipitated. If F1 is less than 1400, even if the tempering temperature is 660 to 700 ° C., medium-sized carbides are not sufficiently produced, and the number density of medium-sized carbides is less than 0.35 pieces / ⁇ m 2 . On the other hand, if F1 exceeds 1800, even if the tempering temperature is 660 to 700 ° C., the amount of medium-sized carbides produced becomes excessively large, and the number density of medium-sized carbides exceeds 0.75 / ⁇ m 2. It ends up. As a result, the high temperature intensity is significantly reduced with the cumulative operating time of the eddy current type speed reducer.
  • F1 is 1400 to 1800, the number density of medium-sized carbides is 0.35 to 0.75 / ⁇ m 2 . Therefore, excellent high-temperature strength can be obtained, and a significant decrease in high-temperature strength due to the cumulative operating time of the eddy current type speed reducer can be sufficiently suppressed.
  • the preferred lower limit of F1 is 1410, more preferably 1420.
  • the preferred upper limit of F1 is 1790, more preferably 1780, and even more preferably 1770.
  • the cooling fins 11F are formed by machining the outer peripheral surface of the intermediate product after tempering. Machining only needs to be done by a well-known method.
  • the cylindrical portion 11 is manufactured by the above steps.
  • the arm portion 12 attached to the wheel portion 13 is attached to the manufactured cylindrical portion 11 to manufacture the rotor 10 for the eddy current type speed reducer.
  • the mounting method may be welding or another method.
  • the rotor 10 for the eddy current type speed reducer of the present embodiment can be manufactured.
  • the rotor 10 for an eddy current type speed reducer of the present embodiment is not limited to the above manufacturing method, and if the rotor 10 for an eddy current type speed reducer having the above configuration can be manufactured, a manufacturing method other than the above manufacturing method can be used.
  • the rotor 10 for the eddy current type speed reducer of the present embodiment may be manufactured.
  • the above manufacturing method is a suitable example for manufacturing the rotor 10 for the eddy current type speed reducer of the present embodiment.
  • a molten steel having the chemical composition shown in Table 1 was manufactured.
  • the blank part in Table 1 means that the content of the corresponding element was below the detection limit.
  • the Cu content of test number 1 means that the value rounded to the third decimal place was 0%.
  • the Ni content of Test No. 1 means that the value rounded to the first decimal place was 0%.
  • the Cr content of Test No. 1 means that the value rounded to the first decimal place was 0%.
  • a columnar ingot having a diameter of 120 mm and a diameter of 30 kg was produced by an ingot method using molten steel.
  • a sample was taken from the center position of the thickness of the pseudo rotor of each test number. After the surface of the sample was mirror-polished, it was immersed in a nital solution for about 10 seconds to perform etching to reveal the structure. Any one field of view (observation field of view) on the surface where the structure was exposed by etching was observed with a 500x optical microscope. The visual field area of the observation field was 20000 ⁇ m 2 (200 ⁇ m ⁇ 100 ⁇ m). The phase in the observation field was identified by the contrast. As a result, the microstructure in the observation field consisted of martensite, bainite, and ferrite. The area of the identified ferrite was determined.
  • the area of ferrite was divided by the total area of the observation field to obtain the area ratio (%) of ferrite.
  • the rest other than ferrite was martensite and / or bainite. Therefore, the total area (%) of martensite and bainite was calculated by the following formula.
  • Total area ratio of martensite and bainite 100.0-Area ratio of ferrite
  • Table 2 shows the total area ratio (%) of martensite and bainite.
  • the precipitate having a circle-equivalent diameter of 100 to 500 nm can be regarded as Mo carbide and / or cementite, so the precipitate having a circle-equivalent diameter of 100 to 500 nm was recognized as a medium-sized carbide.
  • the number of medium-sized carbide (circle equivalent diameter of 100 ⁇ 500 nm carbide), based on the total area of the five visual fields (540Myuemu 2), was calculated by determining the number density of the medium-sized carbide (pieces / [mu] m 2). The number densities of the obtained medium-sized carbides are shown in Table 2.
  • the electrical resistance of the pseudo rotors of each test number at room temperature was determined by a measuring method based on JIS C 2526 (1994). Specifically, test pieces were collected from the center position of the thickness of the pseudo rotor of each test number. The size of the test piece was 3 mm ⁇ 4 mm ⁇ 60 mm. The electrical resistance ( ⁇ cm) of the test piece was determined by the double bridge method at room temperature. The obtained electrical resistance ( ⁇ cm) is shown in Table 2.
  • the tensile strength TS0 (MPa) of the pseudo rotor of each test number at 650 ° C. was determined by a measuring method based on JIS G 0567 (2012). Specifically, a tensile test piece was collected from the center position of the plate thickness of the pseudo rotor of each test number. The length of the parallel portion of the tensile test piece was 40 mm, and the diameter of the parallel portion was 6 mm. The parallel portion of the tensile test piece was parallel to the rolling direction of the pseudo rotor (steel plate). The tensile test piece was heated using a heating furnace to bring the temperature of the test piece to 650 ° C. The holding time at 650 ° C.
  • the tensile strength difference ⁇ TS of the pseudo rotor of each test number was determined in the following directions. Similar to the above-mentioned tensile test at 650 ° C., a test piece was taken from the center position of the plate thickness of the pseudo rotor. The length of the parallel portion of the tensile test piece was 40 mm, and the diameter of the parallel portion was 6 mm. The parallel portion of the tensile test piece was parallel to the rolling direction of the pseudo rotor (steel plate). The tensile test piece was held at 650 ° C. for 300 hours using a heating furnace.
  • the Mo content and B content were too low. Therefore, the tensile strength TS0 at 650 ° C. was less than 250 MPa.
  • the C content was too low. Therefore, the tensile strength TS0 at 650 ° C. was less than 250 MPa.
  • test number 11 the content of each element was appropriate, but the quenching temperature was too low. Therefore, the total area ratio of martensite and bainite was 95.0% or less. As a result, the tensile strength TS0 at 650 ° C. was less than 250 MPa.
  • the content of each element was appropriate, but the tempering temperature was too high. Therefore, the medium-sized carbide number density was less than 0.35 / ⁇ m 2 . As a result, the tensile strength TS0 at 650 ° C. was less than 250 MPa.
  • the F1 value was less than the lower limit of the formula (1). Therefore, the medium-sized carbide number density was less than 0.35 / ⁇ m 2 . As a result, the tensile strength TS0 at 650 ° C. was less than 250 MPa.

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Abstract

渦電流式減速装置の累積稼働時間に伴う高温強度の低下を抑制できる、渦電流式減速装置用ロータを提供する。本実施形態の渦電流式減速装置用ロータ（１０）の円筒部（１１）は、化学組成が、質量％で、Ｃ：０．０５～０．１５％、Ｓｉ：０．１０～０．４０％、Ｍｎ：０．５０～１．００％、Ｐ：０．０３０％以下、Ｓ：０．０３０％以下、Ｍｏ：０．２０～１．００％、Ｎｂ：０．０２０～０．０６０％、Ｖ：０．０４０～０．０８０％、ｓｏｌ．Ａｌ：０．０３０～０．１００％、Ｂ：０．０００５～０．００５０％、Ｎ：０．００３～０．０１０％、Ｃｕ：０～０．２０％、Ｎｉ：０～０．２０％、Ｃｒ：０～０．１０％、及び、残部：Ｆｅ及び不純物、からなり、ミクロ組織におけるマルテンサイト及びベイナイトの総面積率は９５．０％超であり、円相当径が１００～５００ｎｍの炭化物の数密度が０．３５～０．７５個／μｍ２である。

Description

渦電流式減速装置用ロータ
　本開示は、ロータに関し、さらに詳しくは、渦電流式減速装置（リターダ）に用いられる、渦電流式減速装置用ロータに関する。
　バスやトラック等の大型自動車は、フットブレーキや排気ブレーキ等の制動装置を備える。最近の大型自動車ではさらに、渦電流式減速装置を備えるものが登場している。渦電流式減速装置は、リターダとも呼ばれる。たとえば、急勾配の長い下り坂等を走行する場合であって、エンジンブレーキや排気ブレーキを併用しても大型自動車の走行速度を減速しにくい場合、渦電流式減速装置を作動させる。渦電流式減速装置を作動させることにより、制動力をさらに高め、大型自動車の走行速度を有効に減速させることができる。
　渦電流式減速装置は、電磁石を用いるタイプと、永久磁石を用いるタイプとが存在する。永久磁石を用いた渦電流式減速装置は、ロータと、ロータに収納されるステータとを備える。ロータは例えば、円筒部（ドラム）と、プロペラシャフトにロータを固定するための円環状のホイール部と、円筒部とホイール部とをつなぐ複数のアーム部とを備える。ステータは、円筒体と、極性の異なる２種類の複数の永久磁石と、複数のポールピースとを備える。極性の異なる複数の永久磁石は、円筒体の外周面上に、円周方向に交互に配列される。ポールピースは、ロータの円筒部の内周面と、永久磁石との間に配置される。ステータのうち、複数の永久磁石が取り付けられた円筒体は、複数のポールピースとは別個独立して、円筒体の軸まわりを回転可能である。
　制動時、つまり、渦電流式減速装置を作動させる場合、ステータの永久磁石の磁束がポールピースを介してロータに到達して、永久磁石とロータの円筒部との間に磁気回路が形成される。このとき、ロータの円筒部に渦電流が発生する。渦電流の発生に伴い、ローレンツ力が発生する。このローレンツ力が制動トルクとなり、大型自動車に制動力を付与する。一方、非制動時、つまり、渦電流式減速装置の動作を停止する場合、ポールピースに対する永久磁石の相対位置をずらして、永久磁石の磁束をロータに到達しないようにする。この場合、永久磁石とロータの円筒部との間に磁気回路が形成されない。そのため、ロータの円筒部に渦電流が発生せず、制動力も発生しない。以上の動作により、渦電流式減速装置は、制動動作及び非制動動作（停止）を切り替える。
　ところで、制動力は、制動時のロータの円筒部に発生する渦電流量に依存する。そのため、制動時にロータの円筒部に発生する渦電流量は大きい方が好ましい。制動時に発生する渦電流量を増加させるためには、ロータの円筒部の電気抵抗が低い方が好ましい。
　さらに、制動時において、渦電流とともに発生するジュール発熱により、ロータは加熱される。一方、渦電流式減速装置の非制動時において、ロータは円筒部の外周面に形成されている複数の冷却フィンにより急速に冷却（空冷）される。つまり、制動及び非制動の繰り返しにより、ロータには熱サイクルが負荷される。そのため、渦電流式減速装置用ロータには、低い電気抵抗だけでなく、高い高温強度も要求される。
　渦電流式減速装置用ロータにおいて、電気抵抗を低減しつつ、高い高温強度を得る技術が特開平８－４９０４１号公報（特許文献１）に開示されている。
　特許文献１に記載された渦電流式減速装置用ロータ材は、質量％で、Ｃ：０．０５～０．１５％、Ｓｉ：０．１０～０．４０％、Ｍｎ：０．５～１．０％、Ｐ：０．０５％以下、Ｎｉ：０．５０％以下、Ｍｏ：０．２～１．０％、Ｎｂ：０．０１～０．０３％、Ｖ：０．０３～０．０７％、Ｂ：０．０００５～０．００３％、Ｓｏｌ．Ａｌ：０．０２～０．０９％、Ｎ：０．０１％以下を含有し、残部は実質的にＦｅからなる。この文献では、電気抵抗を高める元素であるＰ、Ｎｉ、Ｍｎの含有量を低減することにより、ロータ材の電気抵抗を低減する。さらに、Ｂを含有することにより、ロータ材の高温強度を高めている。
特開平８－４９０４１号公報
　ところで、上述のとおり、渦電流式減速装置の制動及び非制動の繰り返しにより、ロータには熱サイクルが負荷される。渦電流式減速装置の累積稼働時間が長くなれば、ロータに負荷される熱サイクルも多くなり、ロータが高温で保持されている累積時間も長くなる。そのため、渦電流式減速装置の累積稼働時間に伴い、ロータの高温強度が低下してしまう場合がある。ロータの高温強度は、渦電流式減速装置の累積稼働時間が長くなっても、なるべく維持できる方が好ましい。
　本開示の目的は、低い電気抵抗と高い高温強度とを有し、さらに、渦電流式減速装置の累積稼働時間に伴う高温強度の低下を抑制できる、渦電流式減速装置用ロータを提供することである。
　本開示による渦電流式減速装置用ロータは、
　円筒部を備え、
　前記円筒部の化学組成が、質量％で、
　Ｃ：０．０５～０．１５％、
　Ｓｉ：０．１０～０．４０％、
　Ｍｎ：０．５０～１．００％、
　Ｐ：０．０３０％以下、
　Ｓ：０．０３０％以下、
　Ｍｏ：０．２０～１．００％、
　Ｎｂ：０．０２０～０．０６０％、
　Ｖ：０．０４０～０．０８０％、
　ｓｏｌ．Ａｌ：０．０３０～０．１００％、
　Ｂ：０．０００５～０．００５０％、
　Ｎ：０．００３～０．０１０％、
　Ｃｕ：０～０．２０％、
　Ｎｉ：０～０．２０％、
　Ｃｒ：０～０．１０％、及び、
　残部：Ｆｅ及び不純物、からなり、
　ミクロ組織におけるマルテンサイト及びベイナイトの総面積率は９５．０％超であり、
　円相当径が１００～５００ｎｍの炭化物の数密度が０．３５～０．７５個／μｍ２である。
　本開示による渦電流式減速装置用ロータは、低い電気抵抗と高い高温強度とを有し、さらに、渦電流式減速装置の累積稼働時間に伴う高温強度の低下を抑制できる。
図１は、本実施形態の渦電流式減速装置用ロータが適用される、渦電流式減速装置の正面図である。 図２は、図１に示す渦電流式減速装置をプロペラシャフトに固定した場合の、渦電流式減速装置の、プロペラシャフトの軸方向の断面図である。 図３は、非制動時の渦電流式減速装置の軸方向に垂直な断面図（径方向の断面図）である。 図４は、制動時の渦電流式減速装置の軸方向に垂直な断面図（径方向の断面図）である。
　本発明者らは、渦電流式減速装置用ロータにおいて、低い電気抵抗と高い高温強度とを有し、さらに、渦電流式減速装置の累積稼働時間に伴う高温強度の低下を抑制できる手段について調査及び検討を行った。
　本発明者らは、化学組成が、質量％で、Ｃ：０．０５～０．１５％、Ｓｉ：０．１０～０．４０％、Ｍｎ：０．５０～１．００％、Ｐ：０．０３０％以下、Ｓ：０．０３０％以下、Ｍｏ：０．２０～１．００％、Ｎｂ：０．０２０～０．０６０％、Ｖ：０．０４０～０．０８０％、ｓｏｌ．Ａｌ：０．０３０～０．１００％、Ｂ：０．０００５～０．００５０％、Ｎ：０．００３～０．０１０％、Ｃｕ：０～０．２０％、Ｎｉ：０～０．２０％、Ｃｒ：０～０．１０％、及び、残部：Ｆｅ及び不純物、からなり、焼入れ及び焼戻しを実施した鋼材をロータとみなして、電気抵抗と、６５０℃での引張強度ＴＳ０（ＭＰａ）とを調査した。さらに、渦電流式減速装置の累積稼働時間が長くなった場合の高温強度を模擬して、高温保持試験を実施した。高温保持試験では、上述の化学組成を有する鋼材を６５０℃で３００時間保持した。保持後の鋼材の６５０℃での引張強度ＴＳ１（ＭＰａ）を求めた。そして、引張強度ＴＳ０と引張強度ＴＳ１との差分を、引張強度差ΔＴＳ（ＭＰａ）と定義した。調査の結果、上述の化学組成を有する鋼材の場合、電気抵抗を低く抑えることができても、６５０℃での引張強度ＴＳ０と高温保持試験後の引張強度ＴＳ１との引張強度差ΔＴＳが大きくなり、累積稼働時間経過に伴う高温強度の低下が大きくなる場合があった。
　そこで、本発明者らは、渦電流式減速装置の累積稼働時間が長くなった場合に高温強度が低下するメカニズムについて検討を行った。従前のロータは、熱間鍛造後に焼入れ及び焼戻しを実施して、焼入れにより導入された転位密度により高温強度を高めている。この場合、渦電流式減速装置の稼働初期においては、転位により、６５０℃でも高い引張強度を維持できる。しかしながら、渦電流式減速装置の累積稼働時間が長くなるに従い、ロータの高温保持時間が長くなり、ロータ中の転位密度が顕著に低減する。そのため、転位密度により渦電流式減速装置用ロータの高温強度を確保している場合、渦電流式減速装置の累積稼働時間が長くなるに従い、高温強度が低下すると考えられる。
　そこで、本発明者らは、上述の化学組成の鋼材からなるロータにおいて、転位密度による高温強度向上とは異なるメカニズムにより、渦電流式減速装置の累積稼働時間に伴う高温強度の低下を抑制することを検討した。
　上述の化学組成において、生成する炭化物としては、Ｍｏ炭化物（Ｍｏ２Ｃ）、セメンタイト、Ｎｂ炭化物（ＮｂＣ）、Ｖ炭化物（ＶＣ）等が存在する。これらの炭化物のうち、最も微細な炭化物は、ＭＸ型析出物のＮｂ炭化物及びＶ炭化物である。ＭＸ型析出物の平均円相当径は５０ｎｍ以下である。本明細書では、Ｎｂ炭化物及びＶ炭化物を「微細炭化物」と称する。一方、Ｍｏ炭化物及びセメンタイトは、ＭＸ型析出物のＮｂ炭化物及びＶ炭化物よりも大きな炭化物であり、Ｍｏ炭化物及びセメンタイトの円相当径の多くは１００ｎｍ以上である。Ｍｏ炭化物及びセメンタイトのうち、円相当径が１００～５００ｎｍのＭｏ炭化物及びセメンタイトを、本明細書では、「中型炭化物」と定義する。
　微細炭化物及び中型炭化物は、析出強化機構により、ロータの高温強度を高める。したがって、本発明者らは、従来よりもロータ中の転位密度を低減して、転位密度に代えて、微細炭化物及び中型炭化物を用いた析出強化による高温強度を確保すれば、累積稼働時間に伴うロータの高温強度の低下を抑制できると考えた。
　そこで、本発明者らは、微細炭化物及び中型炭化物の数密度を増加させたロータの高温強度を検討した。しかしながら、検討の結果、微細炭化物及び中型炭化物の数密度を高めた場合、６５０℃での引張強度ＴＳ０を高くすることができるものの、高温保持試験後の６５０℃での引張強度ＴＳ１が低くなり、引張強度差ΔＴＳ（＝ＴＳ０－ＴＳ１）が顕著に低下する場合があることが判明した。
　そこで、本発明者らは、この原因について調査した。その結果、本発明者らは、次の事項を知見した。円相当径が１００～５００ｎｍの中型炭化物の数密度（個／μｍ２）が少なすぎれば、６５０℃での引張強度ＴＳ０が低くなりすぎる。そのため、中型炭化物の数密度はある程度必要である。しかしながら、中型炭化物の数密度が過剰に多くなれば、ロータ内において、中型炭化物に多くの転位がトラップされてしまう。そのため、ロータ内は、中型炭化物も多いものの、転位密度も過剰に高い状態となっている。この場合、微細炭化物及び中型炭化物による析出強化機構と、多数の転位密度とにより、ロータの高温強度が確保されている。そのため、このロータを高温で長時間保持した場合、ロータ内の転位が消滅して、高温強度が顕著に低下する。
　以上の知見に基づいて、本発明者らは、高温で長時間保持後の高温強度の低下を抑制するためには、析出強化を活用して中型炭化物の数密度を単純に高めるのではなく、析出強化機構を発揮しつつ、ロータ内の転位密度を十分に低減可能な適切な中型炭化物の数密度の範囲が存在すると考えた。そこで、本発明者らは、上述の化学組成を有する鋼材からなるロータにおいて、高い高温強度が得られ、かつ、高温での長時間保持後の高温強度の低下を抑制可能な中型炭化物の適切な数密度の範囲について検討した。その結果、上述の化学組成を有し、ミクロ組織におけるマルテンサイト及びベイナイトの総面積率が９５．０％超であるロータにおいて、円相当径が１００～５００ｎｍの炭化物（中型炭化物）の個数密度が０．３５～０．７５個／μｍ２であれば、低い電気抵抗及び高い高温強度が得られ、ロータを高温で長時間保持した後であっても、高温強度を低下するのを有効に抑制できることを見出した。
　以上の知見により完成した本実施形態の渦電流式減速装置用ロータは、次の構成を備える。
　［１］
　渦電流式減速装置用ロータであって、
　円筒部を備え、
　前記円筒部の化学組成が、質量％で、
　Ｃ：０．０５～０．１５％、
　Ｓｉ：０．１０～０．４０％、
　Ｍｎ：０．５０～１．００％、
　Ｐ：０．０３０％以下、
　Ｓ：０．０３０％以下、
　Ｍｏ：０．２０～１．００％、
　Ｎｂ：０．０２０～０．０６０％、
　Ｖ：０．０４０～０．０８０％、
　ｓｏｌ．Ａｌ：０．０３０～０．１００％、
　Ｂ：０．０００５～０．００５０％、
　Ｎ：０．００３～０．０１０％、
　Ｃｕ：０～０．２０％、
　Ｎｉ：０～０．２０％、
　Ｃｒ：０～０．１０％、及び、
　残部：Ｆｅ及び不純物、からなり、
　ミクロ組織におけるマルテンサイト及びベイナイトの総面積率は９５．０％超であり、
　円相当径が１００～５００ｎｍの炭化物の数密度が０．３５～０．７５個／μｍ２である、
　渦電流式減速装置用ロータ。
　［２］
　［１］に記載の渦電流式減速装置用ロータであって、
　前記化学組成は、
　Ｃｕ：０．０１～０．２０％、
　Ｎｉ：０．０１～０．２０％、及び、
　Ｃｒ：０．０１～０．１０％、からなる群から選択される１元素又は２元素以上を含有する、
　渦電流式減速装置用ロータ。
　以下、本実施形態の渦電流式減速装置用ロータについて詳述する。
　［渦電流式減速装置の構成］
　図１は、本実施形態の渦電流式減速装置用ロータが適用される、渦電流式減速装置の正面図である。図１を参照して、渦電流式減速装置１は、ロータ１０と、ステータ２０とを備える。
　図２は、図１に示す渦電流式減速装置１をプロペラシャフト３０に固定した場合の、渦電流式減速装置１の、プロペラシャフト３０の軸方向の断面図である。図２を参照して、本実施形態では、ロータ１０がプロペラシャフト３０に固定される。そして、ステータ２０が、図示しないトランスミッションに固定される。図１及び図２を参照して、ロータ１０は、円筒部（ドラム）１１を備える。より具体的には、ロータ１０は、円筒部１１と、アーム部１２と、ホイール部１３とを備える。円筒部１１は、円筒状であり、ステータ２０の外径よりも大きい内径を有する。ホイール部１３は、円筒部１１の内径よりも小さい外径を有する円環状の部材であり、中心部に貫通孔を有する。ホイール部１３の厚さ（プロペラシャフト３０の軸方向の長さ）は、円筒部１１の厚さ（プロペラシャフト３０の軸方向の長さ）よりも薄い。ホイール部１３は、貫通孔にプロペラシャフト３０を挿入し、プロペラシャフト３０に固定される。アーム部１２は、図１及び図２に示すとおり、円筒部１１の端部と、ホイール部１３とを繋いでいる。なお、円筒部１１の外周面には、複数の冷却フィン１１Ｆが形成されている。円筒部１１と、アーム部１２と、ホイール部１３とは、一体的に形成されていてもよい。円筒部１１と、アーム部１２と、ホイール部１３とは、別個独立した部材で構成されていてもよい。
　図３は、非制動時の渦電流式減速装置１の軸方向に垂直な断面図（径方向の断面図）である。図３を参照して、ステータ２０は、磁石保持リング２１と、複数の永久磁石２２及び２３と、複数のポールピース２４とを備える。複数の永久磁石２２及び永久磁石２３は、磁石保持リング２１の外周面上に、円周方向に交互に配列されている。永久磁石２２の表面のうち、ロータ１０の円筒部１１の内周面と対向する表面はＮ極である。永久磁石２２の表面のうち、磁石保持リング２１の外周面と対向する表面はＳ極である。永久磁石２３の表面のうち、ロータ１０の円筒部１１の内周面と対向する表面はＳ極である。永久磁石２３の表面のうち、磁石保持リング２１の外周面と対向する表面はＮ極である。複数のポールピース２４は、複数の永久磁石２２及び２３の上方に配置され、ステータ２０の円周方向に配列されている。複数のポールピース２４は、複数の永久磁石２２及び２３と、円筒部１１の内周面との間に配列されている。
　［渦電流式減速装置１の制動及び非制動の動作について］
　図３を参照して、非制動時において、渦電流式減速装置１の径方向に見た場合、各永久磁石２２及び各永久磁石２３は、互いに隣り合う２つのポールピース２４と重複している。換言すれば、渦電流式減速装置１の径方向に見た場合、１つのポールピース２４が、互いに隣り合う永久磁石２２及び２３と重複している。この場合、磁束Ｂは図３に示すとおり、ステータ２０内を流れる。具体的には、磁束Ｂは、永久磁石２２及び２３と、ポールピース２４と、磁石保持リング２１との間を流れる。そのため、ロータ１０と永久磁石２２及び２３との間には磁気回路が形成されておらず、ロータ１０にローレンツ力が発生しない。したがって、図３では、制動力が作動しない。
　図４は、制動時の渦電流式減速装置１の軸方向に垂直な断面図（径方向の断面図）である。制動時において、ステータ２０内の磁石保持リング２１が回転して、図３と比較して、永久磁石２２及び２３の、ポールピース２４に対する相対位置をずらす。具体的には、図４では、制動時において、渦電流式減速装置１の径方向に見た場合、各永久磁石２２又は２３は、１つのポールピース２４のみと重複しており、２つのポールピース２４には重複していない。この場合、磁束Ｂは図４に示すとおり、磁石保持リング２１、永久磁石２２又は２３、ポールピース２４、及び、円筒部１１との間を流れる。そのため、ロータ１０と永久磁石２２又は２３との間には磁気回路が形成される。このとき、ロータ１０の円筒部１１に渦電流が発生する。渦電流の発生に伴い、ローレンツ力が発生する。このローレンツ力が制動トルクとなり、制動力が発生する。
　以上のとおり、渦電流式減速装置１は、ロータ１０に発生する渦電流により、制動力を発生させる。したがって、ロータ１０の円筒部１１では渦電流の発生量が大きくなる方が好ましい。制動力が大きくなるためである。円筒部１１の電気抵抗が小さいほど、渦電流の発生量が大きくなる。そのため、ロータ１０の円筒部１１は、電気抵抗が小さい方が好ましい。ロータ１０はさらに、制動及び非制動を繰り返すことにより、熱サイクルが負荷される。上述のとおり、最近では、６５０℃になっても高い高温強度が得られることが求められている。以下、ロータ１０について詳述する。
　［渦電流式減速装置用ロータ１０について］
　［化学組成］
　本実施形態の渦電流式減速装置用ロータ１０の円筒部１１の化学組成は、次の元素を含有する。元素に関する「％」は、特に断りがない限り、質量％を意味する。
　［必須元素について］
　Ｃ：０．０５～０．１５％
　炭素（Ｃ）は、ロータを構成する鋼材の焼入れ性を高め、鋼材の強度を高める。Ｃはさらに、Ｎｂ炭化物、Ｖ炭化物等の微細炭化物を生成し、鋼材の高温強度を高める。Ｃはさらに、円相当径が１００～５００ｎｍのＭｏ炭化物及びセメンタイト（中型炭化物）を生成して、鋼材の高温強度を高める。Ｃ含有量が０．０５％未満であれば、他の元素含有量が本実施形態の範囲内であっても、上述の効果が十分に得られない。一方、Ｃ含有量が０．１５％を超えれば、他の元素含有量が本実施形態の範囲内であっても、鋼材の電気抵抗が過剰に高まる。この場合、渦電流式減速装置１の制動時において、ロータ１０の円筒部１１を流れる渦電流量が減少する。その結果、渦電流式減速装置１の制動力が低下する。したがって、Ｃ含有量は０．０５～０．１５％である。Ｃ含有量の好ましい下限は０．０６％であり、さらに好ましくは０．０７％であり、さらに好ましくは０．０８％である。Ｃ含有量の好ましい上限は０．１４％であり、さらに好ましくは０．１３％であり、さらに好ましくは０．１２％である。
　Ｓｉ：０．１０～０．４０％
　シリコン（Ｓｉ）は、製鋼工程において、鋼を脱酸する。Ｓｉはさらに、鋼材の焼入れ性を高め、鋼材の強度を高める。Ｓｉ含有量が０．１０％未満であれば、他の元素含有量が本実施形態の範囲内であっても、上記効果が十分に得られない。一方、Ｓｉ含有量が０．４０％を超えれば、他の元素含有量が本実施形態の範囲内であっても、鋼材の電気抵抗が過剰に高まる。この場合、渦電流式減速装置１の制動時において、ロータ１０の円筒部１１を流れる渦電流量が減少する。その結果、渦電流式減速装置１の制動力が低下する。したがって、Ｓｉ含有量は０．１０～０．４０％である。Ｓｉ含有量の好ましい下限は０．１２％であり、さらに好ましくは０．１５％であり、さらに好ましくは０．１７％である。Ｓｉ含有量の好ましい上限は０．３８％であり、さらに好ましくは０．３６％であり、さらに好ましくは０．３４％であり、さらに好ましくは０．３２％であり、さらに好ましくは０．３０％であり、さらに好ましくは０．２８％であり、さらに好ましくは０．２６％である。
　Ｍｎ：０．５０～１．００％
　マンガン（Ｍｎ）は、製鋼工程において、鋼を脱酸する。Ｍｎはさらに、鋼材の焼入れ性を高め、鋼材の強度を高める。Ｍｎ含有量が０．５０％未満であれば、他の元素含有量が本実施形態の範囲内であっても、上記効果が十分に得られない。一方、Ｍｎ含有量が１．００％を超えれば、他の元素含有量が本実施形態の範囲内であっても、鋼材の電気抵抗が過剰に高まる。この場合、渦電流式減速装置１の制動時において、ロータ１０の円筒部１１を流れる渦電流量が減少する。その結果、渦電流式減速装置１の制動力が低下する。したがって、Ｍｎ含有量は０．５０～１．００％である。Ｍｎ含有量の好ましい下限は０．５６％であり、さらに好ましくは０．５８％であり、さらに好ましくは０．６０％であり、さらに好ましくは０．６２％であり、さらに好ましくは０．６４％であり、さらに好ましくは０．６６％であり、さらに好ましくは０．６８％である。Ｍｎ含有量の好ましい上限は０．９４％であり、さらに好ましくは０．９０％であり、さらに好ましくは０．８８％である。
　Ｐ：０．０３０％以下
　燐（Ｐ）は不可避に含有される不純物である。つまり、Ｐ含有量は０％超である。Ｐは、鋼材の熱間加工性及び靱性を低下する。Ｐはさらに、鋼材の電気抵抗を高める。この場合、渦電流式減速装置１の制動時において、ロータ１０の円筒部１１を流れる渦電流量が減少する。その結果、渦電流式減速装置１の制動力が低下する。Ｐ含有量が０．０３０％を超えれば、他の元素含有量が本実施形態の範囲内であっても、鋼材の熱間加工性及び靱性が顕著に低下し、さらに、渦電流式減速装置１の制動力が低下する。したがって、Ｐ含有量は０．０３０％以下である。Ｐ含有量の好ましい上限は０．０２８％であり、さらに好ましくは０．０２６％であり、さらに好ましくは０．０２５％である。Ｐ含有量はなるべく低い方が好ましい。しかしながら、Ｐ含有量の過剰な低減は、製造コストを引き上げる。したがって、通常の工業生産を考慮した場合、Ｐ含有量の好ましい下限は０．００１％であり、さらに好ましくは０．００３％である。
　Ｓ：０．０３０％以下
　硫黄（Ｓ）は不可避に含有される不純物である。つまり、Ｓ含有量は０％超である。Ｓは、鋼材の熱間加工性及び靱性を低下する。Ｓ含有量が０．０３０％を超えれば、他の元素含有量が本実施形態の範囲内であっても、鋼材の熱間加工性及び靱性が顕著に低下する。したがって、Ｓ含有量は０．０３０％以下である。Ｓ含有量の好ましい上限は０．０２５％であり、さらに好ましくは０．０２２％であり、さらに好ましくは０．０２０％である。Ｓ含有量はなるべく低い方が好ましい。しかしながら、Ｓ含有量の過剰な低減は、製造コストを引き上げる。したがって、通常の工業生産を考慮した場合、Ｓ含有量の好ましい下限は０．００１％であり、さらに好ましくは０．００２％である。
　Ｍｏ：０．２０～１．００％
　モリブデン（Ｍｏ）は、Ｃと結合してＭｏ炭化物（Ｍｏ２Ｃ）を形成する。Ｍｏ炭化物を含む１００～５００ｎｍの円相当径の析出物が０．３５～０．７５個／μｍ２であることを条件として、鋼材の高温強度が高まる。Ｍｏはさらに、鋼材の焼入れ性を高める。Ｍｏはさらに、鋼材の靱性を高める。Ｍｏ含有量が０．２０％未満であれば、他の元素含有量が本実施形態の範囲内であっても、上記効果が十分に得られない。一方、Ｍｏ含有量が１．００％を超えれば、他の元素含有量が本実施形態の範囲内であっても、鋼材の電気抵抗が過剰に高まる。この場合、渦電流式減速装置１の制動時において、ロータ１０の円筒部１１を流れる渦電流量が減少する。その結果、渦電流式減速装置１の制動力が低下する。したがって、Ｍｏ含有量は０．２０～１．００％である。Ｍｏ含有量の好ましい下限は０．２５％であり、さらに好ましくは０．３０％であり、さらに好ましくは０．３５％であり、さらに好ましくは０．４０％である。Ｍｏ含有量の好ましい上限は０．９０％であり、さらに好ましくは０．８０％であり、さらに好ましくは０．７０％であり、さらに好ましくは０．６０％である。
　Ｎｂ：０．０２０～０．０６０％
　ニオブ（Ｎｂ）は、炭素と結合してＮｂ炭化物（微細炭化物）を生成し、析出強化により、鋼材の高温強度を高める。Ｎｂはさらに、結晶粒の粗大化を抑制する。Ｎｂ含有量が０．０２０％未満であれば、他の元素含有量が本実施形態の範囲内であっても、上記効果が十分に得られない。一方、Ｎｂ含有量が０．０６０％を超えれば、他の元素含有量が本実施形態の範囲内であっても、鋼材の電気抵抗が過剰に高まる。この場合、渦電流式減速装置１の制動時において、ロータ１０の円筒部１１を流れる渦電流量が減少する。その結果、渦電流式減速装置１の制動力が低下する。Ｎｂ含有量が０．０６０％を超えればさらに、鋼材の靱性が低下する。したがって、Ｎｂ含有量は０．０２０～０．０６０％である。Ｎｂ含有量の好ましい下限は０．０２５％であり、さらに好ましくは０．０３０％であり、さらに好ましくは０．０３２％であり、さらに好ましくは０．０３４％である。Ｎｂ含有量の好ましい上限は０．０５８％であり、さらに好ましくは０．０５６％であり、さらに好ましくは０．０５４％であり、さらに好ましくは０．０５２％である。
　Ｖ：０．０４０～０．０８０％
　バナジウム（Ｖ）は、炭素と結合してＶ炭化物（微細炭化物）を生成し、析出強化により、鋼材の高温強度を高める。Ｖはさらに、結晶粒の粗大化を抑制する。Ｖ含有量が０．０４０％未満であれば、他の元素含有量が本実施形態の範囲内であっても、上記効果が十分に得られない。一方、Ｖ含有量が０．０８０％を超えれば、他の元素含有量が本実施形態の範囲内であっても、鋼材の電気抵抗が過剰に高まる。この場合、渦電流式減速装置１の制動時において、ロータ１０の円筒部１１を流れる渦電流量が減少する。その結果、渦電流式減速装置１の制動力が低下する。Ｖ含有量が０．０８０％を超えればさらに、鋼材の靱性が低下する。したがって、Ｖ含有量は０．０４０～０．０８０％である。Ｖ含有量の好ましい下限は０．０４４％であり、さらに好ましくは０．０４８％であり、さらに好ましくは０．０５０％である。Ｖ含有量の好ましい上限は０．０７５％であり、さらに好ましくは０．０７０％であり、さらに好ましくは０．０６８％であり、さらに好ましくは０．０６６％であり、さらに好ましくは０．０６４％であり、さらに好ましくは０．０６２％である。
　ｓｏｌ．Ａｌ：０．０３０～０．１００％
　アルミニウム（Ａｌ）は、製鋼工程において、鋼を脱酸する。Ａｌはさらに、窒素（Ｎ）と結合してＡｌＮを形成し、鋼材の結晶粒を微細化する。ｓｏｌ．Ａｌ含有量が０．０３０％未満であれば、他の元素含有量が本実施形態の範囲内であっても、上記効果が十分に得られない。一方、ｓｏｌ．Ａｌ含有量が０．１００％を超えれば、他の元素含有量が本実施形態の範囲内であっても、鋼材の電気抵抗が過剰に高まる。この場合、渦電流式減速装置１の制動時において、ロータ１０の円筒部１１を流れる渦電流量が減少する。その結果、渦電流式減速装置１の制動力が低下する。したがって、ｓｏｌ．Ａｌ含有量は０．０３０～０．１００％である。ｓｏｌ．Ａｌ含有量の好ましい下限は０．０４０％であり、さらに好ましくは０．０５０％であり、さらに好ましくは０．０５２％である。ｓｏｌ．Ａｌ含有量の好ましい上限は０．０９０％であり、さらに好ましくは０．０８８％であり、さらに好ましくは０．０８６％であり、さらに好ましくは０．０８４％であり、さらに好ましくは０．０８２％であり、さらに好ましくは０．０８０％である。
　Ｂ：０．０００５～０．００５０％
　ボロン（Ｂ）は鋼材の焼入れ性を高め、鋼材の高温強度を高める。Ｂ含有量が０．０００５％未満であれば、他の元素含有量が本実施形態の範囲内であっても、上記効果が十分に得られない。一方、Ｂ含有量が０．００５０％を超えれば、他の元素含有量が本実施形態の範囲内であっても、鋼材の靱性が低下する。したがって、Ｂ含有量は０．０００５～０．００５０％である。Ｂ含有量の好ましい下限は０．０００８％であり、さらに好ましくは０．００１０％であり、さらに好ましくは０．００１２％であり、さらに好ましくは０．００１４％であり、さらに好ましくは０．００１５％である。Ｂ含有量の好ましい上限は０．００４５％であり、さらに好ましくは０．００４０％であり、さらに好ましくは０．００３５％であり、さらに好ましくは０．００３０％である。
　Ｎ：０．００３～０．０１０％
　窒素（Ｎ）は、Ａｌと結合してＡｌＮを形成する。ＡｌＮは、析出強化により、鋼材の高温強度を高める。ＡｌＮはさらに、鋼材の結晶粒を微細化する。Ｎ含有量が０．００３％未満であれば、他の元素含有量が本実施形態の範囲内であっても、上記効果が十分に得られない。一方、Ｎ含有量が０．０１０％を超えれば、他の元素含有量が本実施形態の範囲内であっても、鋼材の電気抵抗が過剰に高まる。この場合、渦電流式減速装置１の制動時において、ロータ１０の円筒部１１を流れる渦電流量が減少する。その結果、渦電流式減速装置１の制動力が低下する。したがって、Ｎ含有量は０．００３～０．０１０％である。Ｎ含有量の好ましい下限は０．００４％である。Ｎ含有量の好ましい上限は０．００９％であり、さらに好ましくは０．００８％であり、さらに好ましくは０．００７％であり、さらに好ましくは０．００６％である。
　本実施形態の渦電流式減速装置１のロータ１０の円筒部１１の化学組成の残部は、Ｆｅ及び不純物からなる。ここで、不純物とは、本実施形態のロータ１０の円筒部１１を工業的に製造する際に、原料としての鉱石、スクラップ、又は、製造環境などから混入されるものであって、本実施形態のロータ１０の円筒部１１に悪影響を与えない範囲で許容されるものを意味する。
　［任意元素について］
　本実施形態の渦電流式減速装置１のロータ１０の円筒部１１の化学組成はさらに、Ｆｅの一部に代えて、Ｃｕ、Ｎｉ及びＣｒからなる群から選択される１元素又は２元素以上を含有してもよい。これらの元素はいずれも任意元素であり、鋼材の焼入れ性を高める。
　Ｃｕ：０～０．２０％
　銅（Ｃｕ）は任意元素であり、含有されなくてもよい。つまり、Ｃｕ含有量は０％であってもよい。含有される場合、Ｃｕは、鋼材の焼入れ性を高め、鋼材の高温強度を高める。Ｃｕが少しでも含有されれば、上記効果はある程度得られる。しかしながら、Ｃｕ含有量が０．２０％を超えれば、他の元素含有量が本実施形態の範囲内であっても、鋼材の電気抵抗が過剰に高まる。この場合、渦電流式減速装置の制動時において、渦電流式減速装置１のロータ１０の円筒部１１を流れる渦電流量が減少する。その結果、渦電流式減速装置１の制動力が低下する。したがって、Ｃｕ含有量は０～０．２０％である。Ｃｕ含有量の好ましい下限は０％超であり、さらに好ましくは０．０１％であり、さらに好ましくは０．０２％である。Ｃｕ含有量の好ましい上限は０．１５％であり、さらに好ましくは０．１２％であり、さらに好ましくは０．１０％である。
　Ｎｉ：０～０．２０％
　ニッケル（Ｎｉ）は任意元素であり、含有されなくてもよい。つまり、Ｎｉ含有量は０％であってもよい。含有される場合、Ｎｉは、鋼材の焼入れ性を高め、鋼材の高温強度を高める。Ｎｉが少しでも含有されれば、上記効果はある程度得られる。しかしながら、Ｎｉ含有量が０．２０％を超えれば、他の元素含有量が本実施形態の範囲内であっても、鋼材の電気抵抗が過剰に高まる。この場合、渦電流式減速装置１の制動時において、渦電流式減速装置１のロータ１０の円筒部１１を流れる渦電流量が減少する。その結果、渦電流式減速装置１の制動力が低下する。したがって、Ｎｉ含有量は０～０．２０％である。Ｎｉ含有量の好ましい下限は０％超であり、さらに好ましくは０．０１％であり、さらに好ましくは０．０２％であり、さらに好ましくは０．０３％である。Ｎｉ含有量の好ましい上限は０．１５％であり、さらに好ましくは０．１２％であり、さらに好ましくは０．１０％である。
　Ｃｒ：０～０．１０％
　クロム（Ｃｒ）は任意元素であり、含有されなくてもよい。つまり、Ｃｒ含有量は０％であってもよい。含有される場合、Ｃｒは、鋼材の焼入れ性を高め、鋼材の高温強度を高める。Ｃｒが少しでも含有されれば、上記効果はある程度得られる。しかしながら、Ｃｒ含有量が０．１０％を超えれば、他の元素含有量が本実施形態の範囲内であっても、鋼材の電気抵抗が過剰に高まる。この場合、渦電流式減速装置１の制動時において、渦電流式減速装置１のロータ１０の円筒部１１を流れる渦電流量が減少する。その結果、渦電流式減速装置１の制動力が低下する。したがって、Ｃｒ含有量は０～０．１０％である。Ｃｒ含有量の好ましい下限は０％超であり、さらに好ましくは０．０１％であり、さらに好ましくは０．０２％である。Ｎｉ含有量の好ましい上限は０．０９％であり、さらに好ましくは０．０８％であり、さらに好ましくは０．０７％であり、さらに好ましくは０．０６％であり、さらに好ましくは０．０５％である。
　［ミクロ組織について］
　本実施形態のロータ１０の円筒部１１のミクロ組織では、マルテンサイト及びベイナイトの総面積率が９５．０％超である。つまり、本実施形態の渦電流式減速装置用ロータ１０の円筒部１１のミクロ組織は、主としてマルテンサイト及び／又はベイナイトからなる組織である。本明細書でいう「マルテンサイト及びベイナイト」は、焼戻しマルテンサイト及び焼戻しベイナイトも含む。本実施形態のロータ１０の円筒部１１のミクロ組織において、マルテンサイト及びベイナイト以外の残部はフェライトである。つまり、フェライトの面積率は５．０％未満である。
　なお、円筒部１１のミクロ組織には、マルテンサイト、ベイナイト及びフェライト以外に、上述の炭化物に代表される析出物や、介在物も存在する。しかしながら、これらの析出物及び介在物の総面積率は、マルテンサイト、ベイナイト及びフェライトの面積率と比較して極めて小さく、無視できる。
　また、後述のミクロ組織観察において、マルテンサイトとベイナイトとを区別することは極めて困難である。一方で、フェライトと、マルテンサイト及びベイナイトとは、コントラストにより極めて容易に区別できる。したがって、ミクロ組織観察において、フェライト以外の領域を、「マルテンサイト及びベイナイト」と認定する。
　本実施形態の渦電流式減速装置用ロータ１０の円筒部１１のミクロ組織も、強度に影響する。本実施形態の渦電流式減速装置用ロータ１０の円筒部１１のミクロ組織において、マルテンサイト及びベイナイトの総面積率が９５．０％以下であり、フェライトの面積率が５．０％以上であれば、中型炭化物の数密度が０．３５～０．７５個／μｍ２であっても、十分な高温強度が得られない。一方、マルテンサイト及びベイナイトの総面積率が９５．０％超であり、フェライトの面積率が５．０％未満であれば、化学組成中の各元素含有量が本実施形態の範囲内であって、中型炭化物の数密度が０．３５～０．７５個／μｍ２であることを前提として、６５０℃において高い高温強度が得られる。
　ここで、ミクロ組織中のマルテンサイト及びベイナイトの総面積率と、フェライトの面積率とは、次の方法で測定することができる。ロータ１０の円筒部１１の肉厚中央位置からサンプルを採取する。サンプルは、後述の観察視野（２００μｍ×１００μｍ）が確保できれば、サイズは特に限定されない。サンプルの表面のうち、上記観察視野を含む観察面を鏡面研磨する。鏡面研磨後のサンプルを、ナイタル液に１０秒程度浸漬してエッチングを実施し、観察面に組織を現出させる。エッチングにより組織が現出された観察面内の任意の１視野（観察視野）を、５００倍の光学顕微鏡により観察する。観察視野の視野面積は２００００μｍ２（２００μｍ×１００μｍ）とする。上述のとおり、観察視野中において、フェライトと、マルテンサイト及びベイナイトとは、コントラストに基づいて容易に区別できる。そこで、観察視野中のフェライトを特定して、特定されたフェライトの面積を求める。フェライトの面積を、観察視野の総面積で除して、フェライトの面積率（％）を求める。上述のとおり、本実施形態のロータ１０の円筒部１１のミクロ組織では、フェライト以外の残部はマルテンサイト及び／又はベイナイトである。したがって、マルテンサイト及びベイナイトの総面積（％）を、次の式で求める。
　マルテンサイト及びベイナイトの総面積率＝１００．０－フェライトの面積率
　［円相当径が１００～５００ｎｍの炭化物（中型炭化物）の数密度］
　本実施形態のロータ１０の円筒部１１ではさらに、円相当径が１００～５００ｎｍの炭化物（中型炭化物）の数密度が０．３５～０．７５個／μｍ２である。中型炭化物の数密度が０．３５個／μｍ２未満であれば、化学組成中の各元素含有量が本実施形態の範囲内であって、ミクロ組織中のマルテンサイト及びベイナイトの総面積率が９５．０％超であり、フェライトの面積率が５．０％未満であっても、中型炭化物の数密度が低すぎる。そのため、十分な高温強度が得られない。一方、中型炭化物の数密度が０．７５個／μｍ２を超えれば、化学組成中の各元素含有量が本実施形態の範囲内であって、ミクロ組織中のマルテンサイト及びベイナイトの総面積率が９５．０％超であり、フェライトの面積率が５．０％未満であっても、中型炭化物の数密度が高すぎる。この場合、多数の転位が中型炭化物にトラップされてしまい、転位密度も過剰に高くなっている。そのため、高い高温強度は得られるものの、渦電流式減速装置の累積稼働時間に伴う高温強度の低下が大きくなる。
　中型炭化物の数密度が０．３５～０．７５個／μｍ２であれば、化学組成の各元素含有量が本実施形態の範囲内であって、ミクロ組織中のマルテンサイト及びベイナイトの総面積率が９５．０％超であり、フェライトの面積率が５．０％未満であることを前提として、本実施形態のロータが、高い高温強度を有し、渦電流式減速装置の累積稼働時間に伴う高温強度の低下を十分に抑えることができる。具体的には、６５０℃での引張強度ＴＳ０が２５０ＭＰａ以上であり、かつ、高温保持試験前後の６５０℃の引張強度差ΔＴＳが５０ＭＰａ未満となる。なお、微細炭化物の円相当径は５０ｎｍ以下と非常に微細であり、数密度を定量的に測定することが困難である。さらに、高温域での累積稼働時間が長くなっても、微細炭化物の形状の変化は極めて少ない。そのため、微細炭化物は、累積稼働時間に伴う高温強度の低下の抑制にはあまり影響しない。
　中型炭化物の数密度の好ましい下限は０．３８個／μｍ２であり、さらに好ましくは０．４０個／μｍ２であり、さらに好ましくは０．４２個／μｍ２であり、さらに好ましくは０．４４個／μｍ２であり、さらに好ましくは０．４６個／μｍ２であり、さらに好ましくは０．４８個／μｍ２である。中型炭化物の数密度の好ましい上限は０．７０個／μｍ２であり、さらに好ましくは０．６８個／μｍ２であり、さらに好ましくは０．６６個／μｍ２であり、さらに好ましくは０．６４個／μｍ２であり、さらに好ましくは０．６２個／μｍ２である。
　［中型炭化物の数密度の測定方法］
　中型炭化物の数密度は、次の方法で測定することができる。ロータ１０の円筒部１１の肉厚中央位置からサンプルを採取する。サンプルの表面のうち、円筒部１１の中心軸方向に垂直な断面に相当する表面を観察面とする。サンプルの観察面を鏡面研磨する。鏡面研磨後の観察面に対して、ナイタル液でエッチングを実施する。エッチング後の観察面に対して、走査型電子顕微鏡（ＳＥＭ）を用いて、１００００倍の倍率で、任意の５視野（１視野あたりの視野面積１２μｍ×９μｍ）を観察する。
　５視野で確認された各析出物の円相当径を求める。円相当径は周知の画像処理により求めることができる。各析出物のうち、円相当径が１００～５００ｎｍの析出物は、本実施形態の化学組成の鋼材において、Ｍｏ炭化物及び／又はセメンタイトとみなすことができる。したがって、円相当径が１００～５００ｎｍの析出物を、中型炭化物と認定する。特定された中型炭化物（円相当径が１００～５００ｎｍの炭化物）の個数と、５視野の総面積（５４０μｍ２）とに基づいて、中型炭化物の数密度（個／μｍ２）を求める。
　［電気抵抗の測定方法］
　ロータ１０の円筒部１１の電気抵抗は、ＪＩＳ　Ｃ　２５２６（１９９４）に準拠した測定方法により求めることができる。具体的には、ロータ１０の円筒部１１の肉厚中央位置を含む試験片を採取する。試験片は、３ｍｍ×４ｍｍ×６０ｍｍの標準試験片とする。常温（２０±１５℃）で、ダブルブリッジ法により、試験片の電気抵抗（μΩｃｍ）を求める。
　［６５０℃での引張強度の測定方法］
　渦電流式減速装置用ロータの円筒部の６５０℃での引張強度（ＭＰａ）は、ＪＩＳ　Ｇ　０５６７（２０１２）に準拠した測定方法により求めることができる。具体的には、ロータ１０の円筒部１１の肉厚中央位置から引張試験片を採取する。引張試験片の平行部の長さは４０ｍｍ、平行部の直径は６ｍｍとし、平行部は、円筒部１１の中心軸と平行とする。加熱炉を用いて引張試験片を加熱して、引張試験片の温度を６５０℃にする。６５０℃での保持時間は１０分とする。６５０℃の引張試験片に対して、大気中にて引張試験を実施して、応力－ひずみ曲線を得る。得られた応力－ひずみ曲線から引張強度ＴＳ０（ＭＰａ）を求める。
　［高温保持試験前後の６５０℃での引張強度差ΔＴＳの測定方法］
　引張強度差ΔＴＳは次の方向により求めることができる。具体的には、上述の６５０℃での引張強度の測定方法と同様に、ロータ１０の円筒部１１の肉厚中央位置から上述の引張試験片を採取する。採取した引張試験片を用いて、高温保持試験を実施する。具体的には、加熱炉を用いて引張試験片を６５０℃で３００時間保持する。保持時間経過後の６５０℃の引張試験片に対して、大気中にて引張試験を実施して、応力－ひずみ曲線を得る。得られた応力－ひずみ曲線から引張強度ＴＳ１（ＭＰａ）を求める。求めた引張強度ＴＳ０及びＴＳ１を用いて、次式により、高温保持試験前後の６５０℃での引張強度差ΔＴＳ（ＭＰａ）を求める。
　ΔＴＳ＝ＴＳ０－ＴＳ１
　以上のとおり、本実施形態の渦電流式減速装置用ロータ１０の円筒部１１は、化学組成中の各元素が上述の本実施形態の範囲内であり、ミクロ組織において、マルテンサイト及びベイナイトの総面積率は９５．０％超であり、円相当径が１００～５００ｎｍの炭化物（中型炭化物）の数密度が０．３５～０．７５個／μｍ２である。そのため、本実施形態の渦電流式減速装置用ロータ１０は、低い電気抵抗と、高い高温強度を有し、かつ、渦電流式減速装置の累積稼働時間に伴う高温強度の低下を十分に抑制できる。具体的には、電気抵抗が２０．０μΩｃｍ以下であり、６５０℃での引張強度ＴＳ０が２５０ＭＰａ以上であり、上述の高温保持試験前後の６５０℃での引張強度差ΔＴＳが５０ＭＰａ以下である。
　［製造方法］
　本実施形態の渦電流式減速装置用ロータ１０の製造方法の一例を説明する。以降に説明する製造方法は、本実施形態の渦電流式減速装置用ロータ１０を製造するための一例である。したがって、上述の構成を有する渦電流式減速装置用ロータ１０は、以降に説明する製造方法以外の他の製造方法により製造されてもよい。しかしながら、以降に説明する製造方法は、本実施形態の渦電流式減速装置用ロータ１０の製造方法の好ましい一例である。
　本実施形態の渦電流式減速装置用ロータ１０の製造方法は、渦電流式減速装置用ロータ１０の円筒部１１の素材を準備する素材準備工程と、準備された素材に対して熱間鍛造及び熱間圧延を実施して、円筒部１１に相当する中間品を製造する熱間鍛造及び熱間圧延工程と、中間品に対して焼入れ処理及び焼戻し処理を実施する調質処理工程と、中間品の内周面及び／又は外周面を切削して円筒部１１及び複数のフィン１１Ｆを形成する機械加工工程と、ホイール部１３、アーム部１２及び円筒部１１を用いて、渦電流式減速装置用ロータ１０を製造するロータ形成工程とを備える。以下、各工程について説明する。
　［素材準備工程］
　素材準備工程では、各元素含有量が本実施形態の範囲内の化学組成を有する素材を準備する。素材は第三者から供給されたものであってもよい。素材を製造してもよい。製造する場合、たとえば、次の方法で製造する。
　各元素含有量が本実施形態の範囲内の化学組成を有する溶鋼を製造する。精錬方法は特に限定されず、周知の方法を用いればよい。たとえば、周知の方法で製造された溶銑に対して転炉での精錬（一次精錬）を実施する。転炉から出鋼した溶鋼に対して、周知の二次精錬を実施する。二次精錬において、成分調整の合金元素の添加を実施して、各元素含有量が本実施形態の範囲内の化学組成を有する溶鋼を製造する。
　上述の精錬方法により製造された溶鋼を用いて、周知の鋳造法により素材を製造する。たとえば、溶鋼を用いて造塊法によりインゴットを製造する。また、溶鋼を用いて連続鋳造法によりブルーム又はビレットを製造してもよい。製造されたブルーム又はインゴットを１０００～１３００℃に加熱した後、熱間加工を実施して、ビレットを製造してもよい。熱間加工はたとえば、熱間圧延、熱間鍛造等である。製造されたビレット（連続鋳造により製造されたビレット、又は、ブルーム又はインゴットを熱間加工して製造されたビレット）を、渦電流式減速装置用ロータ１０の素材とする。
　［熱間鍛造及び熱間圧延工程］
　素材準備工程にて準備された素材に対して熱間鍛造及び熱間圧延を実施して、円筒部１１に相当する中間品を製造する。始めに、素材を１０００～１３００℃に加熱する。加熱後の素材に対して、熱間鍛造を実施して所定の寸法に成型する。熱間鍛造後さらに、熱間圧延を実施して、円筒状の中間品を製造する。
　［調質処理工程］
　熱間鍛造及び熱間圧延工程により製造された中間品に対して、調質処理工程を実施する。具体的には、中間品に対して、焼入れ処理を実施した後、焼戻し処理を実施する。
　［焼入れ処理］
　始めに、中間品に対して、焼入れ処理を実施する。焼入れ温度は８６０～９３０℃である。焼入れ温度が８６０℃未満であれば、熱間鍛造工程により生成したＭｏ炭化物及びセメンタイトが十分に固溶しない。この場合、次工程の焼戻し処理において、焼入れ処理後に中間品内に残存する未固溶のＭｏ炭化物及びセメンタイトが粗大化してしまう。その結果、中型炭化物の数密度が低下する。また、焼入れ温度が８６０℃未満であればさらに、焼入れ温度で保持している中間品のミクロ組織がオーステナイト単相にならない。そのため、焼入れ後処理の組織において、マルテンサイト及び／又はベイナイトだけでなく、フェライトが残存してしまう。焼戻し温度の上限は特に限定されないが、たとえば、９３０℃である。したがって、焼入れ温度は８６０～９３０℃である。焼入れ温度の好ましい下限は８６５℃であり、さらに好ましくは８７０℃である。焼入れ温度が高すぎれば、オーステナイトが粗粒になる。そのため、焼入れ温度の好ましい上限は９２０℃であり、さらに好ましくは９１０℃である。
　焼入れ処理における上記焼入れ温度での保持時間は特に限定されないが、たとえば、１．０～２．０時間である。
　［焼戻し処理］
　焼入れ処理後の中間品に対して、焼戻し処理を実施する。焼戻し処理により、微細炭化物及び中型炭化物を生成する。焼戻し温度Ｔは６６０～７００℃である。焼戻し温度Ｔが６６０℃未満であれば、中型炭化物の数密度が０．３５個／μｍ２未満になる。この場合、微細炭化物及び中型炭化物の析出量が十分ではないため、高温強度が低くなる。一方、焼戻し温度Ｔが７００℃を超えれば、中型炭化物が粗大化してしまい、中型炭化物の数密度が０．３５個／μｍ２未満になる。そのため、高温強度が低くなる。さらに、ミクロ組織の一部がオーステナイトに変態してしまう可能性がある。したがって、焼戻し温度Ｔは６６０～７００℃である。焼戻し温度Ｔの好ましい下限は６７０℃であり、さらに好ましくは６８０℃である。
　焼戻し処理ではさらに、次の式を満たす。
　１４００≦（Ｔ＋２７３．１５）×（１＋ｌｏｇ（ｔ））＋（Ｍｏ／９６＋Ｃ／１２）×２００００≦１８００　（１）
　ここで、式（１）中の「Ｔ」には焼戻し温度Ｔ（℃）が代入され、「ｔ」には焼き戻し保持時間（時間）が代入される。式（１）中の元素記号には、対応する元素の含有量（質量％）が代入される。
　Ｆ１＝（Ｔ＋２７３．１５）×（１＋ｌｏｇ（ｔ））＋（Ｍｏ／９６＋Ｃ／１２）×２００００と定義する。Ｆ１は、中型炭化物の析出量の指標である。Ｆ１が１４００未満であれば、焼戻し温度が６６０～７００℃であっても、中型炭化物が十分に生成せず、中型炭化物の数密度が０．３５個／μｍ２未満となる。一方、Ｆ１が１８００を超えれば、焼戻し温度が６６０～７００℃であっても、中型炭化物の生成量が過剰に多くなってしまい、中型炭化物の数密度が０．７５個／μｍ２を超えてしまう。その結果、渦電流式減速装置の累積稼働時間に伴う高温強度の顕著な低下が起こってしまう。
　Ｆ１が１４００～１８００であれば、中型炭化物の数密度が０．３５～０．７５個／μｍ２となる。そのため、優れた高温強度が得られ、かつ、渦電流式減速装置の累積稼働時間に伴う高温強度の顕著な低下を十分に抑制できる。Ｆ１の好ましい下限は１４１０であり、さらに好ましくは１４２０である。Ｆ１の好ましい上限は１７９０であり、さらに好ましくは１７８０であり、さらに好ましくは１７７０である。
　［機械加工工程］
　焼戻し後の中間品の外周面を機械加工することにより、冷却フィン１１Ｆを形成する。機械加工は周知の方法で実施すれば足りる。以上の工程により、円筒部１１が製造される。
　［ロータ形成工程］
　製造された円筒部１１に、ホイール部１３に取り付けられたアーム部１２を取り付けて、渦電流式減速装置用ロータ１０を製造する。取り付け方法は溶接であってもよいし、他の方法であってもよい。
　以上の製造方法により、本実施形態の渦電流式減速装置用ロータ１０を製造できる。なお、本実施形態の渦電流式減速装置用ロータ１０は、上記製造方法に限定されず、上述の構成を有する渦電流式減速装置用ロータ１０が製造できれば、上記製造方法以外の他の製造方法で本実施形態の渦電流式減速装置用ロータ１０を製造してもよい。ただし、上記製造方法は、本実施形態の渦電流式減速装置用ロータ１０の製造に好適な例である。
　表１の化学組成を有する溶鋼を製造した。
Figure JPOXMLDOC01-appb-T000001
　表１中の空白部分は、対応する元素の含有量が検出限界未満であったことを意味する。例えば、試験番号１のＣｕ含有量は、小数第三位を四捨五入した値が０％であったことを意味する。試験番号１のＮｉ含有量は、小数第三位を四捨五入した値が０％であったことを意味する。試験番号１のＣｒ含有量は、小数第三位を四捨五入した値が０％であったことを意味する。溶鋼を用いて造塊法により、直径１２０ｍｍ、３０ｋｇの円柱状のインゴットを製造した。
　インゴットを１２００℃に加熱した後、熱間鍛造を実施して、擬似中間品として、厚さ４０ｍｍの鋼板を製造した。擬似中間品に対して、表２に記載の焼入れ温度で焼入れ処理を実施した。焼入れ温度での保持時間は１．１～１．７時間であった。焼入れ処理後の擬似中間品に対して、表２に記載の焼戻し温度、及び、Ｆ１値で焼戻しを実施した。以上の製造工程により、渦電流式減速装置用ロータを擬似した、各試験番号の擬似ロータ（鋼板）を製造した。
Figure JPOXMLDOC01-appb-T000002
　［評価試験］
　製造した各試験番号の擬似ロータに対して、次の評価試験を実施した。
　各試験番号の擬似ロータの板厚中央位置から、サンプルを採取した。サンプルの表面を鏡面研磨した後、ナイタル液に１０秒程度浸漬してエッチングを実施し、組織を現出させた。エッチングにより組織が現出された表面の任意の１視野（観察視野）を、５００倍の光学顕微鏡により観察した。観察視野の視野面積は２００００μｍ２（２００μｍ×１００μｍ）であった。コントラストにより、観察視野中の相を特定した。その結果、観察視野中のミクロ組織は、マルテンサイト及びベイナイトと、フェライトとからなった。特定されたフェライトの面積を求めた。フェライトの面積を、観察視野の総面積で除して、フェライトの面積率（％）を求めた。上述のとおり、観察視野中のミクロ組織では、フェライト以外の残部はマルテンサイト及び／又はベイナイトであった。そこで、マルテンサイト及びベイナイトの総面積（％）を、次の式で求めた。
　マルテンサイト及びベイナイトの総面積率＝１００．０－フェライトの面積率
　求めたフェライトの面積率（％）を、表２に示す。マルテンサイト及びベイナイトの総面積率（％）を表２に示す。
　［中型炭化物の数密度の測定試験］
　各試験番号の擬似ロータの板厚中央位置からサンプルを採取した。サンプルの観察面を鏡面研磨した。鏡面研磨後の観察面に対して、ナイタル液でエッチングを実施した。エッチング後の観察面に対して、走査型電子顕微鏡（ＳＥＭ）を用いて、１００００倍の倍率でランダムで５視野（１視野あたりの視野面積１２μｍ×９μｍ）を観察した。５視野で確認された各析出物の円相当径を求めた。各析出物のうち、円相当径が１００～５００ｎｍの析出物は、Ｍｏ炭化物及び／又はセメンタイトとみなすことができるため、円相当径が１００～５００ｎｍの析出物を、中型炭化物と認定した。中型炭化物（円相当径が１００～５００ｎｍの炭化物）の個数と、５視野の総面積（５４０μｍ２）とに基づいて、中型炭化物の数密度（個／μｍ２）を求めた。得られた中型炭化物の数密度を表２に示す。
　［電気抵抗の測定方法］
　各試験番号の擬似ロータの常温での電気抵抗を、ＪＩＳ　Ｃ　２５２６（１９９４）に準拠した測定方法により求めた。具体的には、各試験番号の擬似ロータの板厚中央位置から、試験片を採取した。試験片のサイズは３ｍｍ×４ｍｍ×６０ｍｍであった。試験片に対して、常温で、ダブルブリッジ法により、試験片の電気抵抗（μΩｃｍ）を求めた。得られた電気抵抗（μΩｃｍ）を、表２に示す。
　［６５０℃での引張試験］
　各試験番号の擬似ロータの６５０℃での引張強度ＴＳ０（ＭＰａ）を、ＪＩＳ　Ｇ　０５６７（２０１２）に準拠した測定方法により求めた。具体的には、各試験番号の擬似ロータの板厚中央位置から、引張試験片を採取した。引張試験片の平行部の長さは４０ｍｍ、平行部の直径は６ｍｍであった。引張試験片の平行部は、擬似ロータ（鋼板）の圧延方向と平行であった。加熱炉を用いて引張試験片を加熱して、試験片の温度を６５０℃にした。６５０℃での保持時間は１０分とした。６５０℃の引張試験片に対して、大気中にて引張試験を実施して、応力－ひずみ曲線を得た。得られた応力－ひずみ曲線から引張強度ＴＳ０（ＭＰａ）と定義した。得られた６５０℃での引張強度ＴＳ０（ＭＰａ）を、表２に示す。
　［高温保持試験前後の６５０℃での引張強度差ΔＴＳの測定試験］
　各試験番号の擬似ロータの引張強度差ΔＴＳを次の方向により求めた。上述の６５０℃での引張試験と同様に、擬似ロータの板厚中央位置から試験片を採取した。引張試験片の平行部の長さは４０ｍｍ、平行部の直径は６ｍｍであった。引張試験片の平行部は、擬似ロータ（鋼板）の圧延方向と平行であった。加熱炉を用いて引張試験片を６５０℃で３００時間保持した。保持時間経過後の６５０℃の引張試験片に対して、大気中にて引張試験を実施して、応力－ひずみ曲線を得た。得られた応力－ひずみ曲線から引張強度ＴＳ１（ＭＰａ）を求めた。求めた引張強度ＴＳ０及びＴＳ１を用いて、次式により、高温保持試験前後の６５０℃での引張強度差ΔＴＳを求めた。得られた引張強度差ΔＴＳを表２に示す。
　ΔＴＳ＝ＴＳ０－ＴＳ１
　［試験結果］
　表２を参照して、試験番号１～７の擬似ロータの化学組成中の各元素の含有量はいずれも適切であり、マルテンサイト及びベイナイトの総面積率が９５．０％以上であった。さらに、中型炭化物の数密度が０．３５～０．７５個／μｍ２であった。そのため、電気抵抗は２０．０μΩｃｍ以下であり、渦電流式減速装置のロータとして、十分に低い電気抵抗を示した。さらに、６５０℃での引張強度ＴＳ０はいずれも２５０ＭＰａ以上であり、優れた高温強度を示した。さらに、引張強度差ΔＴＳは５０ＭＰａ以下であり、高温保持試験後の高温強度の低下が十分に抑えられていた。
　一方、試験番号８では、Ｍｏ含有量及びＢ含有量が低すぎた。そのため、６５０℃での引張強度ＴＳ０が２５０ＭＰａ未満となった。
　試験番号９では、Ｃ含有量が低すぎた。そのため、６５０℃での引張強度ＴＳ０が２５０ＭＰａ未満となった。
　試験番号１０では、Ｃ含有量が高すぎた。さらに、Ｃｒ含有量が高すぎた。そのため、電気抵抗が高すぎた。
　試験番号１１では、各元素の含有量は適切であったものの、焼入れ温度が低すぎた。そのため、マルテンサイト及びベイナイトの総面積率が９５．０％以下となった。その結果、６５０℃での引張強度ＴＳ０が２５０ＭＰａ未満となった。
　試験番号１２では、各元素の含有量は適切であったものの、焼戻し温度が高すぎた。そのため、中型炭化物数密度が０．３５個／μｍ２未満となった。その結果、６５０℃での引張強度ＴＳ０が２５０ＭＰａ未満となった。
　試験番号１３では、各元素の含有量は適切であったものの、Ｆ１値が式（１）の下限未満であった。そのため、中型炭化物数密度が０．３５個／μｍ２未満であった。その結果、６５０℃での引張強度ＴＳ０が２５０ＭＰａ未満となった。
　試験番号１４では、各元素の含有量は適切であったものの、Ｆ１値が式（１）の上限を超えた。そのため、中型炭化物の数密度が０．７５個／μｍ２を超えた。その結果、引張強度差ΔＴＳが５０ＭＰａを超えた。
　以上、本発明の実施の形態を説明した。しかしながら、上述した実施の形態は本発明を実施するための例示に過ぎない。したがって、本発明は上述した実施の形態に限定されることなく、その趣旨を逸脱しない範囲内で上述した実施の形態を適宜変更して実施することができる。
１　渦電流式減速装置
１０　ロータ
１１　円筒部
１２　アーム部
１３　ホイール部
２０　ステータ

Claims (2)

  1. 　渦電流式減速装置用ロータであって、
    　円筒部を備え、
    　前記円筒部の化学組成が、質量％で、
    　Ｃ：０．０５～０．１５％、
    　Ｓｉ：０．１０～０．４０％、
    　Ｍｎ：０．５０～１．００％、
    　Ｐ：０．０３０％以下、
    　Ｓ：０．０３０％以下、
    　Ｍｏ：０．２０～１．００％、
    　Ｎｂ：０．０２０～０．０６０％、
    　Ｖ：０．０４０～０．０８０％、
    　ｓｏｌ．Ａｌ：０．０３０～０．１００％、
    　Ｂ：０．０００５～０．００５０％、
    　Ｎ：０．００３～０．０１０％、
    　Ｃｕ：０～０．２０％、
    　Ｎｉ：０～０．２０％、
    　Ｃｒ：０～０．１０％、及び、
    　残部：Ｆｅ及び不純物、からなり、
    　ミクロ組織におけるマルテンサイト及びベイナイトの総面積率は９５．０％超であり、
    　円相当径が１００～５００ｎｍの炭化物の数密度が０．３５～０．７５個／μｍ２である、
    　渦電流式減速装置用ロータ。
  2. 　請求項１に記載の渦電流式減速装置用ロータであって、
    　前記化学組成は、
    　Ｃｕ：０．０１～０．２０％、
    　Ｎｉ：０．０１～０．２０％、及び、
    　Ｃｒ：０．０１～０．１０％、からなる群から選択される１元素又は２元素以上を含有する、
    　渦電流式減速装置用ロータ。
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