JP3154979B2 - 熱間圧延用複合ロール - Google Patents
熱間圧延用複合ロールInfo
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Description
【０００１】
【発明の属する技術分野】本発明は、熱間圧延用複合ロ
ールに関する。さらに詳しくは、ロールの熱膨張係数を
低くすることにより、圧延中のロール温度の上昇に伴っ
て生じるロールの膨張を抑制し、圧延状態の安定化に優
れ、特に熱間での板圧延における通板性に優れた効果を
発揮することができる熱間圧延用複合ロールに関する。
ールに関する。さらに詳しくは、ロールの熱膨張係数を
低くすることにより、圧延中のロール温度の上昇に伴っ
て生じるロールの膨張を抑制し、圧延状態の安定化に優
れ、特に熱間での板圧延における通板性に優れた効果を
発揮することができる熱間圧延用複合ロールに関する。
【０００２】
【従来の技術】従来、熱間圧延用のロールの材料とし
て、耐摩耗性に優れたハイス系材料が好ましく用いら
れ、その適応範囲も拡大しつつある。具体的には、例え
ば特開平１−９６３５５号公報、特開平２−８８７４５
号公報、ＷＯ８８／０７５９４号公報、及びＷＯ９１／
１９８２４号公報に開示されているような、高炭素ハイ
ス系材料の外層材を鋼系芯材（内層材）に連続的に肉盛
りした複合ロールや、例えば特開平５−３１１３１９号
公報、特開平５−３０６４２６号公報に開示されている
ような、遠心鋳造により、高炭素ハイス系材料の外層材
とダクタイル鋳鉄或いは黒鉛鋼の内層材を溶着一体化さ
せた複合ロールが提供され、用いられている。これらの
ハイスロールはＣｒ、Ｍｏ、Ｗ、Ｖ、Ｃｏ等を数％含有
し、特に硬質の炭化物を晶出させた組織構成としている
ため、優れた耐摩耗性を有している。
て、耐摩耗性に優れたハイス系材料が好ましく用いら
れ、その適応範囲も拡大しつつある。具体的には、例え
ば特開平１−９６３５５号公報、特開平２−８８７４５
号公報、ＷＯ８８／０７５９４号公報、及びＷＯ９１／
１９８２４号公報に開示されているような、高炭素ハイ
ス系材料の外層材を鋼系芯材（内層材）に連続的に肉盛
りした複合ロールや、例えば特開平５−３１１３１９号
公報、特開平５−３０６４２６号公報に開示されている
ような、遠心鋳造により、高炭素ハイス系材料の外層材
とダクタイル鋳鉄或いは黒鉛鋼の内層材を溶着一体化さ
せた複合ロールが提供され、用いられている。これらの
ハイスロールはＣｒ、Ｍｏ、Ｗ、Ｖ、Ｃｏ等を数％含有
し、特に硬質の炭化物を晶出させた組織構成としている
ため、優れた耐摩耗性を有している。
【０００３】
【発明が解決しようとする課題】ところが、鋳造ハイス
系材料は、ロール外層材として、ダクタイルやチルド或
いはグレン材料に比べて熱膨張係数が大きい。しかもロ
ール内層材に用いられるＣｒ−Ｍｏ鋼等の鋼系材料も熱
膨張係数が大きいことから、複合ロール全体としての熱
膨張係数が大きくなり、結果として、圧延中にロール温
度が変化すると、ロール形状が変化し易くなり、このた
め正常な圧延がし難くなるという問題があった。特に、
薄板圧延での仕上げ用ロールへのハイス系材料の適応性
が通板性の面で課題を残している。前記ロール内層材と
して用いられるＣｒ−Ｍｏ鋼等の鋼系材料は、室温〜２
００℃までの平均熱膨張係数が１２．５×１０-6／℃以
上であるため、外層材としてのハイス系材料と一体化さ
せて複合ロールとした場合、その複合ロール全体として
の室温〜２００℃までの平均熱膨張係数が１２×１０-6
／℃を超えてしまう。一方、ロール内層材としてダクタ
イル鋳鉄を用いた場合には、ハイス系材料と組み合わさ
れた複合ロール全体としての熱膨張係数は、前記鋼系材
料を内層材とした場合よりも小さくなることが期待でき
るが、遠心鋳造により複合ロールが成形されることで、
外層材となるハイス系材料の組織が粗くなり、耐摩耗
性、耐肌荒れ性に劣るという問題がある。
系材料は、ロール外層材として、ダクタイルやチルド或
いはグレン材料に比べて熱膨張係数が大きい。しかもロ
ール内層材に用いられるＣｒ−Ｍｏ鋼等の鋼系材料も熱
膨張係数が大きいことから、複合ロール全体としての熱
膨張係数が大きくなり、結果として、圧延中にロール温
度が変化すると、ロール形状が変化し易くなり、このた
め正常な圧延がし難くなるという問題があった。特に、
薄板圧延での仕上げ用ロールへのハイス系材料の適応性
が通板性の面で課題を残している。前記ロール内層材と
して用いられるＣｒ−Ｍｏ鋼等の鋼系材料は、室温〜２
００℃までの平均熱膨張係数が１２．５×１０-6／℃以
上であるため、外層材としてのハイス系材料と一体化さ
せて複合ロールとした場合、その複合ロール全体として
の室温〜２００℃までの平均熱膨張係数が１２×１０-6
／℃を超えてしまう。一方、ロール内層材としてダクタ
イル鋳鉄を用いた場合には、ハイス系材料と組み合わさ
れた複合ロール全体としての熱膨張係数は、前記鋼系材
料を内層材とした場合よりも小さくなることが期待でき
るが、遠心鋳造により複合ロールが成形されることで、
外層材となるハイス系材料の組織が粗くなり、耐摩耗
性、耐肌荒れ性に劣るという問題がある。
【０００４】そこで本発明は、上記従来の熱間圧延用複
合ロールにおける問題点を解消し、耐摩耗性、耐肌荒性
に優れたハイス系材料を外層材として用いて、しかも熱
間圧延における圧延状態の安定性を確保することができ
ると共に、特に薄板圧延における通板性の向上に優れた
熱間圧延用複合ロールの提供を課題とする。
合ロールにおける問題点を解消し、耐摩耗性、耐肌荒性
に優れたハイス系材料を外層材として用いて、しかも熱
間圧延における圧延状態の安定性を確保することができ
ると共に、特に薄板圧延における通板性の向上に優れた
熱間圧延用複合ロールの提供を課題とする。
【０００５】
【課題を解決するための手段】本発明者は上記課題を解
決するため、ハイス系材料を外層材として用いた熱間圧
延用複合ロールにおいて、その特長である耐摩耗性、耐
肌荒性、耐亀裂性等を損なうことなく、圧延状態の安定
性を確保し、特に薄板圧延における通板性の向上に優れ
た熱間圧延を行うことができるよう、種々の実験及び検
討を重ねた結果、次の様な知見を得て、本発明を完成し
た。即ち、ハイス系材料を用いたロール外層材の特長で
ある耐摩耗性、耐肌荒性、耐亀裂性等を劣化させないた
めには、炭化物の晶出或いは析出の量はある範囲に限定
される。従って、ハイス系材料の耐摩耗性、耐肌荒性、
耐亀裂性等を損なうことなくロール外層材の熱膨張係数
を大きく低下させることは困難であると考えた。一方、
圧延中のロール温度変化及びロール内部の温度分布から
複合ロール全体の熱膨張を推定した結果、ロール内層材
の熱膨張を適切に抑制、制御することが、複合ロール全
体の熱膨張を抑制、制御するのに大きな効果を発揮する
ことを見いだし、本発明に至った。
決するため、ハイス系材料を外層材として用いた熱間圧
延用複合ロールにおいて、その特長である耐摩耗性、耐
肌荒性、耐亀裂性等を損なうことなく、圧延状態の安定
性を確保し、特に薄板圧延における通板性の向上に優れ
た熱間圧延を行うことができるよう、種々の実験及び検
討を重ねた結果、次の様な知見を得て、本発明を完成し
た。即ち、ハイス系材料を用いたロール外層材の特長で
ある耐摩耗性、耐肌荒性、耐亀裂性等を劣化させないた
めには、炭化物の晶出或いは析出の量はある範囲に限定
される。従って、ハイス系材料の耐摩耗性、耐肌荒性、
耐亀裂性等を損なうことなくロール外層材の熱膨張係数
を大きく低下させることは困難であると考えた。一方、
圧延中のロール温度変化及びロール内部の温度分布から
複合ロール全体の熱膨張を推定した結果、ロール内層材
の熱膨張を適切に抑制、制御することが、複合ロール全
体の熱膨張を抑制、制御するのに大きな効果を発揮する
ことを見いだし、本発明に至った。
【０００６】即ち、本発明の熱間圧延用複合ロールは、
ハイス系外層材を内層材と一体化させてなる複合ロール
であって、前記内層材として、その成分組成が重量パー
セントで、Ｃ：０．２〜１．０％、Ｓｉ：０．１〜１．
５％、Ｍｎ：１．０〜２．５％、Ｃｒ：２．０％以下を
含有し、残部が実質的にＦｅからなるＭｎ−Ｃｒ鋼を用
いることによって、該Ｍｎ−Ｃｒ鋼からなる内層材の室
温〜２００℃までの平均熱膨張係数を１１．８×１０
−６ ／℃以下とし、これによって複合ロール全体におけ
る室温〜２００℃までの平均熱膨張係数が１２．０×１
０ −６ ／℃以下となるように構成したことを第１の特徴
としている。また本発明の熱間圧延用複合ロールは、ハ
イス系外層材を内層材と一体化させてなる複合ロールで
あって、前記内層材として、その成分組成が重量パーセ
ントで、Ｃ：１．０〜２．０％、Ｓｉ：０．５〜２．０
％、Ｍｎ：０．３〜１．５％、Ｎｉ：４．０％以下、Ｃ
ｒ：４．０％以下、Ｍｏ：１．５％以下を含有し、残部
が実質的にＦｅからなる高炭素鋼を用いることによっ
て、該高炭素鋼からなる内層材の室温〜２００℃までの
平均熱膨張係数を１１．８×１０ −６ ／℃以下とし、こ
れによって複合ロール全体における室温〜２００℃まで
の平均熱膨張係数が１２．０×１０ −６ ／℃以下となる
ように構成したことを第２の特徴としている。また本発
明の熱間圧延用複合ロールは、ハイス系外層材を内層材
と一体化させてなる複合ロールであって、前記内層材と
して、その成分組成が重量パーセントで、Ｃ：２．０〜
４．５％、Ｓｉ：１．０〜４．０％、Ｍｎ：０．３〜
２．５％、Ｎｉ：２０．０〜４０．０％、Ｃｒ：３．０
％以下、Ｍｏ：１．５％以下を含有し、残部が実質的に
Ｆｅからなる高合金鋳鉄を用いることによって、該高合
金鋳鉄からなる内層材の室温〜２００℃までの平均熱膨
張係数を１１．８×１０ −６ ／℃以下とし、これによっ
て複合ロール全体における室温〜２００℃までの平均熱
膨張係数が１２．０×１０ −６ ／℃以下となるように構
成したことを第３の特徴としている。以上のように内層
材として、それぞれ上記のような成分組成としたＭｎ−
Ｃｒ鋼、高炭素鋼、高合金鋳鉄を用いることによって、
それら内層材の室温〜２００ ℃までの平均膨張係数を１
１．８×１０ −６ ／℃以下に抑え、これによって内層材
とハイス系外層材とからなる複合ロール全体における室
温〜２００℃までの平均熱膨張係数を１２．０×１０
−６ ／℃以下に抑える。
ハイス系外層材を内層材と一体化させてなる複合ロール
であって、前記内層材として、その成分組成が重量パー
セントで、Ｃ：０．２〜１．０％、Ｓｉ：０．１〜１．
５％、Ｍｎ：１．０〜２．５％、Ｃｒ：２．０％以下を
含有し、残部が実質的にＦｅからなるＭｎ−Ｃｒ鋼を用
いることによって、該Ｍｎ−Ｃｒ鋼からなる内層材の室
温〜２００℃までの平均熱膨張係数を１１．８×１０
−６ ／℃以下とし、これによって複合ロール全体におけ
る室温〜２００℃までの平均熱膨張係数が１２．０×１
０ −６ ／℃以下となるように構成したことを第１の特徴
としている。また本発明の熱間圧延用複合ロールは、ハ
イス系外層材を内層材と一体化させてなる複合ロールで
あって、前記内層材として、その成分組成が重量パーセ
ントで、Ｃ：１．０〜２．０％、Ｓｉ：０．５〜２．０
％、Ｍｎ：０．３〜１．５％、Ｎｉ：４．０％以下、Ｃ
ｒ：４．０％以下、Ｍｏ：１．５％以下を含有し、残部
が実質的にＦｅからなる高炭素鋼を用いることによっ
て、該高炭素鋼からなる内層材の室温〜２００℃までの
平均熱膨張係数を１１．８×１０ −６ ／℃以下とし、こ
れによって複合ロール全体における室温〜２００℃まで
の平均熱膨張係数が１２．０×１０ −６ ／℃以下となる
ように構成したことを第２の特徴としている。また本発
明の熱間圧延用複合ロールは、ハイス系外層材を内層材
と一体化させてなる複合ロールであって、前記内層材と
して、その成分組成が重量パーセントで、Ｃ：２．０〜
４．５％、Ｓｉ：１．０〜４．０％、Ｍｎ：０．３〜
２．５％、Ｎｉ：２０．０〜４０．０％、Ｃｒ：３．０
％以下、Ｍｏ：１．５％以下を含有し、残部が実質的に
Ｆｅからなる高合金鋳鉄を用いることによって、該高合
金鋳鉄からなる内層材の室温〜２００℃までの平均熱膨
張係数を１１．８×１０ −６ ／℃以下とし、これによっ
て複合ロール全体における室温〜２００℃までの平均熱
膨張係数が１２．０×１０ −６ ／℃以下となるように構
成したことを第３の特徴としている。以上のように内層
材として、それぞれ上記のような成分組成としたＭｎ−
Ｃｒ鋼、高炭素鋼、高合金鋳鉄を用いることによって、
それら内層材の室温〜２００ ℃までの平均膨張係数を１
１．８×１０ −６ ／℃以下に抑え、これによって内層材
とハイス系外層材とからなる複合ロール全体における室
温〜２００℃までの平均熱膨張係数を１２．０×１０
−６ ／℃以下に抑える。
【０００７】従来の外層がハイス系材料で、内層がＣｒ
−Ｍｏ鋼や構造用炭素鋼等の鋼系材料からなる複合ロー
ルは、室温〜２００℃までの平均熱膨張係数がおおむね
１２×１０−６／℃を超えている。これは外層材である
ハイス系材料の持つ耐摩耗性等を堅持するためには、ハ
イス系材料の成分、組織が限定され、外層の熱膨張係数
を低く抑えることができないこと、及び内層材として従
来一般に用いられているＣｒ−Ｍｏ鋼や構造用炭素鋼等
の鋼系材料では、その熱膨張がやはり大きく、結果とし
て複合ロール全体の熱膨張係数が室温〜２００℃におい
て１２×１０−６／℃を超えてしまい、そのため圧延中
にロール温度が上昇したときにロールの膨張が大きく、
例えば熱間で薄板を圧延したときに鋼板に皺を生じる
等、正常な圧延が行えなくなる。本発明では、ハイス系
材料からなる外層材に組み合わされる内層材の材料及び
その成分組成の範囲を限定する構成としたことで、内層
材の室温〜２００℃までの平均熱膨張係数を１１．８×
１０ −６ ／℃以下に抑えることを可能とし、よって外層
のハイス系材料の熱膨張係数が大きくても、複合ロール
全体として、室温〜２００℃までの平均熱膨張係数を１
２．０×１０ −６ ／℃以下に抑えることを可能とした。
その結果、ハイス系外層材の持つ耐摩耗性、耐肌荒性等
の特性を保持しつつ、且つ熱間圧延における圧延状態の
安定性、通板性を良好に保持することが可能となった。
特に、熱間薄板圧延での通板性に優れた効果を発揮す
る。本発明の熱間圧延用複合ロールは、熱間薄板仕上げ
用ワークロールへの適用性が高い。が、鋼管圧延用ロー
ル、条鋼圧延用ロールとしての適性も有している。
−Ｍｏ鋼や構造用炭素鋼等の鋼系材料からなる複合ロー
ルは、室温〜２００℃までの平均熱膨張係数がおおむね
１２×１０−６／℃を超えている。これは外層材である
ハイス系材料の持つ耐摩耗性等を堅持するためには、ハ
イス系材料の成分、組織が限定され、外層の熱膨張係数
を低く抑えることができないこと、及び内層材として従
来一般に用いられているＣｒ−Ｍｏ鋼や構造用炭素鋼等
の鋼系材料では、その熱膨張がやはり大きく、結果とし
て複合ロール全体の熱膨張係数が室温〜２００℃におい
て１２×１０−６／℃を超えてしまい、そのため圧延中
にロール温度が上昇したときにロールの膨張が大きく、
例えば熱間で薄板を圧延したときに鋼板に皺を生じる
等、正常な圧延が行えなくなる。本発明では、ハイス系
材料からなる外層材に組み合わされる内層材の材料及び
その成分組成の範囲を限定する構成としたことで、内層
材の室温〜２００℃までの平均熱膨張係数を１１．８×
１０ −６ ／℃以下に抑えることを可能とし、よって外層
のハイス系材料の熱膨張係数が大きくても、複合ロール
全体として、室温〜２００℃までの平均熱膨張係数を１
２．０×１０ −６ ／℃以下に抑えることを可能とした。
その結果、ハイス系外層材の持つ耐摩耗性、耐肌荒性等
の特性を保持しつつ、且つ熱間圧延における圧延状態の
安定性、通板性を良好に保持することが可能となった。
特に、熱間薄板圧延での通板性に優れた効果を発揮す
る。本発明の熱間圧延用複合ロールは、熱間薄板仕上げ
用ワークロールへの適用性が高い。が、鋼管圧延用ロー
ル、条鋼圧延用ロールとしての適性も有している。
【０００８】即ち、本発明の第１の特徴によれば、ハイ
ス系の外層材に対して内層材にＭｎ−Ｃｒ鋼を用いて複
合ロールを構成する場合には、内層材のＭｎ−Ｃｒ鋼の
成分組成を本特徴で示す内容に限定することで、Ｍｎ−
Ｃｒ鋼からなる内層材の室温〜２００℃における平均熱
膨張係数を１１．８×１０−６／℃以下とし、これによ
って複合ロール全体としての室温〜２００℃における平
均熱膨張係数が１２．０×１０−６／℃以下となるよう
に構成した。その結果、ハイス系外層材とＭｎ−Ｃｒ鋼
内層材からなる熱間圧延用複合ロールにおいても、それ
らの組み合わせによる特性を保持しながら、圧延中にお
けるロールの温度上昇に伴う過度のロール膨張を防止し
て、熱間圧延での通板性に問題を生じせしめたりするこ
となく、且つ耐摩耗性、耐肌荒性に優れた熱間圧延を行
うことができるようになった。また本発明の第２の特徴
によれば、ハイス系の外層材に対して内層材に高炭素鋼
を用いて複合ロールを構成する場合には、内層材の高炭
素鋼の成分組成を本特徴で示す内容に限定することで、
高炭素鋼からなる内層材の室温〜２００℃における平均
熱膨張係数を１１．８×１０−６／℃以下とし、これに
よって複合ロール全体としての室温〜２００℃における
平均熱膨張係数が１２．０×１０−６／℃以下となるよ
うに構成した。その結果、ハイス系外層材と高炭素鋼内
層材からなる熱間圧延用複合ロールにおいても、それら
の組み合わせによる特性を保持しながら、圧延中におけ
るロールの温度上昇に伴う過度のロール膨張を防止し
て、熱間圧延での通板性に問題を生じせしめたりするこ
となく、且つ耐摩耗性、耐肌荒性に優れた熱間圧延を行
うことができるようになった。また本発明の第３の特徴
によれば、ハイス系の外層材に対して内層材に高合金鋳
鉄を用いて複合ロールを構成する場合には、内層材の高
合金鋳鉄の成分組成を本特徴で示す内容に限定すること
で、高合金鋳鉄からなる内層材の室温〜２００℃におけ
る平均熱膨張係数を１１．８×１０−６／℃以下とし、
これによって複合ロール全体としての室温〜２００℃に
おける平均熱膨張係数が１２．０×１０−６／℃以下と
なるように構成した。その結果、ハイス系外層材と高合
金鋳鉄内層材からなる熱間圧延用複合ロールにおいて
も、それらの組み合わせによる特性を保持しながら、圧
延中におけるロールの温度上昇に伴う過度のロール膨張
を防止して、熱間圧延での通板性に問題を生じせしめた
りすることなく、且つ耐摩耗性、耐肌荒性に優れた熱間
圧延を行うことができるようになった。
ス系の外層材に対して内層材にＭｎ−Ｃｒ鋼を用いて複
合ロールを構成する場合には、内層材のＭｎ−Ｃｒ鋼の
成分組成を本特徴で示す内容に限定することで、Ｍｎ−
Ｃｒ鋼からなる内層材の室温〜２００℃における平均熱
膨張係数を１１．８×１０−６／℃以下とし、これによ
って複合ロール全体としての室温〜２００℃における平
均熱膨張係数が１２．０×１０−６／℃以下となるよう
に構成した。その結果、ハイス系外層材とＭｎ−Ｃｒ鋼
内層材からなる熱間圧延用複合ロールにおいても、それ
らの組み合わせによる特性を保持しながら、圧延中にお
けるロールの温度上昇に伴う過度のロール膨張を防止し
て、熱間圧延での通板性に問題を生じせしめたりするこ
となく、且つ耐摩耗性、耐肌荒性に優れた熱間圧延を行
うことができるようになった。また本発明の第２の特徴
によれば、ハイス系の外層材に対して内層材に高炭素鋼
を用いて複合ロールを構成する場合には、内層材の高炭
素鋼の成分組成を本特徴で示す内容に限定することで、
高炭素鋼からなる内層材の室温〜２００℃における平均
熱膨張係数を１１．８×１０−６／℃以下とし、これに
よって複合ロール全体としての室温〜２００℃における
平均熱膨張係数が１２．０×１０−６／℃以下となるよ
うに構成した。その結果、ハイス系外層材と高炭素鋼内
層材からなる熱間圧延用複合ロールにおいても、それら
の組み合わせによる特性を保持しながら、圧延中におけ
るロールの温度上昇に伴う過度のロール膨張を防止し
て、熱間圧延での通板性に問題を生じせしめたりするこ
となく、且つ耐摩耗性、耐肌荒性に優れた熱間圧延を行
うことができるようになった。また本発明の第３の特徴
によれば、ハイス系の外層材に対して内層材に高合金鋳
鉄を用いて複合ロールを構成する場合には、内層材の高
合金鋳鉄の成分組成を本特徴で示す内容に限定すること
で、高合金鋳鉄からなる内層材の室温〜２００℃におけ
る平均熱膨張係数を１１．８×１０−６／℃以下とし、
これによって複合ロール全体としての室温〜２００℃に
おける平均熱膨張係数が１２．０×１０−６／℃以下と
なるように構成した。その結果、ハイス系外層材と高合
金鋳鉄内層材からなる熱間圧延用複合ロールにおいて
も、それらの組み合わせによる特性を保持しながら、圧
延中におけるロールの温度上昇に伴う過度のロール膨張
を防止して、熱間圧延での通板性に問題を生じせしめた
りすることなく、且つ耐摩耗性、耐肌荒性に優れた熱間
圧延を行うことができるようになった。
【０００９】鉄系内層材としてＭｎ−Ｃｒ鋼を用いる場
合、その成分組成は、重量％で、Ｃ：０．２〜１．０、
Ｓｉ：０．１〜１．５、Ｍｎ：１．０〜２．５、Ｃｒ：
２．０以下、残部が実質的にＦｅ及び不可不純物からな
る組成とする。このような成分組成とすることで、内層
材として用いられるＭｎ−Ｃｒ鋼の室温〜２００℃まで
の平均熱膨張係数を、後述の表２にも示すように、現に
１１．８×１０−６／℃以下にすることができる。また
内層材としての機械的強度が使用条件に対して十分とな
る。前記成分組成において、Ｃの含有量は０．２〜１．
０重量％とする。Ｃ量は基地組織に影響し、Ｃ量を高く
することにより、熱膨張の低減が図られる。しかし、Ｍ
ｎ−Ｃｒ鋼にあって、Ｃ量が１．０重量％を超えるとセ
メンタイトが多く析出し、靭性が低下するという問題を
生じる。Ｃ量は、好ましくは０．２〜０．７重量％であ
る。Ｓｉの含有量は０．１〜１．５重量％とする。Ｓｉ
は溶鋼の脱酸と溶湯流動性の目的に添加する。１．５重
量％を超えると靭性が低下し、好ましくない。Ｍｎの含
有量は１．０〜２．５重量％とする。Ｍｎは基地に固溶
して基地を強化すると共に、熱膨張を低くする効果があ
る。Ｍｎ含有量が１．０重量％未満では、これらの効果
が期待できず、２．５重量％を超えると靭性の低下を招
き、好ましくない。好ましくは１．０〜２．０重量％で
ある。Ｃｒの含有量は２．０重量％以下とする。Ｃｒは
炭化物を安定化し、高温強度の向上に効果がある。２．
０重量％を超えるとＣｒ炭化物が多く晶出し、靭性が低
下し、好ましくない。
合、その成分組成は、重量％で、Ｃ：０．２〜１．０、
Ｓｉ：０．１〜１．５、Ｍｎ：１．０〜２．５、Ｃｒ：
２．０以下、残部が実質的にＦｅ及び不可不純物からな
る組成とする。このような成分組成とすることで、内層
材として用いられるＭｎ−Ｃｒ鋼の室温〜２００℃まで
の平均熱膨張係数を、後述の表２にも示すように、現に
１１．８×１０−６／℃以下にすることができる。また
内層材としての機械的強度が使用条件に対して十分とな
る。前記成分組成において、Ｃの含有量は０．２〜１．
０重量％とする。Ｃ量は基地組織に影響し、Ｃ量を高く
することにより、熱膨張の低減が図られる。しかし、Ｍ
ｎ−Ｃｒ鋼にあって、Ｃ量が１．０重量％を超えるとセ
メンタイトが多く析出し、靭性が低下するという問題を
生じる。Ｃ量は、好ましくは０．２〜０．７重量％であ
る。Ｓｉの含有量は０．１〜１．５重量％とする。Ｓｉ
は溶鋼の脱酸と溶湯流動性の目的に添加する。１．５重
量％を超えると靭性が低下し、好ましくない。Ｍｎの含
有量は１．０〜２．５重量％とする。Ｍｎは基地に固溶
して基地を強化すると共に、熱膨張を低くする効果があ
る。Ｍｎ含有量が１．０重量％未満では、これらの効果
が期待できず、２．５重量％を超えると靭性の低下を招
き、好ましくない。好ましくは１．０〜２．０重量％で
ある。Ｃｒの含有量は２．０重量％以下とする。Ｃｒは
炭化物を安定化し、高温強度の向上に効果がある。２．
０重量％を超えるとＣｒ炭化物が多く晶出し、靭性が低
下し、好ましくない。
【００１０】鉄系内層材として低合金鋼を用いる場合、
その成分組成は、重量％で、Ｃ：０．１〜１．０、Ｓ
ｉ：０．１〜１．５、Ｍｎ：１．０〜２．５、Ｎｉ：
０．１〜３．０、Ｃｒ：３．０以下、Ｍｏ：１．５以
下、残部が実質的にＦｅ及び不可不純物からなる組成と
する。このような成分組成とすることで、内層材として
用いられる低合金鋼の室温〜２００℃までの平均熱膨張
係数を１１．８×１０-6／℃以下にすることができる。
また内層材としての機械的強度が使用条件に対して十分
となる。前記成分組成において、Ｃの含有量は０．１〜
１．０重量％とする。Ｃ量は基地組織に影響し、Ｃ量を
高くすることにより、熱膨張の低減が図られる。しか
し、低合金鋼にあって、Ｃ量が１．０重量％を超えると
セメンタイトが多く析出し、靱性が低下するという問題
を生じる。Ｃ量は好ましくは０．２〜０．７重量％であ
る。Ｓｉの含有量は０．１〜１．５重量％とする。Ｓｉ
は溶鋼の脱酸と溶湯流動性の目的に添加する。１．５重
量％を超えると靱性が低下し、好ましくない。Ｍｎの含
有量は１．０〜２．５重量％とする。Ｍｎは基地に固溶
して基地を強化すると共に、熱膨張を低くする効果があ
る。Ｍｎ含有量が１．０重量％未満では、これらの効果
が期待できず、２．５重量％を超えると靱性の低下を招
き、好ましくない。好ましくは１．０〜２．０重量％で
ある。Ｎｉの含有量は０．１〜３．０重量％とする。Ｎ
ｉは基地に固溶して基地を強化し、靱性を高める効果が
ある。Ｎｉ含有量が３．０重量％を超えると、熱膨張が
大きくなり好ましくない。好ましくは２．５重量％以下
である。Ｃｒの含有量は３．０重量％以下とする。Ｃｒ
は炭化物を安定化し、高温強度の向上に効果がある。
３．０重量％を超えるとＣｒ炭化物が多く晶出し、靱性
が低下し、好ましくない。Ｍｏの含有量は１．５重量％
以下とする。Ｍｏは炭化物を安定化すると共に、基地組
織の微細化と機械的特性の改善に効果がある。１．５重
量％を超えると靱性が低下し、好ましくない。好ましく
は１．０重量％以下である。
その成分組成は、重量％で、Ｃ：０．１〜１．０、Ｓ
ｉ：０．１〜１．５、Ｍｎ：１．０〜２．５、Ｎｉ：
０．１〜３．０、Ｃｒ：３．０以下、Ｍｏ：１．５以
下、残部が実質的にＦｅ及び不可不純物からなる組成と
する。このような成分組成とすることで、内層材として
用いられる低合金鋼の室温〜２００℃までの平均熱膨張
係数を１１．８×１０-6／℃以下にすることができる。
また内層材としての機械的強度が使用条件に対して十分
となる。前記成分組成において、Ｃの含有量は０．１〜
１．０重量％とする。Ｃ量は基地組織に影響し、Ｃ量を
高くすることにより、熱膨張の低減が図られる。しか
し、低合金鋼にあって、Ｃ量が１．０重量％を超えると
セメンタイトが多く析出し、靱性が低下するという問題
を生じる。Ｃ量は好ましくは０．２〜０．７重量％であ
る。Ｓｉの含有量は０．１〜１．５重量％とする。Ｓｉ
は溶鋼の脱酸と溶湯流動性の目的に添加する。１．５重
量％を超えると靱性が低下し、好ましくない。Ｍｎの含
有量は１．０〜２．５重量％とする。Ｍｎは基地に固溶
して基地を強化すると共に、熱膨張を低くする効果があ
る。Ｍｎ含有量が１．０重量％未満では、これらの効果
が期待できず、２．５重量％を超えると靱性の低下を招
き、好ましくない。好ましくは１．０〜２．０重量％で
ある。Ｎｉの含有量は０．１〜３．０重量％とする。Ｎ
ｉは基地に固溶して基地を強化し、靱性を高める効果が
ある。Ｎｉ含有量が３．０重量％を超えると、熱膨張が
大きくなり好ましくない。好ましくは２．５重量％以下
である。Ｃｒの含有量は３．０重量％以下とする。Ｃｒ
は炭化物を安定化し、高温強度の向上に効果がある。
３．０重量％を超えるとＣｒ炭化物が多く晶出し、靱性
が低下し、好ましくない。Ｍｏの含有量は１．５重量％
以下とする。Ｍｏは炭化物を安定化すると共に、基地組
織の微細化と機械的特性の改善に効果がある。１．５重
量％を超えると靱性が低下し、好ましくない。好ましく
は１．０重量％以下である。
【００１１】鉄系内層材として高炭素鋼を用いる場合、
その成分組成は、重量％で、Ｃ：１．０〜２．０、Ｓ
ｉ：０．５〜２．０、Ｍｎ：０．３〜１．５、Ｎｉ：
４．０以下、Ｃｒ：４．０以下、Ｍｏ：１．５以下、残
部が実質的にＦｅ及び不可不純物からなる組成とする。
このような成分組成とすることで、内層材として用いら
れる高炭素鋼の室温〜２００℃までの平均熱膨張係数を
１１．８×１０-6／℃以下にすることができる。また内
層材としての機械的強度が使用条件に対して十分とな
る。前記成分組成において、Ｃの含有量は１．０〜２．
０重量％とする。Ｃ量は基地組織に影響し、Ｃ量を高く
することにより、熱膨張の低減が図られる。しかし、高
炭素鋼にあって、Ｃ量が２．０重量％を超えるとセメン
タイトが多く析出し、靱性が低下するという問題を生じ
る。Ｃ量は好ましくは１．０〜１．８重量％である。Ｓ
ｉの含有量は０．５〜２．０重量％とする。Ｓｉは溶鋼
の脱酸と溶湯流動性、及び黒鉛晶出鋼にあっては黒鉛化
を目的に添加する。２．０重量％を超えると靱性が低下
し、好ましくない。Ｍｎの含有量は０．３〜１．５重量
％とする。Ｍｎは基地に固溶して基地を強化する。高炭
素鋼にあっては、１．５重量％を超えると靱性の低下を
招き、好ましくない。Ｎｉの含有量は４．０重量％以下
とする。Ｎｉは基地に固溶して基地を強化し、靱性を高
める効果がある。また黒鉛晶出鋼にあっては黒鉛化を目
的に添加する。Ｎｉ含有量が４．０重量％を超えると、
熱膨張が大きくなり好ましくない。好ましくは３．０重
量％以下である。Ｃｒの含有量は４．０重量％以下とす
る。Ｃｒは炭化物を安定化し、高温強度の向上に効果が
ある。４．０重量％を超えるとＣｒ炭化物が多く晶出
し、靱性が低下し、好ましくない。Ｍｏの含有量は１．
５重量％以下とする。Ｍｏは炭化物を安定化すると共
に、基地組織の微細化と機械的特性の改善に効果があ
る。１．５重量％を超えると靱性が低下し、好ましくな
い。
その成分組成は、重量％で、Ｃ：１．０〜２．０、Ｓ
ｉ：０．５〜２．０、Ｍｎ：０．３〜１．５、Ｎｉ：
４．０以下、Ｃｒ：４．０以下、Ｍｏ：１．５以下、残
部が実質的にＦｅ及び不可不純物からなる組成とする。
このような成分組成とすることで、内層材として用いら
れる高炭素鋼の室温〜２００℃までの平均熱膨張係数を
１１．８×１０-6／℃以下にすることができる。また内
層材としての機械的強度が使用条件に対して十分とな
る。前記成分組成において、Ｃの含有量は１．０〜２．
０重量％とする。Ｃ量は基地組織に影響し、Ｃ量を高く
することにより、熱膨張の低減が図られる。しかし、高
炭素鋼にあって、Ｃ量が２．０重量％を超えるとセメン
タイトが多く析出し、靱性が低下するという問題を生じ
る。Ｃ量は好ましくは１．０〜１．８重量％である。Ｓ
ｉの含有量は０．５〜２．０重量％とする。Ｓｉは溶鋼
の脱酸と溶湯流動性、及び黒鉛晶出鋼にあっては黒鉛化
を目的に添加する。２．０重量％を超えると靱性が低下
し、好ましくない。Ｍｎの含有量は０．３〜１．５重量
％とする。Ｍｎは基地に固溶して基地を強化する。高炭
素鋼にあっては、１．５重量％を超えると靱性の低下を
招き、好ましくない。Ｎｉの含有量は４．０重量％以下
とする。Ｎｉは基地に固溶して基地を強化し、靱性を高
める効果がある。また黒鉛晶出鋼にあっては黒鉛化を目
的に添加する。Ｎｉ含有量が４．０重量％を超えると、
熱膨張が大きくなり好ましくない。好ましくは３．０重
量％以下である。Ｃｒの含有量は４．０重量％以下とす
る。Ｃｒは炭化物を安定化し、高温強度の向上に効果が
ある。４．０重量％を超えるとＣｒ炭化物が多く晶出
し、靱性が低下し、好ましくない。Ｍｏの含有量は１．
５重量％以下とする。Ｍｏは炭化物を安定化すると共
に、基地組織の微細化と機械的特性の改善に効果があ
る。１．５重量％を超えると靱性が低下し、好ましくな
い。
【００１２】鉄系内層材として球状黒鉛鋳鉄を用いる場
合、その成分組成は、重量％で、Ｃ：２．０〜４．５、
Ｓｉ：１．０〜４．０、Ｍｎ：１．０以下、Ｎｉ：４．
０以下、Ｃｒ：３．０、残部が実質的にＦｅ及び不可不
純物からなる組成とする。このような成分組成とするこ
とで、内層材として用いられる球状黒鉛鋳鉄の室温〜２
００℃までの平均熱膨張係数を１１．８×１０-6／℃以
下にすることができる。また内層材としての機械的強度
が使用条件に対して十分となる。前記成分組成におい
て、Ｃの含有量は２．０〜４．５重量％とする。Ｃ量は
鋳造性と黒鉛化の目的に添加される。Ｃ量が２．０重量
％未満では鋳造性が悪く、４．５重量％を超えると粗大
な黒鉛を晶出し、好ましくない。Ｃ量は好ましくは２．
５〜４．０重量％である。Ｓｉの含有量は１．０〜４．
０重量％とする。Ｓｉは黒鉛化のために添加される。Ｓ
ｉが１．０重量％未満であると白銑化し、著しく靱性が
低下し、また４．０重量％を超えても靱性が低下し、好
ましくない。好ましくは１．８〜３．０重量％の範囲で
ある。Ｍｎの含有量は１．０重量％以下とする。Ｍｎは
鋳鉄を白銑化するＳと化合物を形成し、Ｓの悪影響を中
和する効果があると共に、基地に固溶し基地を強化する
効果がある。しかし１．０重量％を超えると靱性が低下
し、好ましくない。Ｎｉの含有量は４．０重量％以下と
する。Ｎｉは基地をフェライト化し、強度・靱性を向上
させる効果がある。また基地に固溶し基地を強化すると
共に、黒鉛化に効果がある。Ｎｉ含有量が４．０重量％
を超えると、熱膨張が大きくなり好ましくない。好まし
くは３．０重量％以下である。Ｃｒの含有量は３．０重
量％以下とする。Ｃｒは炭化物を安定化し、高温強度の
向上に効果があると共に、Ｎｉとの共存により、基地の
機械的性質を向上させる効果がある。３．０重量％を超
えると黒鉛化を妨げ、白銑化し、靱性を著しく低下させ
るため、好ましくない。
合、その成分組成は、重量％で、Ｃ：２．０〜４．５、
Ｓｉ：１．０〜４．０、Ｍｎ：１．０以下、Ｎｉ：４．
０以下、Ｃｒ：３．０、残部が実質的にＦｅ及び不可不
純物からなる組成とする。このような成分組成とするこ
とで、内層材として用いられる球状黒鉛鋳鉄の室温〜２
００℃までの平均熱膨張係数を１１．８×１０-6／℃以
下にすることができる。また内層材としての機械的強度
が使用条件に対して十分となる。前記成分組成におい
て、Ｃの含有量は２．０〜４．５重量％とする。Ｃ量は
鋳造性と黒鉛化の目的に添加される。Ｃ量が２．０重量
％未満では鋳造性が悪く、４．５重量％を超えると粗大
な黒鉛を晶出し、好ましくない。Ｃ量は好ましくは２．
５〜４．０重量％である。Ｓｉの含有量は１．０〜４．
０重量％とする。Ｓｉは黒鉛化のために添加される。Ｓ
ｉが１．０重量％未満であると白銑化し、著しく靱性が
低下し、また４．０重量％を超えても靱性が低下し、好
ましくない。好ましくは１．８〜３．０重量％の範囲で
ある。Ｍｎの含有量は１．０重量％以下とする。Ｍｎは
鋳鉄を白銑化するＳと化合物を形成し、Ｓの悪影響を中
和する効果があると共に、基地に固溶し基地を強化する
効果がある。しかし１．０重量％を超えると靱性が低下
し、好ましくない。Ｎｉの含有量は４．０重量％以下と
する。Ｎｉは基地をフェライト化し、強度・靱性を向上
させる効果がある。また基地に固溶し基地を強化すると
共に、黒鉛化に効果がある。Ｎｉ含有量が４．０重量％
を超えると、熱膨張が大きくなり好ましくない。好まし
くは３．０重量％以下である。Ｃｒの含有量は３．０重
量％以下とする。Ｃｒは炭化物を安定化し、高温強度の
向上に効果があると共に、Ｎｉとの共存により、基地の
機械的性質を向上させる効果がある。３．０重量％を超
えると黒鉛化を妨げ、白銑化し、靱性を著しく低下させ
るため、好ましくない。
【００１３】鉄系内層材として可鍛鋳鉄を用いる場合、
その成分組成は、重量％で、Ｃ：２．０〜３．０、Ｓ
ｉ：０．６〜２．０、Ｍｎ：１．０以下、残部が実質的
にＦｅ及び不可不純物からなる組成とする。このような
成分組成とすることで、内層材として用いられる可鍛鋳
鉄の室温〜２００℃までの平均熱膨張係数を１１．８×
１０-6／℃以下にすることができる。また内層材として
の機械的強度が使用条件に対して十分となる。前記成分
組成において、Ｃの含有量は２．０〜３．０重量％とす
る。Ｃ量は鋳造性の目的に添加される。Ｃ量が２．０重
量％未満では鋳造性が悪く、３．０重量％を超えると黒
鉛を晶出し、好ましくない。好ましくは２．５〜３．０
重量％の範囲である。Ｓｉの含有量は０．６〜２．０重
量％とする。Ｓｉは溶湯の脱酸と鋳造性のために添加さ
れる。Ｓｉが０．６重量％未満であると鋳造性が低下
し、２．０重量％を超えると靱性が低下し、好ましくな
い。好ましくは０．８〜１．８重量％の範囲である。Ｍ
ｎの含有量は１．０重量％以下とする。Ｍｎは鋳鉄を白
銑化するＳと化合物を形成し、Ｓの悪影響を中和する効
果があると共に、基地に固溶し基地を強化する効果があ
る。しかし、１．０重量％を超えると靱性が低下し、好
ましくない。
その成分組成は、重量％で、Ｃ：２．０〜３．０、Ｓ
ｉ：０．６〜２．０、Ｍｎ：１．０以下、残部が実質的
にＦｅ及び不可不純物からなる組成とする。このような
成分組成とすることで、内層材として用いられる可鍛鋳
鉄の室温〜２００℃までの平均熱膨張係数を１１．８×
１０-6／℃以下にすることができる。また内層材として
の機械的強度が使用条件に対して十分となる。前記成分
組成において、Ｃの含有量は２．０〜３．０重量％とす
る。Ｃ量は鋳造性の目的に添加される。Ｃ量が２．０重
量％未満では鋳造性が悪く、３．０重量％を超えると黒
鉛を晶出し、好ましくない。好ましくは２．５〜３．０
重量％の範囲である。Ｓｉの含有量は０．６〜２．０重
量％とする。Ｓｉは溶湯の脱酸と鋳造性のために添加さ
れる。Ｓｉが０．６重量％未満であると鋳造性が低下
し、２．０重量％を超えると靱性が低下し、好ましくな
い。好ましくは０．８〜１．８重量％の範囲である。Ｍ
ｎの含有量は１．０重量％以下とする。Ｍｎは鋳鉄を白
銑化するＳと化合物を形成し、Ｓの悪影響を中和する効
果があると共に、基地に固溶し基地を強化する効果があ
る。しかし、１．０重量％を超えると靱性が低下し、好
ましくない。
【００１４】鉄系内層材として高合金鋳鉄を用いる場
合、その成分組成は、重量％で、Ｃ：２．０〜４．５、
Ｓｉ：１．０〜４．０、Ｍｎ：０．３〜２．５、Ｎｉ：
２０．０〜４０．０、Ｃｒ：３．０以下、Ｍｏ：１．５
以下、残部が実質的にＦｅ及び不可不純物からなる組成
とする。このような成分組成とすることで、内層材とし
て用いられる高合金鋳鉄の室温〜２００℃までの平均熱
膨張係数を１１．８×１０-6／℃以下にすることができ
る。また内層材としての機械的強度が使用条件に対して
十分となる。前記成分組成において、Ｃの含有量は２．
０〜４．５重量％とする。Ｃ量は鋳造性と黒鉛化の目的
に添加される。Ｃ量が２．０重量％未満では鋳造性が悪
く、４．５重量％を超えると粗大な黒鉛を晶出し、好ま
しくない。好ましくは２．５〜４．０重量％である。Ｓ
ｉの含有量は１．０〜４．０重量％とする。Ｓｉは黒鉛
化のために添加される。Ｓｉが１．０重量％未満である
と白銑化し、著しく靱性が低下し、また４．０重量％を
超えても靱性が低下し、好ましくない、好ましくは１．
８〜３．０重量％の範囲である。Ｍｎの含有量は０．３
〜２．５重量％とする。Ｍｎは基地に固溶して基地を強
化すると共に、熱膨張を低下させる効果がある。また、
白銑化するＳと化合物を形成し、Ｓの悪影響を中和する
効果がある。しかし、０．３重量％未満では効果がな
く、２．５重量％を超えると、靱性の低下を招き、好ま
しくない。Ｎｉの含有量は２０．０〜４０．０重量％と
する。Ｎｉ含有量とＣｒの含有量の適当な組成におい
て、熱膨張係数が極めて小さくなる。Ｃｒの含有量は
３．０重量％以下とする。Ｃｒは炭化物を安定化し、高
温強度の向上に効果があると共に、Ｎｉとの共存によ
り、基地の機械的性質を向上させる効果がある。３．０
重量％を超えると黒鉛化を妨げ、白銑化し、靱性を著し
く低下させるため、好ましくない。Ｍｏの含有量は１．
５重量％以下とする。Ｍｏは炭化物を安定化すると共
に、基地組織の微細化と機械的特性の改善に効果があ
る。１．５重量％を超えると靱性が低下し、好ましくな
い。
合、その成分組成は、重量％で、Ｃ：２．０〜４．５、
Ｓｉ：１．０〜４．０、Ｍｎ：０．３〜２．５、Ｎｉ：
２０．０〜４０．０、Ｃｒ：３．０以下、Ｍｏ：１．５
以下、残部が実質的にＦｅ及び不可不純物からなる組成
とする。このような成分組成とすることで、内層材とし
て用いられる高合金鋳鉄の室温〜２００℃までの平均熱
膨張係数を１１．８×１０-6／℃以下にすることができ
る。また内層材としての機械的強度が使用条件に対して
十分となる。前記成分組成において、Ｃの含有量は２．
０〜４．５重量％とする。Ｃ量は鋳造性と黒鉛化の目的
に添加される。Ｃ量が２．０重量％未満では鋳造性が悪
く、４．５重量％を超えると粗大な黒鉛を晶出し、好ま
しくない。好ましくは２．５〜４．０重量％である。Ｓ
ｉの含有量は１．０〜４．０重量％とする。Ｓｉは黒鉛
化のために添加される。Ｓｉが１．０重量％未満である
と白銑化し、著しく靱性が低下し、また４．０重量％を
超えても靱性が低下し、好ましくない、好ましくは１．
８〜３．０重量％の範囲である。Ｍｎの含有量は０．３
〜２．５重量％とする。Ｍｎは基地に固溶して基地を強
化すると共に、熱膨張を低下させる効果がある。また、
白銑化するＳと化合物を形成し、Ｓの悪影響を中和する
効果がある。しかし、０．３重量％未満では効果がな
く、２．５重量％を超えると、靱性の低下を招き、好ま
しくない。Ｎｉの含有量は２０．０〜４０．０重量％と
する。Ｎｉ含有量とＣｒの含有量の適当な組成におい
て、熱膨張係数が極めて小さくなる。Ｃｒの含有量は
３．０重量％以下とする。Ｃｒは炭化物を安定化し、高
温強度の向上に効果があると共に、Ｎｉとの共存によ
り、基地の機械的性質を向上させる効果がある。３．０
重量％を超えると黒鉛化を妨げ、白銑化し、靱性を著し
く低下させるため、好ましくない。Ｍｏの含有量は１．
５重量％以下とする。Ｍｏは炭化物を安定化すると共
に、基地組織の微細化と機械的特性の改善に効果があ
る。１．５重量％を超えると靱性が低下し、好ましくな
い。
【００１５】
【実施例】本発明に係る実施例１〜１７として、それぞ
れ鉄系内層材とハイス系外層材とを一体化させて複合ロ
ールを製作した。さらにロール表面の硬さがＨＳ８０〜
９０になるよう焼入れ・焼戻し処理を施した。また比較
例１〜５として、本発明の内層材の材料或いは成分の範
囲外の内層材とハイス系外層材とを用いて、同様に複合
ロールを製作し、焼入れ・焼戻し処理を施した。実施例
１〜１７、比較例１〜５における内層材と外層材の成
分、機械的性質等を表１に示す。また実施例１〜１７、
比較例１〜５における内層材、外層材、ロールについ
て、その寸法関係と、室温〜１００℃、室温〜２００
℃、室温〜３００℃のそれぞれにおいて測定した平均熱
膨張係数の値を表２に示す。
れ鉄系内層材とハイス系外層材とを一体化させて複合ロ
ールを製作した。さらにロール表面の硬さがＨＳ８０〜
９０になるよう焼入れ・焼戻し処理を施した。また比較
例１〜５として、本発明の内層材の材料或いは成分の範
囲外の内層材とハイス系外層材とを用いて、同様に複合
ロールを製作し、焼入れ・焼戻し処理を施した。実施例
１〜１７、比較例１〜５における内層材と外層材の成
分、機械的性質等を表１に示す。また実施例１〜１７、
比較例１〜５における内層材、外層材、ロールについ
て、その寸法関係と、室温〜１００℃、室温〜２００
℃、室温〜３００℃のそれぞれにおいて測定した平均熱
膨張係数の値を表２に示す。
【００１６】表１、表２において、本発明の実施例１〜
１５で用いた鉄系内層材においては、何れも室温〜１０
０℃及び室温〜２００℃までの平均熱膨張係数が１１．
８×１０-6／℃以下となっている。一方、組み合わされ
るハイス系外層材の室温〜１００℃及び室温〜２００℃
までの平均熱膨張係数は９．８×１０-6／℃〜１３．４
×１０-6／℃であり、比較例１〜５においても用いられ
ている従来からのハイス系材料の熱膨張係数と特に変わ
らない。しかしながら、実施例１〜１７に示す本発明の
複合ロールでは全体の平均熱膨張係数は、室温〜１００
℃及び室温〜２００℃において、何れも１１．８×１０
-6／℃以下である。その一方、比較例１〜５の複合ロー
ルでは、室温〜１００℃及び室温〜２００℃での平均熱
膨張係数が何れも１２×１０-6／℃を超えている。即
ち、実施例１〜１７に示す本発明に係る複合ロールで
は、比較例１〜５に示す従来の複合ロールと比較して、
熱膨張を抑える効果があることが判る。又このことは、
圧延中でのロール温度の変化によるロールの膨張が本発
明の複合ロールにおいて小さく、圧延状態の安定化、或
いは特に薄板圧延における通板性の向上に効果を奏する
ことを示している。
１５で用いた鉄系内層材においては、何れも室温〜１０
０℃及び室温〜２００℃までの平均熱膨張係数が１１．
８×１０-6／℃以下となっている。一方、組み合わされ
るハイス系外層材の室温〜１００℃及び室温〜２００℃
までの平均熱膨張係数は９．８×１０-6／℃〜１３．４
×１０-6／℃であり、比較例１〜５においても用いられ
ている従来からのハイス系材料の熱膨張係数と特に変わ
らない。しかしながら、実施例１〜１７に示す本発明の
複合ロールでは全体の平均熱膨張係数は、室温〜１００
℃及び室温〜２００℃において、何れも１１．８×１０
-6／℃以下である。その一方、比較例１〜５の複合ロー
ルでは、室温〜１００℃及び室温〜２００℃での平均熱
膨張係数が何れも１２×１０-6／℃を超えている。即
ち、実施例１〜１７に示す本発明に係る複合ロールで
は、比較例１〜５に示す従来の複合ロールと比較して、
熱膨張を抑える効果があることが判る。又このことは、
圧延中でのロール温度の変化によるロールの膨張が本発
明の複合ロールにおいて小さく、圧延状態の安定化、或
いは特に薄板圧延における通板性の向上に効果を奏する
ことを示している。
【００１７】尚、複合ロールの全体としての熱膨張係数
は、内層の熱膨張係数とロールに占める断面積と、外層
の熱膨張係数とそのロールに占める断面積の各値、ロー
ルの半径方向の温度分布等が重要な要素となって定まる
ことになる。表２には実施例１〜１７や比較例１〜５に
おける複合ロールの内層材の直径、外層材の厚みが示さ
れており、これらの値からも演算できる熱間圧延用複合
ロールの内層と外層との断面積比は、内層が圧延ロール
の芯材として必要とされる機械的強度も考慮されること
で、一般には、少なくとも２／１以上となっている。従
って、この複合ロールにおける内層と外層での一般的な
断面積比の範囲を考慮することで、ロール外層材として
の特長を備えることが要求されるハイス系材料において
その値が限定されることになる熱膨張係数の範囲に対し
て、ロール全体としての熱膨張係数が１１．８×１０-6
／℃以下となるのに必要な内層材の熱膨張係数の範囲が
求められることになる。そのような内層材の熱膨張係数
の値が上記１１．８×１０-6／℃以下という条件となる
のである。
は、内層の熱膨張係数とロールに占める断面積と、外層
の熱膨張係数とそのロールに占める断面積の各値、ロー
ルの半径方向の温度分布等が重要な要素となって定まる
ことになる。表２には実施例１〜１７や比較例１〜５に
おける複合ロールの内層材の直径、外層材の厚みが示さ
れており、これらの値からも演算できる熱間圧延用複合
ロールの内層と外層との断面積比は、内層が圧延ロール
の芯材として必要とされる機械的強度も考慮されること
で、一般には、少なくとも２／１以上となっている。従
って、この複合ロールにおける内層と外層での一般的な
断面積比の範囲を考慮することで、ロール外層材として
の特長を備えることが要求されるハイス系材料において
その値が限定されることになる熱膨張係数の範囲に対し
て、ロール全体としての熱膨張係数が１１．８×１０-6
／℃以下となるのに必要な内層材の熱膨張係数の範囲が
求められることになる。そのような内層材の熱膨張係数
の値が上記１１．８×１０-6／℃以下という条件となる
のである。
【００１８】
【発明の効果】本発明は以上の構成、作用効果からな
り、請求項１に記載の熱間圧延用複合ロールによれば、
ハイス系外層材を内層材と一体化させてなる複合ロール
であって、前記内層材として、その成分組成が重量パー
セントで、Ｃ：０．２〜１．０％、Ｓｉ：０．１〜１．
５％、Ｍｎ：１．０〜２．５％、Ｃｒ：２．０％以下を
含有し、残部が実質的にＦｅからなるＭｎ−Ｃｒ鋼を用
いることによって、該Ｍｎ−Ｃｒ鋼からなる内層材の室
温〜２００℃までの平均熱膨張係数を１１．８×１０
−６ ／℃以下とし、これによって複合ロール全体におけ
る室温〜２００℃までの平均熱膨張係数が１２．０×１
０ −６ ／℃以下となるように構成したので、ハイス系外
層材とＭｎ−Ｃｒ鋼の内層材からなる熱間圧延用複合ロ
ールの特長を生かしつつ、特にハイス系外層材による耐
摩耗性、耐肌荒性、耐亀裂性等の特長を保持しつつ、且
つＭｎ−Ｃｒ鋼からなる内層材の成分組成を上記の範囲
に限定することで、Ｍｎ−Ｃｒ鋼からなる内層材の室温
〜２００℃までの平均熱膨張係数を現に１１．８×１０
−６／℃以下とし、これによって複合ロール全体の室温
〜２００℃までの平均熱膨張係数が１２．０×１０−６
／℃以下となるようにしたので、ハイス系外層材とＭｎ
−Ｃｒ鋼内層材からなる熱間圧延用複合ロールでの熱間
圧延における圧延状態の安定化を図ることができると共
に、特に熱間仕上げ用ワークロールとして、熱間薄板圧
延における通板性を大きく向上させることができる。ま
た請求項２に記載の熱間圧延用複合ロールによれば、ハ
イス系外層材を内層材と一体化させてなる複合ロールで
あって、前記内層材として、その成分組成が重量パーセ
ントで、Ｃ：１．０〜２．％、Ｓｉ：０．５〜２．０
％、Ｍｎ：０．３〜１．５％、Ｎｉ：４．０％以下、Ｃ
ｒ：４．０％以下、Ｍｏ：１．５％以下を含有し、残部
が実質的にＦｅからなる高炭素鋼を用いることによっ
て、該高炭素鋼からなる内層材の室温〜２００℃までの
平均熱膨張係数を１１．８×１０ −６ ／℃以下とし、こ
れによって複合ロール全体における室温〜２００℃まで
の平均熱膨張係数が１２．０×１０ −６ ／℃以下となる
ように構成したので、ハイス系外層材と高炭素鋼の内層
材からなる熱間圧延用複合ロールの特長を生かしつつ、
特にハイス系外層材による耐摩耗性、耐肌荒性、耐亀裂
性等の特長を保持しつつ、且つ高炭素鋼からなる内層材
の成分組成を上記の範囲に限定することで、高炭素鋼か
らなる内層材の室温〜２００℃までの平均熱膨張係数を
現に１１．８×１０−６／℃以下とし、これによって複
合ロール全体の室温〜２００℃までの平均熱膨張係数が
１２．０×１０−６／℃以下となるようにしたので、ハ
イス系外層材と高炭素鋼内層材からなる熱間圧延用複合
ロールでの熱間圧延における圧延状態の安定化を図るこ
とができると共に、特に熱間仕上げ用ワークロールとし
て、熱間薄板圧延における通板性を大きく向上させるこ
とができる。また請求項３に記載の熱間圧延用複合ロー
ルによれば、ハイス系外層材を内層材と一体化させてな
る複合ロールであって、前記内層材として、その成分組
成が重量パーセントで、Ｃ：２．０〜４．５％、Ｓｉ：
１．０〜４．０％、Ｍｎ：０．３〜２．５％、Ｎｉ：２
０．０〜４０．０％、Ｃｒ：３．０％以下、Ｍｏ：１．
５％以下を含有し、残部が実質的にＦｅからなる高合金
鋳鉄を用いることによって、該高合金鋳鉄からなる内層
材の室温〜２００℃までの平均熱膨張係数を１１．８×
１０ −６ ／℃以下とし、これによって複合ロール全体に
おける室温〜２００℃までの平均熱膨張係数が１２．０
×１０ −６ ／℃以下となるように構成したので、ハイス
系外層材と高合金鋳鉄内層材からなる熱間圧延用複合ロ
ールの特長を生かしつつ、特にハイス系外層材による耐
摩耗性、耐肌荒性、耐亀裂性等の特長を保持しつつ、且
つ高合金鋳鉄からなる内層材の成分組成を上記の範囲に
限定することで、高合金鋳鉄からなる内層材の室温〜２
００℃までの平均熱膨張係数を１１．８×１０−６／℃
以下とし、これによって複合ロール全体の室温〜２００
℃までの平均熱膨張係数が１２．０×１０−６／℃以下
となるようにしたので、ハイス系外層材と高合金鋳鉄内
層材からなる熱間圧延用複合ロールでの熱間圧延におけ
る圧延状態の安定化を図ることができると共に、特に熱
間仕上げ用ワークロールとして、熱間薄板圧延における
通板性を大きく向上させることができる。
り、請求項１に記載の熱間圧延用複合ロールによれば、
ハイス系外層材を内層材と一体化させてなる複合ロール
であって、前記内層材として、その成分組成が重量パー
セントで、Ｃ：０．２〜１．０％、Ｓｉ：０．１〜１．
５％、Ｍｎ：１．０〜２．５％、Ｃｒ：２．０％以下を
含有し、残部が実質的にＦｅからなるＭｎ−Ｃｒ鋼を用
いることによって、該Ｍｎ−Ｃｒ鋼からなる内層材の室
温〜２００℃までの平均熱膨張係数を１１．８×１０
−６ ／℃以下とし、これによって複合ロール全体におけ
る室温〜２００℃までの平均熱膨張係数が１２．０×１
０ −６ ／℃以下となるように構成したので、ハイス系外
層材とＭｎ−Ｃｒ鋼の内層材からなる熱間圧延用複合ロ
ールの特長を生かしつつ、特にハイス系外層材による耐
摩耗性、耐肌荒性、耐亀裂性等の特長を保持しつつ、且
つＭｎ−Ｃｒ鋼からなる内層材の成分組成を上記の範囲
に限定することで、Ｍｎ−Ｃｒ鋼からなる内層材の室温
〜２００℃までの平均熱膨張係数を現に１１．８×１０
−６／℃以下とし、これによって複合ロール全体の室温
〜２００℃までの平均熱膨張係数が１２．０×１０−６
／℃以下となるようにしたので、ハイス系外層材とＭｎ
−Ｃｒ鋼内層材からなる熱間圧延用複合ロールでの熱間
圧延における圧延状態の安定化を図ることができると共
に、特に熱間仕上げ用ワークロールとして、熱間薄板圧
延における通板性を大きく向上させることができる。ま
た請求項２に記載の熱間圧延用複合ロールによれば、ハ
イス系外層材を内層材と一体化させてなる複合ロールで
あって、前記内層材として、その成分組成が重量パーセ
ントで、Ｃ：１．０〜２．％、Ｓｉ：０．５〜２．０
％、Ｍｎ：０．３〜１．５％、Ｎｉ：４．０％以下、Ｃ
ｒ：４．０％以下、Ｍｏ：１．５％以下を含有し、残部
が実質的にＦｅからなる高炭素鋼を用いることによっ
て、該高炭素鋼からなる内層材の室温〜２００℃までの
平均熱膨張係数を１１．８×１０ −６ ／℃以下とし、こ
れによって複合ロール全体における室温〜２００℃まで
の平均熱膨張係数が１２．０×１０ −６ ／℃以下となる
ように構成したので、ハイス系外層材と高炭素鋼の内層
材からなる熱間圧延用複合ロールの特長を生かしつつ、
特にハイス系外層材による耐摩耗性、耐肌荒性、耐亀裂
性等の特長を保持しつつ、且つ高炭素鋼からなる内層材
の成分組成を上記の範囲に限定することで、高炭素鋼か
らなる内層材の室温〜２００℃までの平均熱膨張係数を
現に１１．８×１０−６／℃以下とし、これによって複
合ロール全体の室温〜２００℃までの平均熱膨張係数が
１２．０×１０−６／℃以下となるようにしたので、ハ
イス系外層材と高炭素鋼内層材からなる熱間圧延用複合
ロールでの熱間圧延における圧延状態の安定化を図るこ
とができると共に、特に熱間仕上げ用ワークロールとし
て、熱間薄板圧延における通板性を大きく向上させるこ
とができる。また請求項３に記載の熱間圧延用複合ロー
ルによれば、ハイス系外層材を内層材と一体化させてな
る複合ロールであって、前記内層材として、その成分組
成が重量パーセントで、Ｃ：２．０〜４．５％、Ｓｉ：
１．０〜４．０％、Ｍｎ：０．３〜２．５％、Ｎｉ：２
０．０〜４０．０％、Ｃｒ：３．０％以下、Ｍｏ：１．
５％以下を含有し、残部が実質的にＦｅからなる高合金
鋳鉄を用いることによって、該高合金鋳鉄からなる内層
材の室温〜２００℃までの平均熱膨張係数を１１．８×
１０ −６ ／℃以下とし、これによって複合ロール全体に
おける室温〜２００℃までの平均熱膨張係数が１２．０
×１０ −６ ／℃以下となるように構成したので、ハイス
系外層材と高合金鋳鉄内層材からなる熱間圧延用複合ロ
ールの特長を生かしつつ、特にハイス系外層材による耐
摩耗性、耐肌荒性、耐亀裂性等の特長を保持しつつ、且
つ高合金鋳鉄からなる内層材の成分組成を上記の範囲に
限定することで、高合金鋳鉄からなる内層材の室温〜２
００℃までの平均熱膨張係数を１１．８×１０−６／℃
以下とし、これによって複合ロール全体の室温〜２００
℃までの平均熱膨張係数が１２．０×１０−６／℃以下
となるようにしたので、ハイス系外層材と高合金鋳鉄内
層材からなる熱間圧延用複合ロールでの熱間圧延におけ
る圧延状態の安定化を図ることができると共に、特に熱
間仕上げ用ワークロールとして、熱間薄板圧延における
通板性を大きく向上させることができる。
【００１９】
【表１】
【００２０】
【表２】
───────────────────────────────────────────────────── フロントページの続き (56)参考文献 特開 平９−209071（ＪＰ，Ａ) 特開 平10−192916（ＪＰ，Ａ) (58)調査した分野(Int.Cl.7，ＤＢ名) B21B 27/00 B21B 27/02 C22C 37/00 C22C 38/00 301 C22C 38/00 302
Claims (3)
- 【請求項１】 ハイス系外層材を内層材と一体化させて
なる複合ロールであって、前記内層材として、その成分
組成が重量パーセントで、 Ｃ ： ０．２〜１．０％ Ｓｉ： ０．１〜１．５％ Ｍｎ： １．０〜２．５％Ｃｒ： ２．０％以下 を含有し、残部が実質的にＦｅからなるＭｎ−Ｃｒ鋼を
用いることによって、該Ｍｎ−Ｃｒ鋼からなる内層材の
室温〜２００℃までの平均熱膨張係数を１１．８×１０
−６ ／℃以下とし、これによって複合ロール全体におけ
る室温〜２００℃までの平均熱膨張係数が１２．０×１
０ −６ ／℃以下となるように構成したことを特徴とする
熱間圧延用複合ロール。 - 【請求項２】 ハイス系外層材を内層材と一体化させて
なる複合ロールであって、前記内層材として、その成分
組成が重量パーセントで、 Ｃ ： １．０〜２．０％ Ｓｉ： ０．５〜２．０％ Ｍｎ： ０．３〜１．５％ Ｎｉ： ４．０％以下 Ｃｒ： ４．０％以下 Ｍｏ： １．５％以下 を含有し、残部が実質的にＦｅからなる高炭素鋼を用い
ることによって、該高炭素鋼からなる内層材の室温〜２
００℃までの平均熱膨張係数を１１．８×１０ −６ ／℃
以下とし、これによって複合ロール全体における室温〜
２００℃までの平均熱膨張係数が１２．０×１０ −６ ／
℃以下となるように構成したことを特徴とする熱間圧延
用複合ロール。 - 【請求項３】 ハイス系外層材を内層材と一体化させて
なる複合ロールであって、前記内層材として、その成分
組成が重量パーセントで、 Ｃ ： ２．０〜４．５％ Ｓｉ： １．０〜４．０％ Ｍｎ： ０．３〜２．５％ Ｎｉ： ２０．０〜４０．０％ Ｃｒ： ３．０％以下 Ｍｏ： １．５％以下 を含有し、残部が実質的にＦｅからなる高合金鋳鉄を用
いることによって、該高合金鋳鉄からなる内層材の室温
〜２００℃までの平均熱膨張係数を１１．８×１０ −６
／℃以下とし、これによって複合ロール全体における室
温〜２００℃までの平均熱膨張係数が１２．０×１０
−６ ／℃以下となるように構成したことを特徴とする熱
間圧延用複合ロール。
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|---|---|---|---|
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1998
- 1998-10-30 JP JP32585398A patent/JP3154979B2/ja not_active Expired - Fee Related
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