JPH0860289A - 遠心鋳造複合ロール - Google Patents
遠心鋳造複合ロールInfo
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- JPH0860289A JPH0860289A JP6199590A JP19959094A JPH0860289A JP H0860289 A JPH0860289 A JP H0860289A JP 6199590 A JP6199590 A JP 6199590A JP 19959094 A JP19959094 A JP 19959094A JP H0860289 A JPH0860289 A JP H0860289A
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Abstract
(57)【要約】
【目的】 耐摩耗性が高く、肌荒れや偏摩耗の極めて低
い遠心鋳造複合ロールを提供する。 【構成】 化学成分が重量％で、Ｃ ：１．０〜３．０
％、Ｓｉ：０．１〜３．０％、Ｍｎ：０．１〜２．０
％、Ｃｒ：２．０〜１０．０％、Ｍｏ：０．１〜１０．
０％、Ｖ ：１．０〜１０．０％、Ｗ ：０．１〜１
０．０％の範囲で、かつＭｏ＋Ｗ≦１０．０％の式を満
たす合金成分および残部がＦｅおよび不純物からなる外
層と、鋳鉄または鋳鋼の内層からなる。
い遠心鋳造複合ロールを提供する。 【構成】 化学成分が重量％で、Ｃ ：１．０〜３．０
％、Ｓｉ：０．１〜３．０％、Ｍｎ：０．１〜２．０
％、Ｃｒ：２．０〜１０．０％、Ｍｏ：０．１〜１０．
０％、Ｖ ：１．０〜１０．０％、Ｗ ：０．１〜１
０．０％の範囲で、かつＭｏ＋Ｗ≦１０．０％の式を満
たす合金成分および残部がＦｅおよび不純物からなる外
層と、鋳鉄または鋳鋼の内層からなる。
Description
【０００１】
【産業上の利用分野】本発明は、偏摩耗が少なく、耐肌
荒性に優れた熱間あるいは冷間圧延用遠心鋳造複合ロー
ルに関する。
荒性に優れた熱間あるいは冷間圧延用遠心鋳造複合ロー
ルに関する。
【０００２】
【従来の技術】熱間、あるいは冷間圧延用ロールとして
主な具備要件は、耐摩耗性と靭性とを同時に有すること
が必要であり、そのため遠心鋳造法により、耐摩耗性に
優れた外殻層と靭性に優れた内層とを複合化させた遠心
鋳造複合ロールが製造、使用されている。
主な具備要件は、耐摩耗性と靭性とを同時に有すること
が必要であり、そのため遠心鋳造法により、耐摩耗性に
優れた外殻層と靭性に優れた内層とを複合化させた遠心
鋳造複合ロールが製造、使用されている。
【０００３】この従来の技術として代表的なものとし
て、Ｃｒ，Ｖ，Ｍｏ，Ｗ等により硬質炭化物を均一に分
散させ耐摩耗性をもたせた外殻層と黒鉛化の良好な鋳鉄
ないし鋳鋼により靭性をもたせた内層とが溶着一体化し
た遠心鋳造複合ロールが、特開平２−２５８９４９号公
報に開示されている。
て、Ｃｒ，Ｖ，Ｍｏ，Ｗ等により硬質炭化物を均一に分
散させ耐摩耗性をもたせた外殻層と黒鉛化の良好な鋳鉄
ないし鋳鋼により靭性をもたせた内層とが溶着一体化し
た遠心鋳造複合ロールが、特開平２−２５８９４９号公
報に開示されている。
【０００４】また、別の例としては高合金材料からなる
外層材の合金成分（Ｃｒ，Ｖ，Ｍｏ，Ｗ）が内層材との
溶着時に内層材に溶け込み、その結果、内層材の靭性が
低下することを防止する遠心力複合ロールが特開平５−
５１５５号公報に開示されている。
外層材の合金成分（Ｃｒ，Ｖ，Ｍｏ，Ｗ）が内層材との
溶着時に内層材に溶け込み、その結果、内層材の靭性が
低下することを防止する遠心力複合ロールが特開平５−
５１５５号公報に開示されている。
【０００５】
【発明が解決しようとする課題】しかしながら、前述の
従来の技術においては、いずれの場合も硬質炭化物の生
成によって外層に耐摩耗性を確保させるようにしている
ため、外層材中の合金成分中のＷ，Ｍｏの含有量を高く
設定するのが通常である。これにより、外層の耐摩耗性
は確保されるが次の課題がある。
従来の技術においては、いずれの場合も硬質炭化物の生
成によって外層に耐摩耗性を確保させるようにしている
ため、外層材中の合金成分中のＷ，Ｍｏの含有量を高く
設定するのが通常である。これにより、外層の耐摩耗性
は確保されるが次の課題がある。
【０００６】実際の遠心鋳造複合ロールの製造におい
て、外層材中の合金成分中のＭｏ，Ｗが多いと、その凝
固過程においては、まず液相線温度でオーステナイト
層が晶出し、次にＶとＣを主成分とするＭＣ型炭化物
が固相線より高い温度で晶出し、最後に固相線温度直
上で共晶炭化物として、Ｆｅ，Ｃｒ，Ｍｏ，ＷおよびＣ
を主成分とするＭ6 Ｃ型炭化物が晶出し、凝固が完了す
る。
て、外層材中の合金成分中のＭｏ，Ｗが多いと、その凝
固過程においては、まず液相線温度でオーステナイト
層が晶出し、次にＶとＣを主成分とするＭＣ型炭化物
が固相線より高い温度で晶出し、最後に固相線温度直
上で共晶炭化物として、Ｆｅ，Ｃｒ，Ｍｏ，ＷおよびＣ
を主成分とするＭ6 Ｃ型炭化物が晶出し、凝固が完了す
る。
【０００７】このＭ6 Ｃ型炭化物の晶出量は、凝固直前
の液相中合金成分濃度に大きく影響される。したがっ
て、未凝固の液相が遠心鋳造により流動し、そのため液
相中の合金成分濃度が位置によって差異が生じ、Ｍ6 Ｃ
型炭化物が均質に晶出せず偏析を起こす。
の液相中合金成分濃度に大きく影響される。したがっ
て、未凝固の液相が遠心鋳造により流動し、そのため液
相中の合金成分濃度が位置によって差異が生じ、Ｍ6 Ｃ
型炭化物が均質に晶出せず偏析を起こす。
【０００８】この結果、ＭｏおよびＷを多量に含有する
ことで耐摩耗性の確保を狙った遠心力鋳造複合ロールの
外層材は、Ｍ6 Ｃ型炭化物が偏析し、そのため実際の圧
延においては、ロールの偏摩耗や肌荒れが多く発生す
る。
ことで耐摩耗性の確保を狙った遠心力鋳造複合ロールの
外層材は、Ｍ6 Ｃ型炭化物が偏析し、そのため実際の圧
延においては、ロールの偏摩耗や肌荒れが多く発生す
る。
【０００９】本発明の目的は、外層材に付与させるべき
耐摩耗性の確保のため添加するＣｒ，Ｖ，Ｍｏ，Ｗ等の
合金成分のうち、Ｍｏ，Ｗの含有量を最適の範囲とし、
外層の耐摩耗性を確保しつつ前記の炭化物の偏析を防止
し、実際の圧延におけるロールの偏摩耗、肌荒れを防止
するものである。
耐摩耗性の確保のため添加するＣｒ，Ｖ，Ｍｏ，Ｗ等の
合金成分のうち、Ｍｏ，Ｗの含有量を最適の範囲とし、
外層の耐摩耗性を確保しつつ前記の炭化物の偏析を防止
し、実際の圧延におけるロールの偏摩耗、肌荒れを防止
するものである。
【００１０】
【課題を解決するための手段】前記の課題を解決するた
めに、本発明は、化学成分が重量％で、Ｃ ：１．０〜
３．０％、Ｓｉ：０．１〜３．０％、Ｍｎ：０．１〜
２．０％、Ｃｒ：２．０〜１０．０％、Ｍｏ：０．１〜
１０．０％、Ｖ ：１．０〜１０．０％、Ｗ ：０．１
〜１０．０％の範囲で、かつＭｏ＋Ｗ≦１０．０％の式
を満たす合金成分および残部がＦｅおよび不純物からな
る外層と、鋳鉄または鋳鋼の内層からなる中実ないし中
空（以後スリーブと記す）の遠心鋳造複合ロールとして
いることを特徴とする。
めに、本発明は、化学成分が重量％で、Ｃ ：１．０〜
３．０％、Ｓｉ：０．１〜３．０％、Ｍｎ：０．１〜
２．０％、Ｃｒ：２．０〜１０．０％、Ｍｏ：０．１〜
１０．０％、Ｖ ：１．０〜１０．０％、Ｗ ：０．１
〜１０．０％の範囲で、かつＭｏ＋Ｗ≦１０．０％の式
を満たす合金成分および残部がＦｅおよび不純物からな
る外層と、鋳鉄または鋳鋼の内層からなる中実ないし中
空（以後スリーブと記す）の遠心鋳造複合ロールとして
いることを特徴とする。
【００１１】
【作用】外殻層中の炭化物生成のために外層材に添加す
るＣｒ，Ｖ，Ｍｏ，Ｗ等の合金成分のうちＭｏ，Ｗの含
有量を少なくすることにより、Ｍ6 Ｃ型炭化物の共晶が
なくなり、完全に凝固したオーステナイト相＋ＭＣ型炭
化物の固相からＭ7 Ｃ3型炭化物が析出する組織形成形
態となる。
るＣｒ，Ｖ，Ｍｏ，Ｗ等の合金成分のうちＭｏ，Ｗの含
有量を少なくすることにより、Ｍ6 Ｃ型炭化物の共晶が
なくなり、完全に凝固したオーステナイト相＋ＭＣ型炭
化物の固相からＭ7 Ｃ3型炭化物が析出する組織形成形
態となる。
【００１２】このＭ7 Ｃ3 型炭化物の析出は固液混合状
態で生じるＭ6 Ｃ型炭化物の晶出とは異なり、完全凝固
した固相中で生じるため、液相中の成分変動や浮上・流
動の影響を受けず、そのため偏析を生ずることなく均一
に析出する。したがって、圧延に供したときに局所的な
摩耗や肌荒れの原因となる偏析を起こさない。これを図
１を用いて詳しく説明する。
態で生じるＭ6 Ｃ型炭化物の晶出とは異なり、完全凝固
した固相中で生じるため、液相中の成分変動や浮上・流
動の影響を受けず、そのため偏析を生ずることなく均一
に析出する。したがって、圧延に供したときに局所的な
摩耗や肌荒れの原因となる偏析を起こさない。これを図
１を用いて詳しく説明する。
【００１３】図１は、Ｃ，Ｃｒ，Ｖ等炭化物を構成する
Ｍｏ，Ｗ以外の成分の含有量を請求範囲のある値とした
際の、Ｍｏ，Ｗの含有量（重量％）と生成炭化物の種類
の相関を示した図である。図中の斜線部はＭ7 Ｃ3 型炭
化物が析出する範囲で、それ以外はＭ6 Ｃ型炭化物が晶
出する範囲である。
Ｍｏ，Ｗ以外の成分の含有量を請求範囲のある値とした
際の、Ｍｏ，Ｗの含有量（重量％）と生成炭化物の種類
の相関を示した図である。図中の斜線部はＭ7 Ｃ3 型炭
化物が析出する範囲で、それ以外はＭ6 Ｃ型炭化物が晶
出する範囲である。
【００１４】従来技術のように、外層材組織中の炭化物
占有率を上げて耐摩耗性を確保するためにＭｏ，Ｗの含
有量をともに上げた場合には、Ｍ6 Ｃ型炭化物の晶出は
避けられない。
占有率を上げて耐摩耗性を確保するためにＭｏ，Ｗの含
有量をともに上げた場合には、Ｍ6 Ｃ型炭化物の晶出は
避けられない。
【００１５】しかしながら、Ｍｏ＋Ｗ≦１０．０〔％〕
を満たす含有量においては、Ｍ6 Ｃ型炭化物は晶出せ
ず、Ｍ7 Ｃ3 型炭化物の均一な生成を得る。炭化物が偏
析せずに均一に分散した組織では、硬度の均一性が高い
ため、圧延ロールとして使用した際に偏摩耗が起きにく
い。
を満たす含有量においては、Ｍ6 Ｃ型炭化物は晶出せ
ず、Ｍ7 Ｃ3 型炭化物の均一な生成を得る。炭化物が偏
析せずに均一に分散した組織では、硬度の均一性が高い
ため、圧延ロールとして使用した際に偏摩耗が起きにく
い。
【００１６】一方、偏析による炭化物の凝集体が散在す
る組織では、硬度不均一のために偏摩耗が起きやすく、
さらにそれが何らかの原因で表面から欠け落ちた場合、
大きな開孔となって肌荒れとなる。すなわち、本発明の
成分範囲では、このようなロール表面の偏摩耗や肌荒れ
を誘発するような、Ｍ6 Ｃ型炭化物の偏析が皆無とな
る。
る組織では、硬度不均一のために偏摩耗が起きやすく、
さらにそれが何らかの原因で表面から欠け落ちた場合、
大きな開孔となって肌荒れとなる。すなわち、本発明の
成分範囲では、このようなロール表面の偏摩耗や肌荒れ
を誘発するような、Ｍ6 Ｃ型炭化物の偏析が皆無とな
る。
【００１７】ただし、Ｍｏ＋Ｗが極端に少なくなった場
合、炭化物の含有量が減少するために、圧延ロールとし
て具備することが望まれる十分な硬度が得られない結果
となる。このため、最小限でもＭｏ＋Ｗ≧２．０〔％〕
となる範囲でＭｏ，Ｗを添加することが望ましい。な
お、外層材におけるＭｏ，Ｗ以外の各元素の含有量の特
定理由を以下に述べる。
合、炭化物の含有量が減少するために、圧延ロールとし
て具備することが望まれる十分な硬度が得られない結果
となる。このため、最小限でもＭｏ＋Ｗ≧２．０〔％〕
となる範囲でＭｏ，Ｗを添加することが望ましい。な
お、外層材におけるＭｏ，Ｗ以外の各元素の含有量の特
定理由を以下に述べる。
【００１８】（ａ）Ｃ：１．０〜３．０％ Ｃは主としてＦｅ，Ｃｒ，Ｍｏ，Ｖ，Ｗと結合して種々
の炭化物を生成するとともに、焼入れにより基地中に溶
け込み、硬質なマルテンサイト相を作る。１．０％未満
では炭化物量が少なく、十分な耐摩耗性が得られない。
また、３．０％を超えると、炭化物が過多となるために
靭性が低下し、炭化物の欠落による肌荒れが発生する。
の炭化物を生成するとともに、焼入れにより基地中に溶
け込み、硬質なマルテンサイト相を作る。１．０％未満
では炭化物量が少なく、十分な耐摩耗性が得られない。
また、３．０％を超えると、炭化物が過多となるために
靭性が低下し、炭化物の欠落による肌荒れが発生する。
【００１９】（ｂ）Ｓｉ：０．１〜３．０％ Ｓｉは脱酸作用があるため必ず添加するが、多すぎると
靭性を低下させるので、上限を３．０％とする範囲で添
加する。
靭性を低下させるので、上限を３．０％とする範囲で添
加する。
【００２０】（ｃ）Ｍｎ：０．１〜２．０％ ＭｎはＳｉと同様の脱酸作用に加え、Ｓを確保する作用
や焼入性を増す作用があるため、必ず添加する。しか
し、これもＳｉ同様に多すぎると材質の脆化を招くこと
があり、２．０％を上限とする。
や焼入性を増す作用があるため、必ず添加する。しか
し、これもＳｉ同様に多すぎると材質の脆化を招くこと
があり、２．０％を上限とする。
【００２１】（ｄ）Ｃｒ：２．０〜１０．０％ Ｃｒは基地に固溶して焼入性を高めるとともに、Ｆｅ，
Ｍｏ，Ｖ，ＷとともにＭ7 Ｃ3 型炭化物を形成し、耐摩
耗性を高める。２．０％未満では十分な炭化物の形成が
得られず、耐摩耗性の確保が難しい。また、１０．０％
を超えると炭化物が過多となり材料の靭性を低下させる
ため、１０．０％を上限とする。
Ｍｏ，Ｖ，ＷとともにＭ7 Ｃ3 型炭化物を形成し、耐摩
耗性を高める。２．０％未満では十分な炭化物の形成が
得られず、耐摩耗性の確保が難しい。また、１０．０％
を超えると炭化物が過多となり材料の靭性を低下させる
ため、１０．０％を上限とする。
【００２２】（ｅ）Ｖ：１．０〜１０．０％ ＶはＭ7 Ｃ3 型炭化物を構成する元素でもあるが、主と
してＭＣ型炭化物を形成し、常温および高温下での耐摩
耗性を高める。この炭化物は粒状に微細に分散する特徴
をもっており、多量に晶出しても靭性の低下幅は小さ
い。これが１．０％未満の場合は耐摩耗性を高めるに十
分な炭化物の晶出量を得られない。また、これが１０．
０％を超えると、遠心鋳造法の場合には形成される炭化
物が軽いため内面に浮上し、圧延に用いる外層材外表面
では含有量相当の炭化物が含まれないばかりでなく、内
層材との境界に凝集して境界の接合強度を劣化させる。
そのため、１０．０％を上限とする。
してＭＣ型炭化物を形成し、常温および高温下での耐摩
耗性を高める。この炭化物は粒状に微細に分散する特徴
をもっており、多量に晶出しても靭性の低下幅は小さ
い。これが１．０％未満の場合は耐摩耗性を高めるに十
分な炭化物の晶出量を得られない。また、これが１０．
０％を超えると、遠心鋳造法の場合には形成される炭化
物が軽いため内面に浮上し、圧延に用いる外層材外表面
では含有量相当の炭化物が含まれないばかりでなく、内
層材との境界に凝集して境界の接合強度を劣化させる。
そのため、１０．０％を上限とする。
【００２３】外層材は以上の成分とＦｅおよび不可避的
に混入する不純物によって構成されることを基本とす
る。なお、外層材には上記の成分の他に、高い基地硬度
を得る目的でＮｉを添加することや、高い高温強度を得
る目的でＣｏを添加することも有用である。
に混入する不純物によって構成されることを基本とす
る。なお、外層材には上記の成分の他に、高い基地硬度
を得る目的でＮｉを添加することや、高い高温強度を得
る目的でＣｏを添加することも有用である。
【００２４】Ｎｉについては、本発明材がＮｉの添加に
より焼入性を増すことができることによる。ただし、そ
の場合でも、過度に添加した際には室温においても硬度
の低いオーステナイト相が残留するため、上限を４％と
することが望ましい。
より焼入性を増すことができることによる。ただし、そ
の場合でも、過度に添加した際には室温においても硬度
の低いオーステナイト相が残留するため、上限を４％と
することが望ましい。
【００２５】また、Ｃｏについては、本発明材がその基
地中にＣｏを固溶させることで高温強度を高めることが
できることによる。ただし、その場合でも過度に添加し
た際には焼入性を損ない十分な硬度が得られなくなるの
で、上限を９％とすることが望ましい。
地中にＣｏを固溶させることで高温強度を高めることが
できることによる。ただし、その場合でも過度に添加し
た際には焼入性を損ない十分な硬度が得られなくなるの
で、上限を９％とすることが望ましい。
【００２６】前述の外層を、鋳鉄または鋳鋼からなる内
層材を遠心鋳造法により溶着一体化させて、中実ないし
スリーブの複合ロールとする。中実ロールの場合、内層
材がロールを駆動させるモーターのトルクを伝達する働
きを担うため、ねじり応力に耐える高強度の特性が要求
される。そのため、鋳鉄の中でも機械特性の優れるダク
タイル鋳鉄が特に望ましい。また、スリーブの場合は、
さらに軸材と焼嵌等の方法により組立一体化させて圧延
ロールとして用いる。この組立の際、スリーブ内部には
引張応力が働くのが一般的である。したがって、内層材
は引張強度や伸びに代表される機械特性が特に優れるこ
とが要求される。そのため、内層材としては鋳鋼系材
料、特に黒鉛鋼を用いることが望ましい。
層材を遠心鋳造法により溶着一体化させて、中実ないし
スリーブの複合ロールとする。中実ロールの場合、内層
材がロールを駆動させるモーターのトルクを伝達する働
きを担うため、ねじり応力に耐える高強度の特性が要求
される。そのため、鋳鉄の中でも機械特性の優れるダク
タイル鋳鉄が特に望ましい。また、スリーブの場合は、
さらに軸材と焼嵌等の方法により組立一体化させて圧延
ロールとして用いる。この組立の際、スリーブ内部には
引張応力が働くのが一般的である。したがって、内層材
は引張強度や伸びに代表される機械特性が特に優れるこ
とが要求される。そのため、内層材としては鋳鋼系材
料、特に黒鉛鋼を用いることが望ましい。
【００２７】
【実施例】以下、本発明の実施例を比較例とともに説明
する。 〔実施例１〕外径２５０mm、内径１５０mm、長さ３００
mmの金型および遠心鋳造試験機を用いて、表１に示す組
成にて外層用溶湯を注入し、外径１４４mm、肉厚３５m
m、長さ３００mmの単層スリーブを鋳造した。さらに、
このスリーブを１０００℃からの焼入れおよび５００〜
５５０℃の焼戻しの熱処理を施した後、切断して、肉厚
方向の炭素の重量％分布と代表的組織を比較した。炭素
の重量％分布の比較結果を図２（イ），（ロ）に、代表
的組織の比較結果を図３（イ），（ロ）に示す。表１中
のａ〜ｃは本発明の組成例、ｄ〜ｅは従来の組成例であ
る。図２（ロ）に示すとおり、従来材では肉厚方向に炭
素の重量％が局所的に高まっている箇所が存在してい
る。一方、本発明の組成では図２（イ）に示すとおり、
前述した従来の組成で生じている炭素重量％の肉厚方向
の不均一は認められない。
する。 〔実施例１〕外径２５０mm、内径１５０mm、長さ３００
mmの金型および遠心鋳造試験機を用いて、表１に示す組
成にて外層用溶湯を注入し、外径１４４mm、肉厚３５m
m、長さ３００mmの単層スリーブを鋳造した。さらに、
このスリーブを１０００℃からの焼入れおよび５００〜
５５０℃の焼戻しの熱処理を施した後、切断して、肉厚
方向の炭素の重量％分布と代表的組織を比較した。炭素
の重量％分布の比較結果を図２（イ），（ロ）に、代表
的組織の比較結果を図３（イ），（ロ）に示す。表１中
のａ〜ｃは本発明の組成例、ｄ〜ｅは従来の組成例であ
る。図２（ロ）に示すとおり、従来材では肉厚方向に炭
素の重量％が局所的に高まっている箇所が存在してい
る。一方、本発明の組成では図２（イ）に示すとおり、
前述した従来の組成で生じている炭素重量％の肉厚方向
の不均一は認められない。
【００２８】図３（イ）に示すものは組成（ａ）のスリ
ーブの周方向断面、表面より深さ１５mmの位置における
組織であり、一方図３（ロ）に示すものは組成（ｄ）の
スリーブの周方向断面、表面より深さ１５mmの位置にお
ける組成である。
ーブの周方向断面、表面より深さ１５mmの位置における
組織であり、一方図３（ロ）に示すものは組成（ｄ）の
スリーブの周方向断面、表面より深さ１５mmの位置にお
ける組成である。
【００２９】従来材である（ｄ）材の組成は、基地１の
中にＭＣ型炭化物２とＭ6 Ｃ型炭化物４が分散した組織
であり、炭素重量％が高まっている部位では、Ｍ6 Ｃ型
炭化物４の凝集が多く見られた。一方、本発明材である
（ａ）の組成は、基地１中にＭＣ型炭化物２とＭ7 Ｃ3
型炭化物３が分散した組織であり、いずれの炭化物も凝
集した箇所は見られなかった。
中にＭＣ型炭化物２とＭ6 Ｃ型炭化物４が分散した組織
であり、炭素重量％が高まっている部位では、Ｍ6 Ｃ型
炭化物４の凝集が多く見られた。一方、本発明材である
（ａ）の組成は、基地１中にＭＣ型炭化物２とＭ7 Ｃ3
型炭化物３が分散した組織であり、いずれの炭化物も凝
集した箇所は見られなかった。
【００３０】
【表１】
【００３１】〔実施例２〕上記表１に示す組成の本発明
材例の溶湯を、図４に示す要領で水平式遠心鋳造機に装
着された内径１０００mmφ、胴長２０００mmφの金型５
に注入し、厚み１２０mmの単層スリーブ１０を鋳造し
た。その後、適正運転時間を経た後に金型の回転を停止
し、このスリーブを金型内で冷却した。スリーブが７２
０℃となった時点で金型より取り出し、熱処理炉に移し
８５０℃で１５時間保持した後炉内で冷却して焼鈍を行
った。
材例の溶湯を、図４に示す要領で水平式遠心鋳造機に装
着された内径１０００mmφ、胴長２０００mmφの金型５
に注入し、厚み１２０mmの単層スリーブ１０を鋳造し
た。その後、適正運転時間を経た後に金型の回転を停止
し、このスリーブを金型内で冷却した。スリーブが７２
０℃となった時点で金型より取り出し、熱処理炉に移し
８５０℃で１５時間保持した後炉内で冷却して焼鈍を行
った。
【００３２】その後、図５に示す要領にて外径８０mm
φ、胴長１００mmの円柱材の加工取り出しを行った。こ
の素材を１０００℃から焼入れした後５００〜５５０℃
の間で焼戻しを行い、仕上げ加工を経て、熱間圧延シミ
ュレータ用試験ロール１１とした。なお、比較材例の試
験ロールも同様の手順で作成した。
φ、胴長１００mmの円柱材の加工取り出しを行った。こ
の素材を１０００℃から焼入れした後５００〜５５０℃
の間で焼戻しを行い、仕上げ加工を経て、熱間圧延シミ
ュレータ用試験ロール１１とした。なお、比較材例の試
験ロールも同様の手順で作成した。
【００３３】図６に熱間圧延シミュレータの全体構成を
示す。コイル１３は加熱炉１２内で予熱され、巻取機２
０によって圧延機１５に導かれる。圧延機内には試験ロ
ール１６が上下に装着され、その間をコイル１３が通
る。試験ロール１６の外側にはさらに補強ロール１７が
装着されている。また、試験ロール１６は冷却水噴射ノ
ズル１８から噴射する水によって冷却され、コイル１３
も圧延後水冷されて巻き取られる。
示す。コイル１３は加熱炉１２内で予熱され、巻取機２
０によって圧延機１５に導かれる。圧延機内には試験ロ
ール１６が上下に装着され、その間をコイル１３が通
る。試験ロール１６の外側にはさらに補強ロール１７が
装着されている。また、試験ロール１６は冷却水噴射ノ
ズル１８から噴射する水によって冷却され、コイル１３
も圧延後水冷されて巻き取られる。
【００３４】この熱間圧延シミュレータを用い、下記の
試験条件にて本発明材と従来材との比較試験を行った。
その後、両試験ロール１６の表面状態を触針式表面粗さ
計にて測定した結果を図７に示す。平均の摩耗深さは本
発明例も比較例も同等であったが、最大摩耗深さを示す
最大粗さは比較例の場合の方が大きかった。
試験条件にて本発明材と従来材との比較試験を行った。
その後、両試験ロール１６の表面状態を触針式表面粗さ
計にて測定した結果を図７に示す。平均の摩耗深さは本
発明例も比較例も同等であったが、最大摩耗深さを示す
最大粗さは比較例の場合の方が大きかった。
【００３５】コイル ：材質…ＳＵＳ３０４ 厚み… １mm 幅 …４０mm 長さ… １km 圧延温度：９００℃ 圧下率 ：２５％ 〔実施例３〕表２に示す組成の本発明材の溶湯を角度２
０度の傾斜式遠心鋳造機に装着された回転鋳型内に注入
し、注入直後に酸化防止用フラックスを注入し、さらに
適正な待ち時間を経た後、内層用材料としてダクタイル
鋳鉄を数度に分けて注入して複合ロールの鋳造を行っ
た。その後、適正運転時間を経た後に金型の回転を停止
し、このロールを鋳型で冷却した。ロールが室温となっ
た時点で鋳型を解体してロールを取り出し、熱処理炉に
移し８５０℃で１５時間保持した後炉内で冷却して焼鈍
を行った。さらに粗加工を行い、１０００℃から焼入れ
した後５００〜５５０℃の間で焼戻しを行った後に、胴
中央部より突っ切り加工によって円盤状の試料を採取し
た。この円盤の表面を研磨加工した上で、深さ方向の硬
度分布を調査した。その結果を図８に示す。本発明材は
極めて一様な硬度分布を呈し、肌荒れの原因となる炭化
物の偏析を示す異常硬度域は皆無であった。
０度の傾斜式遠心鋳造機に装着された回転鋳型内に注入
し、注入直後に酸化防止用フラックスを注入し、さらに
適正な待ち時間を経た後、内層用材料としてダクタイル
鋳鉄を数度に分けて注入して複合ロールの鋳造を行っ
た。その後、適正運転時間を経た後に金型の回転を停止
し、このロールを鋳型で冷却した。ロールが室温となっ
た時点で鋳型を解体してロールを取り出し、熱処理炉に
移し８５０℃で１５時間保持した後炉内で冷却して焼鈍
を行った。さらに粗加工を行い、１０００℃から焼入れ
した後５００〜５５０℃の間で焼戻しを行った後に、胴
中央部より突っ切り加工によって円盤状の試料を採取し
た。この円盤の表面を研磨加工した上で、深さ方向の硬
度分布を調査した。その結果を図８に示す。本発明材は
極めて一様な硬度分布を呈し、肌荒れの原因となる炭化
物の偏析を示す異常硬度域は皆無であった。
【００３６】
【表２】
【００３７】
【発明の効果】本発明により、凝集や偏析を起こしやす
いＭ6 Ｃ型の晶出が抑えられ、ＭＣ型＋Ｍ7 Ｃ3 型炭化
物のみが晶析出した外殻層をもつ圧延ロールを遠心鋳造
法で製造することが可能となった。このようにして製造
した圧延ロールを実際の圧延に供した結果、ＭＣ型＋Ｍ
6Ｃ型の炭化物を多量に晶出させて硬さを高めた従来の
高耐摩耗に比べて同等のロール寿命があり、かつ、肌荒
れが原因のロール交換頻度を従来材に比べ約１／２に減
少させることができた。
いＭ6 Ｃ型の晶出が抑えられ、ＭＣ型＋Ｍ7 Ｃ3 型炭化
物のみが晶析出した外殻層をもつ圧延ロールを遠心鋳造
法で製造することが可能となった。このようにして製造
した圧延ロールを実際の圧延に供した結果、ＭＣ型＋Ｍ
6Ｃ型の炭化物を多量に晶出させて硬さを高めた従来の
高耐摩耗に比べて同等のロール寿命があり、かつ、肌荒
れが原因のロール交換頻度を従来材に比べ約１／２に減
少させることができた。
【図１】本発明の特徴であるＭ6 Ｃ型炭化物を晶出させ
ない組成を示す図である。
ない組成を示す図である。
【図２】（イ），（ロ）は本発明および従来材における
スリーブ材の肉厚方向断面における炭素の含有率（重量
％）分布を示す図である。
スリーブ材の肉厚方向断面における炭素の含有率（重量
％）分布を示す図である。
【図３】材料組織の模式図である。（イ）に本発明の組
織を、（ロ）に従来材の組織を示す。
織を、（ロ）に従来材の組織を示す。
【図４】水平式遠心鋳造機による単層スリーブ鋳造の模
式図である。
式図である。
【図５】単層スリーブより熱延シミュレータ用ロール材
の採取する要領を示す図である。
の採取する要領を示す図である。
【図６】熱延シミュレータの模式図である。
【図７】本発明および従来材の熱延シミュレータによる
試験後の表面粗さである。
試験後の表面粗さである。
【図８】本発明による複合ロールの半径方向のビッカー
ス硬さ分布である。
ス硬さ分布である。
Claims (1)
- 【請求項１】 化学成分が重量％で、 Ｃ ：１．０〜３．０％、 Ｓｉ：０．１〜３．０％、 Ｍｎ：０．１〜２．０％、 Ｃｒ：２．０〜１０．０％、 Ｍｏ：０．１〜１０．０％、 Ｖ ：１．０〜１０．０％、 Ｗ ：０．１〜１０．０％の範囲で、かつＭｏ＋Ｗ≦１
０．０％の式を満たす合金成分および残部がＦｅおよび
不純物からなる外層と、鋳鉄または鋳鋼の内層からなる
中実ないし中空の遠心鋳造複合ロール。
Priority Applications (1)
| Application Number | Priority Date | Filing Date | Title |
|---|---|---|---|
| JP6199590A JPH0860289A (ja) | 1994-08-24 | 1994-08-24 | 遠心鋳造複合ロール |
Applications Claiming Priority (1)
| Application Number | Priority Date | Filing Date | Title |
|---|---|---|---|
| JP6199590A JPH0860289A (ja) | 1994-08-24 | 1994-08-24 | 遠心鋳造複合ロール |
Publications (1)
| Publication Number | Publication Date |
|---|---|
| JPH0860289A true JPH0860289A (ja) | 1996-03-05 |
Family
ID=16410384
Family Applications (1)
| Application Number | Title | Priority Date | Filing Date |
|---|---|---|---|
| JP6199590A Pending JPH0860289A (ja) | 1994-08-24 | 1994-08-24 | 遠心鋳造複合ロール |
Country Status (1)
| Country | Link |
|---|---|
| JP (1) | JPH0860289A (ja) |
Cited By (6)
| Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
|---|---|---|---|---|
| WO2007077637A1 (ja) | 2005-12-28 | 2007-07-12 | Hitachi Metals, Ltd. | 遠心鋳造複合ロール |
| US8156651B2 (en) | 2004-09-13 | 2012-04-17 | Hitachi Metals, Ltd. | Centrifugally cast external layer for rolling roll and method for manufacture thereof |
| WO2013042528A1 (ja) * | 2011-09-21 | 2013-03-28 | 日立金属株式会社 | 熱間圧延用遠心鋳造複合ロール及びその製造方法 |
| KR20150052366A (ko) * | 2013-05-02 | 2015-05-13 | 히타치 긴조쿠 가부시키가이샤 | 원심 주조제 열간 압연용 복합 롤 |
| WO2018043534A1 (ja) | 2016-09-02 | 2018-03-08 | Ｊｆｅスチール株式会社 | 圧延用ロール外層材および圧延用複合ロール |
| WO2020032144A1 (ja) | 2018-08-08 | 2020-02-13 | 日立金属株式会社 | 圧延用遠心鋳造複合ロール及びその製造方法 |
-
1994
- 1994-08-24 JP JP6199590A patent/JPH0860289A/ja active Pending
Cited By (13)
| Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
|---|---|---|---|---|
| US8156651B2 (en) | 2004-09-13 | 2012-04-17 | Hitachi Metals, Ltd. | Centrifugally cast external layer for rolling roll and method for manufacture thereof |
| US8308622B2 (en) | 2005-12-28 | 2012-11-13 | Hitachi Metals, Ltd. | Centrifugally cast composit roll |
| WO2007077637A1 (ja) | 2005-12-28 | 2007-07-12 | Hitachi Metals, Ltd. | 遠心鋳造複合ロール |
| US9757779B2 (en) | 2011-09-21 | 2017-09-12 | Hitachi Metals, Ltd. | Centrifugally cast composite roll for hot rolling and its production method |
| WO2013042528A1 (ja) * | 2011-09-21 | 2013-03-28 | 日立金属株式会社 | 熱間圧延用遠心鋳造複合ロール及びその製造方法 |
| CN103813864A (zh) * | 2011-09-21 | 2014-05-21 | 日立金属株式会社 | 热轧用离心铸造复合辊及其制造方法 |
| JPWO2013042528A1 (ja) * | 2011-09-21 | 2015-03-26 | 日立金属株式会社 | 熱間圧延用遠心鋳造複合ロール及びその製造方法 |
| KR20150052366A (ko) * | 2013-05-02 | 2015-05-13 | 히타치 긴조쿠 가부시키가이샤 | 원심 주조제 열간 압연용 복합 롤 |
| US9358758B2 (en) | 2013-05-02 | 2016-06-07 | Hitachi Metals, Ltd. | Centrifugally cast hot-rolling composite roll |
| WO2018043534A1 (ja) | 2016-09-02 | 2018-03-08 | Ｊｆｅスチール株式会社 | 圧延用ロール外層材および圧延用複合ロール |
| KR20190035834A (ko) | 2016-09-02 | 2019-04-03 | 제이에프이 스틸 가부시키가이샤 | 압연용 롤 외층재 및 압연용 복합 롤 |
| WO2020032144A1 (ja) | 2018-08-08 | 2020-02-13 | 日立金属株式会社 | 圧延用遠心鋳造複合ロール及びその製造方法 |
| US11389847B2 (en) | 2018-08-08 | 2022-07-19 | Hitachi Metals, Ltd. | Centrifugally cast composite roll for rolling and its production method |
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Legal Events
| Date | Code | Title | Description |
|---|---|---|---|
| A02 | Decision of refusal |
Free format text: JAPANESE INTERMEDIATE CODE: A02 Effective date: 20010206 |