WO1993005192A1 - Material of outer layer of roll for rolling and compound roll manufactured by centrifugal casting - Google Patents

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WO1993005192A1
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less
outer layer
resistance
roll
hardness
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Yoshihiro Kataoka
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Kawasaki Steel Corporation
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    • C—CHEMISTRY; METALLURGY
    • C22—METALLURGY; FERROUS OR NON-FERROUS ALLOYS; TREATMENT OF ALLOYS OR NON-FERROUS METALS
    • C22C—ALLOYS
    • C22C37/00—Cast-iron alloys
    • C22C37/06—Cast-iron alloys containing chromium
    • B—PERFORMING OPERATIONS; TRANSPORTING
    • B21—MECHANICAL METAL-WORKING WITHOUT ESSENTIALLY REMOVING MATERIAL; PUNCHING METAL
    • B21B—ROLLING OF METAL
    • B21B27/00—Rolls, roll alloys or roll fabrication; Lubricating, cooling or heating rolls while in use
    • B—PERFORMING OPERATIONS; TRANSPORTING
    • B32—LAYERED PRODUCTS
    • B32B—LAYERED PRODUCTS, i.e. PRODUCTS BUILT-UP OF STRATA OF FLAT OR NON-FLAT, e.g. CELLULAR OR HONEYCOMB, FORM
    • B32B15/00—Layered products comprising a layer of metal
    • B32B15/01—Layered products comprising a layer of metal all layers being exclusively metallic
    • B32B15/011—Layered products comprising a layer of metal all layers being exclusively metallic all layers being formed of iron alloys or steels
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    • Y10T428/12493—Composite; i.e., plural, adjacent, spatially distinct metal components [e.g., layers, joint, etc.]
    • Y10T428/12771—Transition metal-base component
    • Y10T428/12861—Group VIII or IB metal-base component
    • Y10T428/12951—Fe-base component
    • Y10T428/12958—Next to Fe-base component
    • Y10T428/12965—Both containing 0.01-1.7% carbon [i.e., steel]

Definitions

  • the present invention relates to a composite roll made of JEEEffl low 1 ⁇ layer material having excellent resistance to cracking and cracking.
  • rolls for hot rolling that require abrasion resistance are composite rolls consisting of an outer layer and an inner layer, and the outer layer material is made of cementite-based carbides.
  • Iron and internal scraps are made by centrifugal force truss method, using the tough rodent Tetsu-Tetsu or Ductai Jl ⁇ Iron.
  • Japanese Patent Application Laid-Open No. 96355/96 can use only the isot method such as the Natsuki or Kakei build-up and the centrifugal force manufacturing method, and has a problem in terms of economic efficiency.
  • an object of the present invention is to provide an eyebrow material having a uniform crack resistance and a composite roll having a distance of 5 mm. Disclosure of the invention
  • the JESffl low hat material of TO according to claim 1 is: C: 1.5 to 3.5%, Si: 1.5% ⁇ 3 ⁇ 4, ⁇ : 1.2% or less, Cr: 5.5 to 12.0%, Mo: 2.0 to 8.0%, V: 3 .! ) To 10.0%, Nb: 0.6 to 7.0%, and add the following equations (1) and (2),
  • the balance consists of Fe and evasive impurities.
  • g is C: 1.5-3.5%, Si: 1.5% or less. Bottom, Mn: 1.2% or less, Cr: 5.5 to 12.0%, Mo: 2.0 to 8.0%, V: 3.0 to 10.0%, Nb: 0.6 to 7.0%, Ni: 5.5% or less, Co: 10.0% or less Of 1
  • 3 ⁇ 4X is 2 types! And satisfy the following formulas (1) and (2),
  • the remainder is composed of Fe and evasive impurities.
  • the low layer material of the fiber is C: 1.5 to 3.5%, Si: 1.5% or less, Mn: 1.2% or less, Cr: 5.5 to 12.0%, Mo: 2.0 to 8.0%, V : 3.0 to 10.0%, Nb: 0.6 to 7.0%, Cu: 2.0% or less, W: 1.0% or less, Ti: 2.0% or less, Zr: 2.0% or less, B: 0.1% or less And satisfy the following expressions (1) and (2),
  • the remainder is composed of Fe and ⁇ I evasive impurities.
  • the low layer material for ffl according to claim 4 is: C: 1.5 to 3.5%, Si: 1.5% or less, Mn: 1.2% or less, Cr: 5.5 to 12.0%, Mo: 2.0 to 8.0%, V: 3.0 to 10.0%, Nb: 0.6 to 7.0%, Ni: 5.5% or less, Co: 10.0% or less, one or more types, Cu: 2.0% or less, W: 1.0% or less, Ti: 2.0 % Or less, Zr: 2.0% or less, B: 0.1% or less 13 ⁇ 4X contains two types: Lb, and satisfies the formulas (1) and (2).
  • the balance consists of Fe and ⁇ ⁇ J evading impurities.
  • the distance roll of B3 ⁇ 4 according to claim 5 is the same as that of claim 1 It is composed of an outer layer material and molten iron or duck iron.
  • the 5 ′ far ' ⁇ t abutment has an intermediate layer between the outer layer material of tarn and the outer layer material of claim 5, and the outer layer material and the shaft material are interposed via the intermediate layer. It is made by welding.
  • C is necessary to form a hard carbide to improve the durability of the Jl ⁇ layer material, and is required 1.5.However, if it exceeds 3.5%, the crack resistance is remarkably reduced, so the upper limit is 3 ⁇ . 5%.
  • ⁇ is necessary for the same purpose as that of Si described above, but if it exceeds 1.2%, the crack resistance is reduced, so the upper limit is not preferred, and the upper limit is set to 1.2%.
  • Ci forms carbides and adds 5.5% iilt with ⁇ to improve abrasion resistance. If it exceeds 12.0%, V and Nb which is the object of the present invention are added when JEJD is added. The upper limit is set to 12.0% because of the deterioration of ⁇ resistance.
  • Mo forms carbides in the same way as Cr and improves the resistance to ⁇ . In addition, it improves the hardenability and temper softening resistance of the base, and is 2.0% lilb ⁇ because it is a crane to strengthen the base. However, if it exceeds 8.0%, the crack resistance decreases, so m is set to 8.0%.
  • Ni is turned to improve hardenability and strengthen the base female weave. However, if it exceeds 5.5%, it is not preferable because it forms an unstable structure such as the presence of residual ⁇ .
  • Co is added to stabilize the structure at a high temperature, but if it exceeds 10.0%, its heat resistance tendency is saturated, so the upper limit is set to 10.0% from the viewpoint of ecology.
  • Both Cu and W are added to strengthen the base structure and improve the high-temperature hardness.However, if Cu exceeds 2.0%, the surface properties of the roll will be deteriorated, and the resistance to cracking and cracking resistance will be reduced. Is set to 2.0%, and W is added to a large amount of i® to promote segregation of V-based carbides by centrifugation, so the upper limit is set to 1.0%.
  • Ti, Zr, and B are all added to suppress the formation of coarse eutectic carbides and to improve the corrosion resistance and crack resistance.However, if Ti and Zr exceed 2.0%, V, Nb The upper limit is set to 2.0 to degrade the shape and conversely reduce the wear resistance.
  • V 3.0 to 100%
  • Nb 0.6 to 7.0%
  • V and Nb are the most important ⁇ in the present invention, and these compounds and The weight limit ⁇ is the maximum m of the present invention.
  • the upper limit is set to 10.0% due to the decrease in production and problems in manufacturing.
  • Nb also forms a hard MC carbide with abrasion resistance similar to V, but Nb becomes a large agglomerate and not only does not have the effect, but also has crack resistance.
  • the experiment shown in Fig. 1 was made from a molten metal containing 0.5% of Si, 0.5% of Mn, 0.5% of Cr, 6.8% of Mo and 3.2% of Mo, and varied C, V and Nb. 1000 ° C normalizing process for YZ block, 550.
  • the experiment in Fig. 2 contained 0.5% of Si, 0.5% of Mn, 2.7% of Ni, 2.7% of Cr, 7.2% of Mo, and 3.5% of Mo.
  • a sample subjected to 1000 ° C normalizing treatment and 550C tempering treatment was used.
  • r ⁇ 3 ⁇ 4i (inner / outer layer) J is the wear amount (Iw) of the test piece taken from the inner layer side of the ring material and the amount of the test piece ⁇ ⁇ ⁇ from the outer layer side.
  • the maximum depth j of the thermal shock crack is the maximum depth of the crack in the m test.
  • the experiment in Fig. 7 shows C: 2.3%, Si: A melt containing 0.4%, Mn: 0.5%, Ni: 0.5, Cr: 5.5%, Mo: 3.2%, V: 5.4%, Co: 5.2%, Nb: 0-7.2% is centrifuged (140 G The ring Sil with a thickness of 100 lots was normalized at 1050 ° C and tempered at 550.
  • a centrifugal force (140 G) centrifugal force (140 G) was used to obtain a ring sample with a thickness of 100 mm and a thickness of 100 mm. The sample was subjected to 1050 ° ⁇ treatment and 550 ° C tempering. Was.
  • the mating material was heated to 800 ° C in a two-disc sliding wear method with a mating material of ⁇ 190 ⁇ 15 and a test material of ⁇ 50 ⁇ 10, and the test material was pressed at 800 rpm with a load of 100 kgf. , The slip rate was 3.9%, and ⁇ M after 120 minutes was settled.
  • the thermal shock test is performed by pressing a roller of 55X40X15 on a roller rotating at 1200 rpDi with a load of i50kgf and a contact time of i5s.
  • the crack length was determined.
  • the heat J3 ⁇ 4S ⁇ applied to the roll material of the present invention after austenitizing at 1000 to 150 ° C, controlled cooling is performed so that the structure after cooling becomes bainite. Therefore, depending on the shape and size of the roll material to be processed, the cooling rate may be different from that of the roll material.
  • the size of the material to be treated is small, so normalizing (air cooling after austenitizing) and quenching (austenitic pia quenching) Both processes are possible.
  • tempering is carried out by selecting ⁇ with 500-600 ° C® thigh. Brief description of the drawings ''
  • Fig. 1 shows the effect of the combined amount of V and Nb and the amount of C on the base metal hardness
  • Fig. 2 shows the combined amount of V and Nb with the amount of Si and C on the base metal hardness
  • Fig. 3 shows the composite of V and Nb (Fig. 3) shows the relationship between the JD content and the C content affecting the base metal hardness
  • Fig. 4 shows the composite of V and Nb and the C content.
  • Fig. 5 shows the hot wear ratio between the outer layer and the inner layer caused by the carbide distribution of the link material made by centrifugal gun, and the Nb / V content ratio Nb / V which affects the maximum crack depth in the thermal shock test.
  • Fig. 6 shows the wear ratio between the outer layer and the inner layer due to the carbide distribution of the ring material made by centrifugal force, and the relationship between the Nb / V content ratio Nb / V that affects the maximum crack depth in the thermal shock test.
  • Fig. 7 shows the wear ratio between the outer and inner layers caused by the carbide distribution of the ring material made by centrifugal force, and the Nb / V content ratio Nb / V on the maximum crack depth in the thermal shock test.
  • Fig. 8 is a diagram showing the wear ratio of the outer and inner layers caused by the carbide distribution in the ring material produced by centrifugal force, and the relationship between the content of Nb and V and the fiit Nb / V affecting the maximum crack depth in the thermal shock test.
  • FIG. 9 is a longitudinal sectional view of the composite roll according to Example 7,
  • FIG. 10 is a diagram showing a comparison of JE @ in a difficult-to-mill mill of the composite roll obtained in Examples 6 and 7 with that of the roll.
  • the molten metal shown in Table 1 was made by centrifugal force-forming (140G), and the thickness was 100 sq.m. A ring sashipur was prototyped and subjected to Shore hardness, hot and thermal shock tests.
  • the entrainment test was carried out under the same conditions as those described above, with the knowledge of ⁇ 50 ⁇ 10 from the inner layer side and the outer layer side of the ring material.
  • the thermal impulse ⁇ ! ⁇ was obtained by performing the plate test described above from the outer layer side of the ring material.
  • Table 2 shows the results of these tests and thermal shock tests. According to Table 2, this month's material has the same hardness as the other Ni-grain material (A material), but it is recognized that both the oil resistance and crack resistance are significantly improved. .
  • the G material has a reduced resistance to the outer layer due to carbides, and the H material has insufficient hardness and resistance. Cracking property is low, hardness of material I is insufficient and hardness of outer layer is deteriorated due to unevenness of carbide, and hardness of material J is insufficient.
  • the K material has an excessive amount of C and therefore has a low crack resistance
  • the L material has an excessive amount of Si and has a low crack resistance
  • the M material has an excessive amount of Mn and has a crack resistance.
  • N material has too much Cr content, so its resistance to cracking and cracking deteriorates.No. 0 material has too much Mo, it has low crack resistance. ⁇ resistance because you are, resistance to clutch click resistance decreases, Q material 0 example crack resistance deteriorated because the amount of V is too large 2)
  • G, R were manufactured by centrifugal force (140G), and a link 'sample having a thickness of 100 mm was prototyped, and subjected to a Shore hardness test, a hot test, and a thermal test.
  • the release test was conducted in the same manner as in the previous operation, with knowledge of ⁇ 50-10 from the inner layer side and outer layer side of the ring material. '
  • thermal shock test was conducted under the same conditions, using the above-mentioned plate-like testing station from the outer layer side of the ring material.
  • Table 4 shows the results of the ⁇ test and the convergence ⁇ 1 test. According to Table 4, this material has the same hardness as the Mi-Dallen material (A material), It can be seen that both the crack resistance and remarkably improved.
  • the ratios of the iG to J materials are not limited to those of the present invention, the hardness of the G and J materials is reduced, and the hardness of the outer layer of the H material is reduced due to the unevenness of the carbide.
  • the crack resistance of the material is low.
  • the comparative materials K to R the crack resistance of the K material is reduced due to the excessive amount of Cfi ⁇ ', and the crack resistance of the L material is reduced due to the excessive amount of Si.
  • N material has too much Nifi ⁇ ', so hardness, resistance, and crack resistance are reduced, and No. 0 material has excessive Cr content Oil resistance and crack resistance are reduced, P material has an excessive amount of Mo, so crack resistance is reduced, and Q material is insufficient in V amount, which results in reduced ⁇ and crack resistance. Since the R material has an excessive V content, the crack resistance is reduced. Difficult case 3)
  • the molten metal shown in Table 5 (materials of the present invention: B-F, jt ⁇ ti: A, G-R) was made by centrifugal casting, and a ring sample of 100 marauder thickness was prototyped. A hot and hot shock test was performed.
  • the Lin test was conducted under the same conditions as those described above by collecting IW of ⁇ 50 ⁇ 10 from the inner layer side and the outer layer side of the ring material, respectively.
  • thermal shock test was carried out under the same conditions by applying the above-mentioned plate-like test to the ring material from the outer layer side at KK.
  • Table 6 shows the results of the wear test and the thermal shock test. According to Table 6, although the hardness of this B month steel is the same as that of the Ni-Dallen material (A material) of 2, it is recognized that both the resistance to cracking and the resistance to cracking are significantly improved. Can be
  • the G material has a hardness of CftO and the resistance of the outer layer decreases due to the unevenness of the carbide.
  • the segregation of carbides reduced the outer layer's resistance, for material I, the crack resistance was reduced, and for material J, the hardness was insufficient.
  • the K material has an excessive amount of C and thus has a low crack resistance.
  • the L material has an excessive amount of Si and therefore has a poor cracking resistance. Cracking resistance is reduced, N material has too much NiS ⁇ , so its resistance to cracking and cracking is reduced. Material 0 has too much Cr, and it has reduced resistance to cracking and cracking.
  • the P material has an excessive amount of Mo and therefore has a reduced crack resistance.
  • the Q material has an insufficient amount of V, and therefore has a low H and crack resistance.
  • the R material has an excessive amount of V. Therefore, crack resistance is reduced.
  • Example 4 The molten metal shown in Table 7 (Materials of the present invention: B to E, Q, Comparative materials: A, F to P) was made by centrifugal force casting, and the wall thickness was 100 Ring samples were prototyped and subjected to Sho-HI, hot and thermal shock tests.
  • 3 ⁇ 4 50 ⁇ 10 3 ⁇ 4 ⁇ were collected from the inner layer side and outer layer side of the imit.
  • thermal shock test was performed using the same rice cake, with the above-mentioned plate-like sample removed from the outer layer side of the ring material.
  • Table 8 shows the results of the ⁇ test and the ripening test. According to Table 8, it can be seen that, although the hardness of this lumber is about the same as that of the conventional Ni-grain material (A material), the crack resistance is significantly improved.
  • the comparative materials F to P are out of the scope of the present invention, the F material moves, and thus the hardness is reduced.
  • the wear resistance of the outer layer decreases due to the precipitation of carbides, the crack resistance of the H material decreases, and the hardness of the I material is insufficient.
  • J material has too much C
  • crack resistance decreases because of the excessive Si content of K material, crack resistance decreases due to excessive Mn content of L material, and Cr content of M material decreases.
  • N material has excessive Mo content, and therefore crack resistance is reduced.
  • 0 material has insufficient V content, and has ⁇ resistance and crack resistance.
  • the P material has an excessive amount of V, and the crack resistance is reduced.
  • the molten metal with the chemical composition shown in Table 9 (material of the present invention: B5 to J5, comparative material, K5 to ⁇ 5) was made by centrifugal force truss, and a ring sample with a wall thickness of lOOmra was prototyped, and Shore hardness A hot and hot impact test was performed.
  • the ⁇ 50X10 was obtained from the inner and outer layers of the Link 'material, respectively.
  • Table 10 shows the results of the ⁇ test and the thermal shock test. According to Table 10, the hardness of the material of the present invention is the same as that of the Ni-Dallen material (material A), but the wear resistance and crack resistance are remarkably improved.
  • the K5TOCufi content is excessive, so that the resistance to nucleation and cracking is reduced. Due to the eccentricity, the resistance of the outer layer decreases, and the 1 ⁇ 5 material has an excessive number of 1 ⁇ and 8 units.] The resistance and crack resistance are reduced, and the N5 material has an excessive amount of Zr. Has reduced wear resistance
  • a composite roll having an outer layer and an inner layer having the composition shown in Table 11 and having a body diameter of 670 and a body length of 1450 was produced by the following procedure.
  • the melt of the outer eyebrow material was melted in the observation melting furnace, and the melt of the outer layer material was poured into a centrifugal rifle gun rotating at a centrifugal force of 140 G to a thickness of 75 mm at 1490 ° C.
  • the inner layer leak was filled at 1420 ° C. After cooling to room temperature, the mold was dismantled, and the mold was subjected to buffing.
  • the temperature was reduced from 1050 ° C;! ⁇ ⁇ , and then tempering was performed at 550 ° C. Despite the fact that heat treatment and sound were performed, the roll had no defects and was a healthy roll.
  • the outer layer thickness after finishing was 45 NOTE, and the surface hardness was 78-82 in Shore hardness.
  • a composite roll having an outer layer, an intermediate layer, and an inner layer having the composition shown in Table 12 and having a body diameter of 670 m and a body length of 1450 m shown in FIG. 9 was subjected to the following procedure.
  • the melt of the outer layer material was melted in the observation melting furnace, and the melt of the outer layer material was poured into a long distance rotating at a centrifugal force of 140 G at 1490 ° C to a thickness of 75 °.
  • the molten metal was poured at 1540 ° C to a thickness of 40 thighs.
  • an fflW composite roll excellent in resistance to cracking and resistance to segregation is obtained without segregation even when a centrifugal force method with excellent properties and warpage is applied. be able to.

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Description

明細書
JK用口 !^層材及び遠' 5t 9I合ロール 利用分野
本発明は、 耐雜性と耐クラック性を鍾した JEEEfflロー 1^層材及ひ !: 造製複合ロールに関する。 m
従来、 耐摩耗性が要求される熱間圧延用ロールは、 外層と内層からなる複合 ロールとされ、 外層材をセメン夕イト系の炭化物が晶出した髙 C r銕鉄、 又は N iダレン銕鉄、 内屑材を靭性の良いねずみ銕鉄、 又はダクタイ Jl^鉄として、 遠心力銕造法によって i¾tされている。
然るに、 条件の苛酷 i ¾び JE¾における 性向上の要^^から、 より一 層の耐雜性と耐クラヅク性を備えた EEEfflロールの提供が要求されている。 このような状況から、 例えば特開昭 60-124407号、 特開昭 61-177355号には、 従来の遠心力銕造ロールの外層材として髙 V銕鉄を用いることが提案されてい る。 発明が^しょうとする課題
然しながら、 遠心力銕造ロールの外層材として髙 V銕鉄を用いる fflifflロール では、 比重の小さい V炭化物が遠心分離により偏折し、 ロー 層内 が肉 厚方向で^ J一になる。 この傾向は:^ ロールで外層肉厚が大なるほど著しく、 実用ロールとしての使用に耐えることができないという問題点がある。 尚、 特開昭 58-87249号、 特開平 1-96355号公報には、 髙 5 g¾iなみに髙 化 した銕鋼、 銕鉄を適用したロール材が提案されている。然しながら、 特開昭 58 - 87249号公報には焼嵌め又は ¾iロールを対象としたものであり、 JEE®中に生ず る外層と軸材間の滑りが問題となる。 また、 特開平ト 96355号公報は な銕か け肉盛 、 遠心力錢造法 の な ist手法しか麵できず、 経済 性の面で問題がある o
即ち、 JE¾用ロールの製造に際し、 ロー; W層に Vを多量に含有させることに より、 耐雜性を著しく向上させることは可能であるが、 複合ロール SS1時に生 産性、経^ ftが最も優れているとして一般に実施されている遠心力錢 を採用 した には、 遠心分離による炭化物の偏析を生じ所定の を均一に得られな いという間 が'ある。
本発明は、 外層を形成する 成分を 5UH匕し、炭化物誠を限定することに より、趙性、 経 の優れた遠心力錢造法を適用しても、 偏析等の生じない耐 雜性と耐クラック性の均一な 用ロー 眉材及び遠'じ销 5ϋί複合ロールを 提供することを目的とする。 発明の開示
請求項 1に TOの JESfflロー帽材は、 C： 1.5〜 3.5%, S i : 1.5 %ί¾ 下， Μη： 1.2 %以下， Cr： 5.5—12.0%, Mo： 2.0〜8.0 %, V： 3.！)〜 10.0%, Nb : 0.6〜7.0 %を含有し、 且つ下記 (1) 式と (2) 式を漓足し、
V+ 1.8Nb ≤ 7.5 C -6.0 (%) ·,· (1)
0.2≤ Nb/V ≤ 0.8 ·'· (2)
残部 F e及び 避的不純物よりなるようにしたものである。
請求項 2に靈 5|gの fflifflロー 層材は、 C： 1.5〜 3.5%, S i； 1.5 %以 下， Mn： 1.2 %以下， Cr： 5.5〜12.0%， Mo : 2.0〜8.0 %, V :3.0〜 10.0%, Nb :0.6〜7·0 %, 更に Ni： 5.5 %以下， Co： 10.0 %以下の 1
¾Xは 2種！ を含有し、 且つ下記ひ） 式と ） 式を満足し、
V+ 1.8Nb ≤ 7.5 C-6.0(%) ·'·(1)
0.2≤ Nb/V ≤ 0.8 ·»(2)
残部 F e及び ^避的不純物よりなるようにしたものである。
請求項 3に言纖の ロー 層材は、 C： 1.5〜 3.5%, S i :1.5 %以 下， Mn： 1.2 %以下， Cr： 5.5〜12·0%， Mo :2.0〜8.0 %, V :3.0〜 10.0%, Nb： 0.6〜7.0 %、 更に Cu： 2.0 %以下， W: 1.0 %以下， Ti： 2.0 %以下， Zr :2.0 %以下， B :0.1 %以下の 1¾Xは 2種 ^有し、 且つ下記 (1)式と (2)式を満足し、
V+ 1.8Nb ≤ 7.5 C-6.0( ) ·'·(1)
0.2≤ Nb/V ≤ 0.8 ·*·(2)
残部 F e及び^ I避的不純物よりなるようにしたものである。
請求項 4に記載の ffl用ロー 層材は、 C： 1.5〜 3.5%, S i： 1.5 %以 下， Mn： 1.2 %以下， Cr： 5.5〜12·0%, Mo :2.0〜8.0 %, V :3.0〜 10.0%, Nb： 0.6 ~7.0 %, 更に Ni： 5.5 %以下、 Co :10.0%以下の 1種 又は 2種以上、 及び Cu :2.0 %以下， W: 1.0 %以下， Ti :2.0 %以下， Zr :2.0 %以下， B :0.1 %以下の 1¾Xは 2種: Lbを含有し、 且つ TI己 (1) 式と (2) 式を満足し、 '
V+ 1.8Nb ≤ 7.5 C-6.0( ) ·»(1)
0.2≤ Nb/V ≤ 0.8 ·»(2)
残部 F e及び ¾J避的不純物よりなるようにしたものである。
請求項 5に置 B¾の遠 ^合ロールは、 請求項 1〜4のいずれかに雪 ΒΙδの 外層材と溶¾ ^化した普 鉄又はダク夕ィ 鉄の■とからなるようにし たものである。
請求項 6に 5^の遠'^^ t合口一,レは、 請求項 5に tarnの外層材と聿 の 間に中間層を有し、 該中間層を介して外層材と軸材とを溶着 匕してなるよう にしたものである。 発明の作用
本発明における の含有量の限定理由及び V, N b , C量の につ いて説明する。
C： 1.5 ~3.5 %
Cは口一 Jl^層材の耐^性を向上する硬い炭化物を形成するための必^^ で 1.5 要であるが、 3.5 %を越えると耐クラック性が著しく低下するた め上限を 3· 5 %とする。
S i : 1.5 %以下
S iは脱酸剤及び錢造性の確保に な で するが、 1.5 %を越えると 耐クラック性を低下するため上限を 1.5 %とする。
Μη : 1·2 ¾以下
Μηも上記 S iと同様の目的のために必要であるが、 1.2 %を越えると耐ク ラック性が低下するため好ましくなく上限を 1.2 %とする。
C r： 5.5 ~12.0% '
Ci"は炭化物を形成し、 耐摩耗性を向上するために^な^で 5· 5 %iilt添 加するが、 12.0%を越えると本発明が対象とする V， Nbを添 JEJDした場合には耐 ^性が劣化するため上限を 12· 0%とする。
Mo： 2.0〜 % Moは C rと同様に炭化物を形成して耐^性の向上に ¾であるとともに、 基地の焼入性、 焼もどし軟化抵抗を向上し、 基 ίΜΙの強化に鶴であるため 2.0 %lilb¾であるが、 8.0 %を越えると耐クラック性が低下するため、 m を 8.0 %をする。
Ni :5.5 %以下、 Co： 10.0 J¾T
Niは焼入れ性を向上し、 基雌織を強化するために翻するが、 5.5 %- えると残留丫の存在など不安定な組織を形成するため好ましくなく、 止服を 5.5 %とする。
C oは高温における組織を安定化させるために添加するが、 10.0%を越えると その耐熱性向 J ^果が飽和するため経 の点から上限を 10.0%とする。
Cu： 2.0 %以下、 W : 1.0 %以下
Cu、 Wはともに基地組織を強化し、 高温硬さを向上するため添加するが、 Cuは 2.0%を越えるとロールの表面性状を劣化するとともに耐^性、 耐ク ラック性を低下するため上限を 2.0%とし、 Wは i ®の大きな^でぁり»』に 添加すると遠心分離による V系炭化物の偏析を助長するため上限を 1.0%とす る。
Ti ： 2.0%J¾下、 Zr :2.0 %以下、 B :0.1 %以下
Ti、 Zr、 Bはともに粗大な共晶炭化物の形成を抑制し、 耐雜性、 耐ク ラック性を向上するため添加するが、 Tiと Zrは 2.0%を越えると V, Nb複 合炭化物の形状を劣化し逆に耐摩耗性を低下するため上限を 2.0 とし、 Bは
0.1 %を越えると粒界に偏折して耐クラック性を低下するので上限を 0.1%とす る。
V： 3.0〜10·0%、 Nb： 0.6〜7·0 %
V、 Nbは本発明における最も重要な ^であり、 これらの複合 と含 有量制限^^が本発明の最大の mである。
Vは耐«性の向上に最も： ^な硬い MC又は M 4 C 3炭化物を形成するため の必須元素で、 その効果を発揮するためには 3.0 であるが、 10.0% を越えると耐クラック性の低下、 製造上の問題を生じるため上限を 10.0%とす る。
Nbも Vと同様耐摩耗性に摘な硬い MC炭化物を形成するが、 戦 «¾ΠΓ·は ^な塊 匕物となりその効果が得られないだけでなく耐クラック性が と なる。
そこで、 Vと Nbを複合 ¾¾0した場合の母材硬さに及ぼす C量との賺系、及び 遠心力錢造したリング材の炭化物分布に起因する外層、 内層間の熱間 ^t、熱 衝^ 験におけるクラヅクの最大深さと N b , Vの含有 fiJtN b/Vとの隱を 調べた結果をそれぞれ第 1図〜第 4図及び第 5図〜第 8図に示す。
第 図〜第 4図から耐^^熱間 iE@用ロールとして颜な硬さ Hs 75 Lbを得 るためには
V+L8 Nb≤7.5 C -6.0 (%)
を満足する^があることが明らかとなつた。
尚、 第 1図の実験は、 S i ： 0.5 %, Mn： 0.5 %, C r : 6.8 %, Mo： 3.2 % を含有し、 C , V， Nbを変化させた溶湯を錢造した 25謹 YZブロック について 1000°C焼ならし処理、 550 。C焼もどし処理を施した試料を用い、第 2図 の実験は S i ： 0.5 %、 Mn： 0.5 %、 N i： 2.7%, C r : 7.2 %, Mo： 3.5 %を含有し、 C， V, Nbを変化させた溶湯を錄造した 25讓 Y—ブロックに ついて 1000°C焼ならし処理、 550 C焼もどし処理を施した試料を用い、第 3図の 実験は、 S i : 0.4 %, Mn： 0.4 %, N i ： 1.5%, C r： 5.7 %, Mo： 2.8 %、 C o： 3.2%を含有し、 C, V， Nbを変化させた溶湯を銃造した 25画 Y—ブロックについて 1050°C焼ならし処理、 550 °C焼もどし処理を施した を 用い、 第 4図の実験は、 S i ： 0.3 %, Mn： 0.4 %, Cr： 6.0 %, Mo： 3.2 %, Co： 4.1%を含有し、 C， V， Nbを変匕させた溶湯を錢造した 25跏 Υ—ブロックについて 1050°mれ処理、 550 °C焼もどし処理を施した^を用 いた。
また、 第 5図〜第 8図から遠心力銕造法で |¾1した；^にも均一な外層材を得 ることができ、 且つ耐クラック性を損なわないためには
0.2 ≤ Nb/V ≤ 0.8
を満足する があることが明らかとなった。
尚、 第 5図〜第 8図において、 r^¾i (内層/外層） Jは、 リング材の内層 側から採取した試験片の摩耗量 (Iw) と外層側から^ ¾した試^ Γの 量
(ow) との比 (iw/ow)であり、 「熱衝 クラック最大深さ jは、 m 試験で^したクラックの最大深さである。
また、 第 5図の実験は、 C :2.5 %, S i :0.5 %, Mn :0.5 %, Cr： 6.5 %, Mo： 3.5 %, V: 5.4%, Nb： 0~8.0 %を含有する溶湯を遠心力 銕造（140 G) して得た肉厚 100画 のリングサンプルについて 1000°C焼ならし処 理、 550 eC焼もどし処理を施した試料を用い、 第 6図の戴矣は、 C :2.7 %, S i :0.6 %, Mn： 0.5 %, N i :3.2 , Cr： 7.4 %, Mo： 3.7 , V： 5.8%, Nb： 0-7.5 %を含有する溶湯を遠心力銕造 (140 G) して得た 肉厚 lOOmmのリングサンプルについて 1000°C焼ならし処理、 550 °C燒もどし を施した試料を用い、 第 7図の実験は、 C :2.3 %， Si :0.4 %, Mn:0.5 %, Ni ： 0.5 , Cr： 5.5 %, Mo： 3.2 %, V： 5.4%, Co： 5.2%, Nb： 0-7.2 %を含有する溶湯を遠心力銕造 (140 G) して得た肉厚 100跏の リングサンブルについて 1050°C焼ならし処理、 550で焼もどし処理を施した を用い、 第 8図の実験は、 C : 2.2 %, S i : 0.3 %, Mn : 0.4 %, C r： 6.0 %, Mo： 3.2 %, V： 5.1%, C o： 4.1%, Nb： 0〜6·0 ^有す る溶湯を遠心力錢造（140 G ) して得た肉厚 lOOmmのリングサンプルについて 1050°Ο^λれ処理、 550 °C焼もどし処理を施した試料を用いた。
そして、 摩耗試験は、 Φ 190 X 15の相手材と Φ 50X 10の試験材の 2円盤のすべ り摩耗方式で相手材を 800 °Cに加熱し、 荷重 100kgfで圧接した状態で試験材を 800rpmで回転させ、 すべり率 3.9 %として 120分後の^ Mを 1淀して行なつ た。
また、 熱衝^ 験は、 1200rpDiで回転しているローラーに 55X40X15の板概 を圧接する^^で、 荷重 i50kgf、 接触時間 i5sの餅で行ない、
生したクラック長さを洵 1定した。
更に、本発明のロール材に施す熱 J¾S^としては、 1000〜： L150°Cでオーステ ナイト化した後、 冷却後の組織がベイナイトになるように制御冷却する。従つ て、対象とするロール材の 、 形状、 サイズにより冷却^ mま異なるものとな る。 の第 1図〜第 4図、 第 5図〜第 8図の戴食では、 被讓理材のサイズが ゝさいので、焼きならし（オーステナイト化後空冷）、 焼入れ（オーステナイト 化 ίあ急冷）の両処理とも可能となっている。尚、 焼もどしは 500〜 600°C®腿 で ^を選んで実施する。 図面の簡単な説明 '
第 1図は Vと Nbの複合添加量と C量とが母材硬さに及ぼす^ gを示す誦、 第 2図は Vと N bの複合 Si量と C量とが母材硬さに及ぼす を示す iM、 第 3図は Vと Nbの複合 ¾¾JD量と C量とが母材硬さに及ぽす^ を示す繊、 第 4図は Vと N bの複合添 と C量とが母材硬さに及ぼす影饗を示す線図、 第 5図は遠心力銃造したリンク'材の炭化物分布に起因する外層と内層間の熱間 摩耗比と、 熱衝 試験におけるクラヅク最大深さに及ぼす Nbと Vの含有量比 Nb/Vの を示す線図、
第 6図は遠心力銕造したリング材の炭化物分布に起因する外層と内層間の， 摩耗比と、 熱衝撃試験におけるクラック最大深さに及ぼす N bと Vの含有量比 Nb/Vの を示す線図、
第 7図は遠心力銕造したリング材の炭化物分布に起因する外層と内層間の^ 摩耗比と、 熱衝擊試験におけるクラック最大深さに及ぼす N bと Vの含有量比 Nb/Vの驟を示す線図、
第 8図は遠心力鎵造したリング材の炭化物分布に起因する外層と内層間 摩耗比と、 熱衝擊試験におけるクラック最大深さに及ぼす N bと Vの含有 fiit Nb/Vの を示す線図、
第 9図は 例 7に閧わる複合ロールの縦断面図、
第 1 0図は実施例 6と 7で i¾tした複合ロールの難ミルでの JE@顧を ロールのそれと比較して示す線図である。 実施例
例 1 )
第 1表に示す化学誠の溶湯（本発明材： B〜F、 R、 S、 比較材： A、 G〜 Q) を遠心力錄造法 (140G) により銕造し、 肉厚 100讓のリングサシプルを試作 し、 ショァ一硬さ、 熱間 び熱衝賴験を行なった。
尚、 雜試験は、 リング材の内層側と外層側からそれぞれ Φ 50X 10の識^ rを «し、 前記条件と同一の: で行なった。
また、 熱衝^!^は、 リング材の外層側より前記した板状試 を赚し、 同 2
10
一の^^で行なった。
それら^試験と熱衝^験の結果を第 2表に示す。第 2表によれば、本 月 材は«の N i -グレン材（A材） と比べ、 硬さは同 であるが、 耐麟性、 耐クラック性ともに著しく向上していることが認められる。
また、 比較材 G〜Q材は本発明の限定をはずれているため、 G材は炭化物^! 折で外層の耐^性が'低下し、 H材については硬さが不足しているとともに耐ク ラック性が'低 し、 I材については硬さの不足とともに炭化物の偏折で外層の耐 雜性が低下し、 J材については硬さが不足している。 また、 K材は C量が過多 であるため耐クラック性が低下し、 L材は S i量が過多であるため耐クラック性 が低下し、 M材は Mn量が過多であるため耐クラック性が低下し、 N材は Cr量 が過多であるため耐^¾性、耐クラック性が低下し、 0材は Mo量が過多である ため耐クラック性が低下し、 P材は V量か不足しているため耐麟性、耐クラッ ク性が低下し、 Q材は V量が過多であるため耐クラック性が低下している 0 例 2 )
第 3表に示す化学誠の溶湯（本発明材： B〜F、 s、 τ、 u、 v, :
Α、 G〜R) を遠心力鎵造法 (140G) により銃造し、 肉厚 100mmのリンク'サンプ ルを試作し、 ショァ一硬さ、 熱間^ ¾び熱衝^ 験を行なった。
尚、離試験は、 リング材の内層側と外層側からそれぞれ Φ50Χ10の識娇を 魏し、 前操件と同一の方法で行なった。 '
また、 熱衝職験は、 リング材の外層側より前記した板状試署^ "を擁し、 同 一の条件で行なった。
それら^試験と熟衝^ 1¾験の結果を第 4表に示す。第 4表によれば、本^ 材は の M i—ダレン材（A材） と比べ、硬さは同離であるが、耐雜性、 耐クラック性ともに著しく向上していることが認められる。 また、 比 «¾iG〜J 材は本発明の限定をはずれているため、 G、 J材については硬さカ坏足し、 H材 については炭化物の偏折で外層の耐雜性が低下し、 I材については耐クラック 性が低下している。 また、 比較材 K〜R材についてみれば、 K材は Cfi^'過多で あるため耐クラック性が低下し、 L材は S i量が過多であるため耐クラック性が 低下し、 M材は Mn量が過多であるため耐クラック性が低下し、 N材は N ifi^' 過多であるため硬さ、 耐 性、 耐クラック性ともに低下し、 0材は C r量が過 多であるため耐麟性、 耐クラック性が低下し、 P材は Mo量が過多であるため 耐クラック性が低下し、 Q材は V量が不足しているため耐^性、 耐クラック性 が低下し、 R材は V量が過多であるため耐クラック性が低下している。 難例 3 )
第 5表に示す化学誠の溶湯（本発明材： B〜F、 jt^ti： A、 G〜R)を遠 心カ銕造により鎳造し、 肉厚 100匪のリングサンプルを試作し、 ショァ さ、 熱間 び熱衝擊試験を行なった。
尚、 麟試験は、 リング材の内層側と外層側からそれぞれ Φ 50X 10の IW を 採取し、 前記条件と同一の^で行なった。
また、 熱衝擊試験は、 リング材の外層側より前記した板状試 を^ Kし、 同 一の条件で行なった。
それら摩耗試験と熱衝擊試験の結果を第 6表に示す。第 6表によれば、本 ¾B月 材は赚の N i -ダレン材（A材） と比べ、 硬さは同 であるが、 耐雜性、 耐クラック性ともに著しく向上していることが認められる。
また、 比較材 G〜R材は本発明の限定をはずれているため、 G材は CftO い ため硬さカ坏足しているとともに炭化物の偏折で外層の耐]^性が低下し、 H材 については炭化物の偏析で外層の耐^性が低下し、 I材については耐クラヅク 性が低下し、 J材については硬さが不足している。 また、 K材は C量が過多であ るため耐クラック性が低下し、 L材は S i量が過多であるため耐クラック性力 ¾ 下し、 M材は Mn量が過多であるため耐クラック性が低下し、 N材は N iS^過 多であるため耐^ ¾性、 耐クラック性が低下し、 0材は C r量が過多であるため 耐^ ¾性、耐クラック性が低下し、 P材は Mo量が過多であるため耐クラック性 が低下し、 Q材は V量が不足しているため耐^ H性、耐クラック性が低下し、 R 材は V量が過多であるため耐クラック性が低下している。 (実施例 4 ) - 第 7表に示す化学誠の溶湯（本発明材： B〜E、 Q、 比較材： A、 F〜P) を遠心力鎮造により錢造し、 肉厚 100顧のリングサンプルを試作し、 ショァ HI さ、熱間^ ¾び熱衝撃試験を行なった。
尚、 imit. リング材の内層側と外層側からそれぞれ Φ 50X 10の ¾ ^を 採取し、 前雪 と同一の方法で行なった。
また、 熱衝觀験は、 リング材の外層側より前記した板状試^ "を撤し、 同 —の餅で行なった。
それら^試験と熟衝^ 験の結果を第 8表に示す。第 8表によれば、本 ¾B月 材は従来の Ni—グレン材（A材） と比べ、 硬さは同程度であるが、 . 耐クラック性ともに著しく向上していることが認められる。
また、 比較材 F〜P材は本発明の限定をはずれているため、 F材は 動 い ため硬さカ坏足しているとともに炭化物の偏折で外層の耐麟性が低下し、 G材 については炭化物の懾析で外層の耐摩耗性が低下し、 H材については耐クラック 性が低下し、 I材については硬さが不足している。 また、 J材は C量が過多であ るため耐クラック性が低下し、 K材は S i量が過多であるため耐クラック性力 下し、 L材は Mn量が過多であるため耐クラック性が低下し、 M材は Cr量が過 多であるため耐摩耗性、 耐クラック性が低下し、 N材は Mo量が過多であるため 耐クラック性が低下し、 0材は V量が不足しているため耐^性、 耐クラック性 が低下し、 P材は V量が過多であるため耐クラック性が低下している。
( 例 5)
第 9表に示す化学組成の溶湯 （本発明材： B5〜J5、 比較材 、 K5〜 Ν5) を遠心力銕造により銕造し、 肉厚 lOOmraのリングサンプルを試作し、 ショ ァー硬さ、 熱間^ ¾び熱衝擎試験を行なった。
尚、 麟試験は、 リンク'材の内層側と外層側からそれぞれ Φ 50X10の識 を
«し、 前記条件と同一の: ¾で行なった
また、 熱衝^^ま、 リング材の外層側より前記した板状試^ tを微し、 同 一の条件で行なった。
それらの^試験と熱衝^ 験の結果を第 10表に示す。第 10表によ 、 本発明材は の Ni-ダレン材（A材） と比べ、 硬さは同 ¾Sであるが、耐摩 耗性、 耐クラック性ともに著しく向上していることが認められる。
また、 比較材 K5〜N 5材は本発明の限定を外れているため、 K5TOCufi が過多であるため耐雜性、 耐クラック性が低下し、 L 5材は W量が過多である ため炭化物の偏折で外層側の耐雜性が低下し、 1^5材は1^と8臺が過多でぁ るため耐]«性、 耐クラック性が低下し、 N 5材は Zr量が過多であるため耐摩 耗性が低下している
( m 6) 第 1 1表に示す組成の外層及び内層を有し、胴径 670謹、胴長 1450讓の複合 ロールを以下に示す手順で製造した。觀波溶解炉にて外眉材の溶湯を溶解し、 この外層材溶湯を遠心力 140Gで回転する遠心銕造用銃型内に 1490°Cで厚さ 75mm になるように銕込んだ。外層材の鎮込み後 20分後に鎵型の回転を停止し、醒を 鼓させ、外層鎳込み後 3 後に内層漏湯を 1420°Cで錢込んだ。室温まで冷却 後、鎳型を解体し、膽工を行なった後、 1050°Cから;!^ λれし、その後 550 °CC て焼き戻しを行なう讓理を行なった。熱 理 ί繊音 の誠を行なった が、欠陥のなレ、健全なロールであり、仕上げ加工後の外層厚は 45賺であり、表面 硬さはショァー硬さで 78〜82であつた。
上記複合ロールを、実際のホットストリップミル仕上げスタンドに使用した結 果、第 1 0図に示すように、 のニッケルグレン銕鉄ロールの綱戯責 ¾ ^き く上回るものであった。 また、 ロー 面の肌荒れ等も問題なく、贿な結 得られた。 難例 7 )
第 1 2表に示す組成の外層、 中間層、 及び内層を有し、第 9図示す胴径 670 讓、胴長 1450廳の複合ロールを以下に示す手順で した。觀波溶解炉にて外 層材の溶湯を溶解し、 この外層材溶湯を遠心力 140Gで回転する遠じ 醒 内に 1490°Cで厚さ 75謹になるように銕込んだ。外層材が凝固した直後に中隨の 溶湯を 1540°Cで厚さ 40腿になるように銕込んだ。この中間層が完全 固した後に 銕型の回転を停止し、鎮型を直立させ、外層材錢込み後 40分後に内層材溶湯を 1450°Cで鎵込んだ。室温まで冷却後、醒を解体し、輸ェを行なった後、 1050
。cから Aれし、その後 550 °cにて焼き戻しを行なう議理を行なった。 mm ί«音波探傷等の ^Sfを行なつたが、外層と中間層の境界及び中間層と内層との 界ともに欠陥は離せず、 内部性状も健全なロールであり、 仕上げ ¾DI後 層厚は 45腿であり、 表面硬さはショァー硬さで 78~82であつた。
上記複合ロールを、実際のホットストリヅプミ ½t上げス夕ンドに^ fflし f 果、 第 1 0図に示すように、 のニッケルグレン銕鉄ロールの使用謹を大き く上回るものであった。 また、 ロー 面の肌荒れ等も問題なく、 舰な結 得られた。 発明の効果
liltのように本発明によれば、 性、 経^ 14の優れた遠心力銕造法を劃し ても、 偏析等の生じない耐雜性と耐クラック性に優れた fflW複合ロールを得 ることができる。
第 1表
Figure imgf000018_0001
Figure imgf000019_0001
硬さ ^^クラックo . V+1.8Nb 7.5C-6.0 Nb/V Hs ^さ
外層 内層 (mm)
A 一 一 ― 80 1.2 1.2 3.2
B 7.92 12.75 0.26 84 0.16 0.15 0.1
C 10.26 12.75 0.5 85 0.14 0.14 0.2
D 12.24 12.75 0.7 84 0.15 0.15 0.3
E 6.76 8.25 0.46 82 0.21 0.20 0.3
F 11.9 17.25 0.24 86 0.13 0.12 0.4
R 7.7 10.5 0.30 83 0.15 0.15 0.1
S 7.9 11.25 0.29 83 0.15 0.14 0.1
G 5.4 12.75 0 84 1.01 0.15 0.2
H 14.22 12.75 0.91 68 0.53 0.52 2.0
I 4.9 3.0 0 57 1.42 0.33 0.2
J 17.48 16.5 0.5 65 0.21 0.20 0.3
K 8.8 24.0 0.26 88 0.16 0.14 2.1
L 9.16 14.25 0.28 78 0.25 0.22 1.8
M 8.88 14.25 0.27 80 0.23 0.21 1.7
N 9.16 27.0 0.28 86 0.78 0.75 •1.3
0 9.34 14.25 0.30 88 0.28 0.25 2.3
P 4.84 14.25 0.52 80 0.70 0.70 1.0
Q 17.04 18.75 0.30 84 0.20 0.38 1.8
Figure imgf000020_0001
Figure imgf000020_0002
第 4表
V+l. oNb 7.5C-6.0 Nb/V 硬さ
N o . Hs クラック最^さ、 外層 内層 (mm)
A 80 1.2 1.2 3.2
Β 8. 5 14.25 0.26 82 0.18 0.17 0.2
C 11.0 14.25 0.5 84 0.19 0.19 0.3
D 13.44 13. 5 0.75 80 0.19 0.18 0.5
Ε 12. 12 18.75 0.22 85 0.17 0.16 0.3
F 7.2 7. 5 0.56 81 0.22 0.21 0.4
S 9.34 14.25 0.3 84 0.16 0.15 0.2
Τ 8.7 13. 5 0.25 84 0.17 0.17 0.2 υ 7.62 10.5 0.27 83 0.15 0.15 0.1
V 7.7 10. 5 0.3 83 0.15 0.15 0.1
G 7.9 3 0 51 1.75 0.35 0.2
Η 5.9 14.25 0 82 1.01 0.22 0.3
I 16.42 17.25 1.02 83 0.21 0.21 2.1
J 17.88 13. 5 0.72 62 0.23 0.24 0.5
Κ 10. 18 22. 5 0.33 85 0.15 0.12 2.0
L 8.7 15.75 0.25 84 0.23 0.22 1.7
Μ 8.7 1Z.75 0.2b 0.24 0.22 1.8
Ν 9.7 12.75 0.33 67 0.51 0.51 0.6
0 9. 58 13. 5 0.36 80 0.82 0.80 1.3
Ρ 9.7 14.25 0.33 86 0.31 0.27 2.4
Q 5.2 13. 5 0.6 78 0.73 0.73 1.1
R 16.78 18.0 0.28 81 0.21 0.41 1.8
Figure imgf000022_0001
Figure imgf000022_0002
2
Figure imgf000023_0001
V+1.8Nb 7.5C-6.0 Nb/V 硬さ
o . Hs クラック さ 外層 内層 (mm)
A 80 1.2 1.2 3.2
B 5.72 7.5 0.22 80 0.24 0.25 0.3
C 8.38 11.25 0.29 82 0.21 0.21 0.2
D 12.4 18.0 0.23 83 0.15 0.16 0.3
E 10.98 11.25 0.57 83 0.17 0.16 0.4
F 7.7 10.5 0.3 81 0.16 0.16 0.1
G 6.0 3.0 0 53 1.12 0.51 0.2
H 5.4 11.25 0 82 0.91 0.18 0.2
I 16.9 18.0 0.98 83 0.22 0.20 2.0
J 17.62 12.75 0.68 64 0.26 0.25 0.4
K 10.28 23.25 0.32 87 0.15 0.14 2.1
L 8.98 14.25 0.26 84 0.25 0.24 1.8
M 8.7 12.75 0.25 82 0.26 0.25 1.7
N 9.24 13.5 0.3 68 0.50 0.51 0.5
0 9.68 12.75 0.36 81 0.81 0.80 1.2
P 8.8 14.25 0.25 85 0.27 0.26 2,2
Q 5.38 13.5 0.64 78 0.72 0.72 1.2
R 18.66 18.75 0.38 83 0.20 0.21 2.0 第 7表
Figure imgf000024_0001
Figure imgf000025_0001
V+1.8Nb 7.5C-6.0 Nb/V 硬さ
o . Hs クフック さ 外層 内層 (mm)
A 一 一 80 1.2 1.2 3.2
B 5.82 8.25 0.21 83 0.22 0.21 0.2
C 7.7 11.25 0.3 81 0.22 0.22 0.3
D 11.98 17.25 0.26 84 0.24 0.21 0.5
E 11.86 13.5 0.71 82 0.19 0.18 0.5
F 6.5 2.25 0 52 1.14 0.81 0.4
G 6.2 12.0 0 82 0.88 0.19 0.3
H 16.26 18.0 1.22 81 0.20 0.21 2.2
I 17.38 12.75 0.62 57 0.26 0.24 0.5
J 8.26 23.25 0.33 85 0.24 0.18 2.5
K 10.66 15.0 0.33 82 0.26 0.27 2.1
L 9.44 14.25 0.29 79 0.31 0.30 1.9
M 9.58 12.75 0.36 81 0.85 0.84 1.6
N 8.8 14.25 0.25 85 0.27 0.26 2.2
0 4.72 13.5 0.64 78 0.71 0.72 1.3
P 20.4 15.75 0.46 83 0.22 0.21 2.1
Q 7.98 10.5 0.31 81 0.21 0.20 0.3
Figure imgf000026_0001
No. C S i n P S Ni Cr Mo V Nb Cu W Ti Zr B
A5 3.3 0.8 0.8 0.03 0.01 4.4 1.8 0,4
B5 2.2 0.4 0.4 0.02 0.01 0.6 6.5 2.8 5.2 1.5 0.6 本 ¾0脷
C5 2.1 0.4 0.5 0,02 0.01 6.2 2.7 5.4 1.7 0.5
D5 2,2 0.3 0.4 0.02 0.01 6.4 2.9 5.1 1.6 0.2 本 ¾w
E5 2.1 0.3 0.3 0.02 0.01 6.7 2,6 5.2 1.5 0.2 ^
F5 2.3 0.4 0.3 0.02 0.01 6.5 2.8 5.2 1.5 0.05 ^
G5 2.3 0.5 0.6 0.02 0.01 0.5 6.3 3.1 7.1 1.8 0.4 0.4 本 脚
H5 2.4 0.5 0.5 0.02 0.01 6.2 2.7 5.5 1.6 0.2 0.02 本 脷
I 5 2.2 0.4 0.4 0.02 0.01 0.5 6.5 2.6 5.0 1.5 0.3 本 厕
J5 2.8 0.4 0.3 0,02 0.01 0.6 6.1 2.7 6.0 1.4 0.1 0,01 本翔服
K5 2.4 0.6 0.7 0.02 0.01 6.2 3.1 5.4 1.7 2.8
L5 2.7 0.4 0.6 0,02 0.01 0.3 7.1 3.2 5.6 1.3 2.5 m
M5 2.6 0.4 0.4 0.02 0.01 0.8 6.8 2.8 6.1 1.4 2.6 0.3 m
N5 2.4 0.3 0.6 0.02 0.01 6.5 3.1 5,3 1.5 2.5
第 10表
硬さ ^^クラック
No. V+1.8Nb 7.5C-6.0 Nb/V Hs
外層 内層 (mm)
A5 80 1.2 1.2 3.2
B5 7.9 10.5 0.29 81 0.26 0.25 0.5
C5 8.46 9.75 0.31 81 0.20 0.20 0.3
D5 7.98 10.5 0.31 79 0.23 0.21 0.4
E5 7.9 9.75 0.29 79 0.24 0.22 0.4
F5 7.9 11.25 0.29 83 0.21 0.21 0.3
GS 10.34 11.25 0.25 84 0.24 0.22 0.5
H5 8.38 12.0 0.29 80 0.25 0.23 0.3
I 5 7.7 10.5 0.3 82 0.22 0.21 0.4
J5 8.52 15.0 0.23 80 0.25 0.24 0.4
K5 8.46 12.0 0.31 78 0.72 0.71 1.7
L5 7.9 14.25 0.23 85 0.75 0.20 0.7
M5 8.62 13.5 0.23 78 0.81 0.88 1.9
N5 8.0 12.0 0.28 78 0.72 0.75 0.8
第 1 1表
Figure imgf000028_0002
第 1 2表
Figure imgf000028_0001

Claims

請求の範囲
1. C： 1.5〜 3.5%, S i : 1.5 %以下， Mn： 1.2 %以下， Cr： 5.5〜： 12.0%, Mo： 2.0〜8.0 %、 V： 3.0 ~10.0%, Nb： 0.6〜7.0 %を 含有し、 且つ下記 (1) 式と (2) 式を満足し、
V+ 1.8Nb ≤ 7.5 C-6.0(%) ·'·(1)
0.2 ≤ Nb/V ≤ 0.8 ·*·(2)
残部 F e及ひ 可避的不純物よりなる腿用ロ→1^層材。
2. C： 1.5〜 3.5%, S i ： 1.5 %以下， Mn： 1.2 %以下， Cr： 5.5〜12.0%, Mo： 2.0〜8.0 %, V： 3.0—10.0%, Nb： 0.6〜7.0 %, 更に Ni :5.5 %以下， Co :10.0 %以下の 1¾Xは 2種: Lbを含有し、且つ 下記 (1) 式と (2) 式を満足し、
V+ 1.8Nb ≤ 7.5 C-6.0(%) …ひ）
0.2 ≤ Nb/V ≤ 0.& ·'·(2)
残部 Fe及ひ^避的不純物よりなる JEEM口 層材。
3. C： 1.5〜 3.5%, S i ： 1.5 %以下， Mn： 1.2 %以下， Cr： 5.5 ~12.0 , Mo： 2.0〜8.0 %, V： 3.0〜； 10.0%, Nb： 0.6〜7.0 %, 更に Cu： 2.0 %以下， W： 1.0 %以下， Ti :2.0 %以下， Zr :2.0 %以 下， B :0.1 %以下の 1¾Xは 2種 を含有し、 且つ下記 (1) 式と (2) 式を満 足し、
V+ 1.8Nb ≤ 7.5 C— 6.0(%)
0.2 ≤ Nb/V ≤ 0.8 »·(2)
残部 F e及ひ^!避的不純物よりなる JE 用ロー W眉材。
4. C： 1.5〜 3.5%, S i : 1.5 %以下， Mn： 1.2 %以下， Cr：
5.5—12.0%, Mo： 2.0〜8.0 %, V： 3.0 ~10.0%, Nb： 0.6〜7.0 %, 更に Ni : 5.5 %以下， Co :10.0%以下の1¾¾ま2種 及び Cu :2.0 %以下， W:1.0 %以下， Ti :2.0 %以下， Zr :2.0 %以下、 B :0.1 %以 下の 1¾Xは 2種 U:を含有し、 且つ下記 (1) 式と (2) 式を満足し、
V+ 1.8Nb ≤ 7.5 C-6.0( ) »·(1)
0.2≤ Nh/V ≤ 0.8 ·»(2)
agPFe及ひ 避的不純物よりなる ffl用ロー 層材。
5 請求項 1〜4のいずれかに^の外層材と溶 «~ ^化した ifii^X はダク夕イ ^鉄の軸材とからなる遠'!:^ 1W合ロール。
6. 請求項 5に記載の外層材と軸材の間に中間層を有し、 該中間層を介し て外層材と軸材とを溶着 化してなる違^: 51¾複合ロール。
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