WO2014132628A1 - ロール外層材および熱間圧延用複合ロール - Google Patents

ロール外層材および熱間圧延用複合ロール Download PDF

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市野　健司
哲男 持田
浩光 柴田
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Ｊｆｅスチール株式会社
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    • C21D2211/00—Microstructure comprising significant phases
    • C21D2211/004—Dispersions; Precipitations

Definitions

  • the present invention is a roll outer layer material that constitutes an outer layer of a composite roll for hot rolling for a hot roll finishing mill of a steel sheet (composite roll for hot roll). And a hot-rolling composite roll having an outer layer made of the roll outer layer material.
  • the use environment of rolls has become more severe with the progress of hot rolling technology for steel sheets.
  • the production of steel plates with a large rolling load such as high-strength steel plates and thin-walled products has increased. For this reason, surface roughness and chipping due to fatigue of the rolling surface of the hot rolling roll often occur.
  • the roll for hot rolling here means the work roll used for finish rolling.
  • Patent Document 1 and Patent Document 2 propose a high-speed roll outer layer material for hot rolling.
  • the roll outer layer material for hot rolling described in Patent Document 1 has C: 1.5 to 3.5%, Ni: 5.5% or less, Cr: 5.5 to 12.0%, Mo: 2. 0 to 8.0%, V: 3.0 to 10.0%, Nb: 0.5 to 7.0%.
  • the roll outer layer material for hot rolling described in Patent Document 1 satisfies Nb and V, the contents of Nb, V and C satisfy a specific relationship, and the ratio of Nb and V is within a specific range. To be contained.
  • the roll outer layer material for hot rolling described in Patent Document 2 has C: 1.5 to 3.5%, Cr: 5.5 to 12.0%, Mo: 2.0 to 8.0% V: 3.0 to 10.0%, Nb: 0.5 to 7.0%.
  • the roll outer layer material for hot rolling described in Patent Document 2 includes C, Nb and V, the contents of Nb, V and C satisfy a specific relationship, and the ratio of Nb and V is specific. It contains so that it may become in the range. Thereby, even if a centrifugal casting method is applied, segregation of hard carbides in the outer layer material is suppressed, and the wear resistance and crack resistance of the hot rolling roll are improved. For this reason, it is said that the technique described in Patent Document 2 contributes to efficient hot rolling.
  • Patent Document 3 discloses that C: 2.2 to 2.6%, Cr: 5.0 to 8.0%, Mo: 4.4 to 6.0%, V: 5 .3 to 7.0%, Nb: 0.6 to 1.3%, and the contents of C, Mo, V, and Nb are set so that Mo + V and C ⁇ 0.24V ⁇ 0.13Nb are within a specific range.
  • a composite cast roll made by centrifugal casting has been proposed. This centrifugally cast composite roll is said to be excellent in fatigue resistance (fatigue ⁇ resistance) of the roll surface layer in a hot rolling environment.
  • the present invention solves such a problem of the prior art, and the fatigue resistance of the surface layer (here, the ability to suppress fatigue damage such as rough skin and chipping that occurs in the roll surface part by hot rolling is called "fatigue resistance”.
  • Excellent roll outer layer material for hot rolling, and a composite roll made by centrifugal casting for hot rolling formed by using the outer layer material of the roll (composite-roll-for-hot-rolling-produced-through-centrifugal-casting) (this specification)
  • the purpose is to provide a composite roll for hot rolling (sometimes referred to as “composite roll for hot roll”).
  • the present inventors conduct a detailed observation and investigation on the surface of the roll having rough skin or missing by hot rolling (hot rolling). An important finding has been obtained that the roll surface layer breaks due to cracks that have occurred and propagated in coarse carbides exceeding 50 ⁇ m. Therefore, the present inventors have determined how to control the carbide morphology to improve fatigue resistance, and to determine the damage form of carbide on the outer layer surface of the composite roll for hot rolling. We studied diligently by investigating morphology) in detail.
  • the inventors of the present invention have further intensively studied to technically realize a remarkable improvement in fatigue resistance, and have clarified the quantitative optimum range of coarse carbides and fine carbides.
  • a molten metal having a composition composed of Fe and unavoidable impurities is produced in a high-frequency furnace, and a ring-shaped roll material corresponding to the roll outer layer material (outer diameter: 250 mm ⁇ , (Width: 75 mm, wall thickness: 55 mm) was cast by centrifugal casting.
  • the casting temperature was 1450 to 1530 ° C.
  • the centrifugal force was 180 G in gravity multiple. Further, after casting, quenching from 1050 ° C. and tempering at 530 to 560 ° C. were performed a plurality of times, and the shore hardness of the ring-shaped roll material was set to HS 80 to 87.
  • Hot rolling fatigue test specimens (outer diameter 60mm ⁇ , wall thickness 10mm) are collected from the obtained ring-shaped roll material to reproduce the fatigue resistance of hot roll work rolls (work roll for hot rolling)
  • a hot rolling fatigue test (test described in Japanese Patent Application Laid-Open No. 2010-101752), which was shown to be well evaluated, was performed. Note that the hot rolling fatigue test piece has notches (depth t: 1.2 mm, circumferential length L: 0.8 mm) as shown in FIG. .Introduced by electric sparking forming method (wire cutting) using 2mm ⁇ wire. In addition, 1.2C chamfering was applied to the end of the rolling contact surface of the hot rolling fatigue test piece.
  • the hot rolling fatigue test is a two-disk sliding rolling fatigue method (slip rolling rolling fatigue type) of a notched specimen (hot rolled fatigue testing specimen) and a heated counterpart material. ) That is, as shown in FIG. 3, the test piece (hot rolling fatigue test piece) was rotated at 700 rpm while being cooled with water, and the rotating test piece was heated to 810 ° C. (material: S45C, outer diameter: While being pressed with a load of 980 N at 190 mm ⁇ and width: 15 mm, rolling was performed at a slip ratio of 9%. Roll until the two notches introduced to the hot rolling fatigue test piece break, break the rolling notch until each notch breaks, and calculate the average value for the hot rolling fatigue life. (fatigue life).
  • FIG. 1 shows the hot rolling fatigue life (hot rolling fatigue means hot rolling fatigue. Therefore, the hot rolling fatigue property means hot rolling fatigue life) and the above-mentioned coarse carbide and fine carbide.
  • FIG. 2 shows the relationship between the hot rolling fatigue life and (Cr (%) + Mo (%)) / V (%).
  • FIG. 1 shows that the hot rolling fatigue life is remarkably improved as the amount of fine carbide having a circle equivalent diameter of 3 to 30 ⁇ m increases.
  • the hot rolling fatigue life is significantly reduced even if the amount of fine carbide having an equivalent circle diameter of 3 to 30 ⁇ m is large. Yes.
  • the amount of coarse carbide having an equivalent circle diameter exceeding 50 ⁇ m is reduced. It is clear that the amount of fine carbide having an equivalent circle diameter of 3 to 30 ⁇ m is required to be 500 to 2500 pieces / mm 2 when the number is 20 pieces / mm 2 or less.
  • the hot rolling fatigue life of the roll material for hot rolling can be simply evaluated.
  • the roll carbide structure was quantified by the following method. First, the cut surface of the sample cut from an arbitrary position in the range of 20 to 25 mm in the depth direction from the outer surface at the initial stage of use of the roll was finished to mirror polishing. Next, the polished cut surface was strongly corroded with natal so that the carbides look white and the base looks black with an optical microscope. The carbide morphology of the cut surface was then examined using an image analysis device at a microscope magnification of 100 (200 magnification on the monitor). The number of coarse carbides having an equivalent circle diameter of 50 ⁇ m or more and the number of fine carbides having an equivalent circle diameter of 3 to 30 ⁇ m were used as quantitative values. The observed field of view area is 9 mm 2 .
  • the present invention has been completed based on the above findings. That is, the gist of the present invention is as follows.
  • composition further contains one or more of Al: 0.001 to 0.05% and REM: 0.001 to 0.03% by mass% in [2]
  • a composite roll for hot rolling in which an outer layer and an inner layer are welded and integrated, wherein the outer layer is made of the roll outer layer material described in [1] to [3]. roll.
  • the composite roll for hot rolling of the present invention is used in a severe hot rolling environment where a high rolling load is applied or a large amount of continuous rolling occurs, the roll surface such as rough surface and surface layer chipping (surface cracking) Hot-rolling fatigue damage (fatigue damage due to hot rolling) is less likely to occur. Therefore, according to the present invention, it is possible to achieve both a significant improvement in surface quality and an improvement in roll life.
  • the present invention it is possible to easily manufacture a hot-rolling composite roll having significantly improved fatigue resistance. Therefore, according to the present invention, it is possible to achieve all of the productivity improvement of the hot-rolled steel sheet, the remarkable improvement of the surface quality, and the improvement of the roll life.
  • FIG. 1 is a diagram showing the relationship between the hot rolling fatigue life in the hot rolling fatigue test, the area ratio of granular carbides, and the number of coarse carbides per unit area.
  • FIG. 2 is a diagram showing the relationship between the hot rolling fatigue life and (Cr (%) + Mo (%)) / V (%) in the hot rolling fatigue test.
  • Fig. 3 shows the configuration of the testing machine used in the hot rolling fatigue test, the outer periphery of the test piece for hot rolling fatigue test (fatigue test piece), and the test piece for hot rolling fatigue test (fatigue test piece) It is explanatory drawing which shows typically the shape and dimension of the notch introduced into the surface.
  • the roll outer layer material of the present invention is made by centrifugal casting, and can be used as it is as a ring roll or a sleeve roll. Moreover, the roll outer layer material of the present invention is applied as an outer layer material of a composite roll for hot rolling suitable for hot finish rolling.
  • the composite roll for hot rolling according to the present invention comprises an outer layer formed by centrifugal casting and an inner layer welded and integrated with the outer layer. An intermediate layer may be disposed between the outer layer and the inner layer. That is, instead of the inner layer welded and integrated with the outer layer, an intermediate layer welded and integrated with the outer layer and an inner layer welded and integrated with the intermediate layer may be used.
  • the outer layer and the inner layer are welded and integrated through the intermediate layer.
  • the inner layer is preferably produced by static casting.
  • the composition of the inner layer and the intermediate layer is not particularly limited, but the inner layer is preferably made of nodular graphite cast iron and the intermediate layer is made of a high carbon material having C: 1.5 to 3% by mass.
  • C 2.4 to 2.9% C increases the hardness of the base phase by solid solution and combines with the carbide-forming element to form hard carbide, thereby improving the wear resistance of the roll outer layer material.
  • the rolling use characteristic means a necessary characteristic as a rolling roll outer layer material that combines the lubricity and fatigue resistance of the roll outer layer material surface during rolling. If the C content is less than 2.4%, the amount of carbide is insufficient, the frictional force on the surface of the roll outer layer material increases during rolling, and rolling may become unstable. On the other hand, the content of C exceeding 2.9% may excessively increase the amount of carbides to form connected coarse carbides, thereby reducing fatigue resistance. Therefore, the C content is preferably limited to a range of 2.4 to 2.9%. In the case where Al and REM are not contained, the C content is preferably limited to a range of 2.7 to 2.9%.
  • Si 0.2 to 1.0%
  • Si is an element that acts as a deoxidizing agent and improves the casting performance of the molten metal.
  • the Si content is desirably 0.2% or more. Further, even if the Si content exceeds 1.0%, the effect is saturated and an effect commensurate with the content cannot be expected, which is economically disadvantageous by the increase in cost due to the increase in the Si content. Therefore, the Si content is preferably limited to a range of 0.2 to 1.0%.
  • Mn 0.2 to 1.0%
  • Mn has an effect of fixing S as MnS and detoxifying it.
  • Mn is an element that has an effect of improving the hardenability by dissolving in a matrix.
  • the Mn content is preferably 0.2% or more.
  • the Mn content is preferably limited to a range of 0.2 to 1.0%.
  • Cr 4.0 to 7.5% Cr combines with C to form mainly eutectic carbide, improving wear resistance and reducing the frictional force between the steel sheet and the outer roll surface during rolling, It is an element that acts to reduce damage and stabilize rolling. Furthermore, in this invention, Cr has the effect
  • Mo 4.0-6.5%
  • Mo is an element that combines with C to form a hard carbide and improves wear resistance. Mo dissolves in hard MC-type carbides to strengthen the carbides and also dissolves in eutectic carbides to increase the fracture resistance of these carbides. Through such an action, Mo improves the fatigue resistance of the outer roll layer material. In order to obtain such an effect, the Mo content is preferably set to 4.0% or more. On the other hand, if the Mo content exceeds 6.5%, hard and brittle carbides mainly composed of Mo may be generated and the fatigue resistance may be lowered. Therefore, the Mo content is preferably limited to a range of 4.0 to 6.5%.
  • V 5.3 to 7.0%
  • V is an important element in the present invention in order to have both wear resistance and fatigue resistance.
  • V forms extremely hard granular carbide (MC type carbide), improves wear resistance, and effectively acts to sever coarse eutectic carbide and dispersely crystallize. It is an element that significantly improves the fatigue resistance of the material. Such an effect becomes remarkable when the content of V is set to 5.3% or more.
  • the V content exceeds 7.0%, the MC type carbide may be coarsened and the centrifugal casting segregation of the MC type carbide may be promoted. In this case, in the hot rolling roll, Various characteristics become unstable. Therefore, the V content is preferably limited to a range of 5.3 to 7.0%.
  • Nb 0.5 to 3.0% Nb improves the fatigue resistance through the effect of increasing the fracture resistance by coexisting with Mo by solid-dissolving in the granular MC-type carbide and strengthening the MC-type carbide.
  • Nb is an element which has an effect
  • Nb has the effect
  • the content of Nb exceeding 3.0% may promote the growth of MC type carbides in the molten metal and promote the segregation of carbides during centrifugal casting. Therefore, the Nb content is preferably limited to a range of 0.5 to 3.0%. More preferably, it is 0.5 to 2.0%.
  • Al and REM both have the effect of strongly promoting the formation of granular carbides, and have the effect of increasing the amount of fine carbides. is there. For this reason, Al and REM impart excellent fatigue resistance to the roll outer layer material.
  • REM is a misch metal that is a mixture of two or more rare earth elements. If it is difficult to analyze all the rare earth elements, the REM content may be twice the Ce analysis value. Good.
  • the balance other than the above components is composed of Fe and inevitable impurities.
  • inevitable impurities include P: 0.05% or less, S: 0.05% or less, N: 0.06% or less, B: 0.03% or less, and Ni: 0.2% or less.
  • the P content is 0.05% or less.
  • S exists as sulfide inclusions and lowers the material, it is preferable to reduce the S content as much as possible. However, it is acceptable if the S content is 0.05% or less.
  • N is mixed in an amount of about 0.01 to 0.06% for normal dissolution.
  • the N content of this level does not affect the effects of the present invention.
  • the N content is preferably limited to less than 0.05%.
  • B is an element mixed from scrap, which is a raw material, such as raw metal for melting metal, casting flux, and the like, and has an action of dissolving in the carbide and weakening the carbide.
  • it is preferable to reduce the B content as much as possible. However, if the content of B is 0.03% or less, the effect of the present invention is not significantly adversely affected and is acceptable.
  • Ni is an element mixed from scrap, which is a melting raw material, affects the hardenability of the roll outer layer material, and generates variations in hardness and residual stress after heat treatment. In the present invention, it is preferable to reduce the Ni content as much as possible. However, if the Ni content is 0.2% or less, it is acceptable in the production of rolls.
  • the roll outer layer material is manufactured by a low-cost centrifugal casting method with low energy costs.
  • the molten outer layer material composition described above is applied to a rotating mold in which a refractory mainly composed of zircon or the like is coated on the inner surface with a thickness of 1 to 5 mm so as to have a predetermined thickness.
  • the rotational speed of the casting mold is preferably adjusted so that the gravity multiple applied to the outer surface of the roll is in the range of 120 to 220G.
  • the outer layer layer material is solidified during solidification or completely solidified, and then the molten metal having the intermediate layer composition is poured and centrifugally cast while rotating the mold.
  • the mold rotation and stand the mold After the outer layer or the intermediate layer is completely solidified, it is preferable to stop the mold rotation and stand the mold, and then statically cast the inner layer material to form a composite roll. Thereby, the inner surface side of the roll outer layer material is redissolved to form a composite roll in which the outer layer and the inner layer, or the outer layer and the intermediate layer, and the intermediate layer and the inner layer are welded and integrated.
  • spheroidal graphite cast iron excellent in castability and mechanical properties, worm-like graphite cast iron (VC cast iron), or the like for the inner layer to be statically cast.
  • the outer layer and the inner layer are integrally welded, so that the component of the outer layer material is mixed in the inner layer by about 1 to 8%.
  • carbide forming elements such as Cr and V contained in the outer layer material are mixed into the inner layer, the inner layer is weakened. For this reason, it is preferable to suppress the mixing rate of the outer layer component into the inner layer to less than 6%.
  • the intermediate layer when forming the intermediate layer, it is preferable to use graphite steel, high-carbon steel, hypoeutectic cast iron, or the like as the intermediate layer material.
  • the intermediate layer and the outer layer are integrally welded in the same manner, and the outer layer component is mixed in the intermediate layer in the range of 10 to 95%. From the viewpoint of suppressing the amount of the outer layer component mixed into the inner layer, it is important to reduce the amount of the outer layer component mixed into the intermediate layer as much as possible.
  • the composite roll for hot rolling of the present invention is preferably subjected to heat treatment after casting.
  • the heat treatment is preferably a treatment in which heating to 950 to 1150 ° C. and air cooling or blast air cooling (air blast cooling), and further heating and holding at 450 to 600 ° C. followed by cooling are performed once or more.
  • the preferable hardness of the composite roll for hot rolling of the present invention is 79 to 88 HS, and more preferable hardness is 80 to 87 HS. It is recommended to adjust the heat treatment after casting so that such hardness can be secured stably.
  • the melt of the roll outer layer material composition shown in Table 1 was melted in a high-frequency furnace (furnace) and subjected to centrifugal casting to obtain a ring-shaped test material (ring roll; outer diameter: 250 mm ⁇ , width: 75 mm, wall thickness: 55 mm) It was.
  • the casting temperature was 1430 to 1550 ° C.
  • the centrifugal force was 180 G as a multiple of gravity.
  • quenching from 1050 ° C. and tempering from 540 to 560 ° C. were performed, and the hardness was adjusted to 79 to 86 HS.
  • Microstructure observation specimens and fatigue specimens were collected from the obtained ring-shaped test materials, and microstructure observation (of observation microstructure) and hot rolling fatigue tests were performed.
  • the test method was as follows.
  • Hot rolling fatigue test A fatigue test piece (outer diameter 60 mm ⁇ , wall thickness 10 mm, chamfered) having the shape shown in FIG. 3 was collected from the obtained ring-shaped test material.
  • electrical discharge machining using notches depth t: 1.2 mm, circumferential length L: 0.8 mm as shown in FIG. It was introduced by the (wire cut) method.
  • the hot rolling fatigue test is performed by a two-disk sliding rolling method of a hot rolling fatigue test piece and a counterpart material, and the hot rolling fatigue test piece is rotated at 700 rpm while being cooled with water.
  • the mating piece material: S45C, outer diameter: 190 mm ⁇ , width: 15 mm
  • the mating piece heated to 810 ° C. was rolled to the rotating test piece at a slip ratio of 9% while being pressed with a load of 980 N.
  • the two rolling notches introduced into the hot rolling fatigue test piece were rolled until they broke, the rolling rotation speed until each notch broke was determined, and the average value was calculated as the hot rolling fatigue life. did.
  • this hot rolling fatigue life exceeded 300,000 times, the hot rolling fatigue life was considered excellent.
  • the hot rolling fatigue life is remarkably improved as compared with the comparative example.
  • Comparative Examples M, R, S, U, and V there are few fine carbides having an equivalent circle diameter of 3 to 30 ⁇ m, and the hot rolling fatigue life is deteriorated. Further, in Comparative Examples L, M, N, P, Q, S, and T, there is an excessive amount of coarse carbide having an equivalent circle diameter exceeding 50 ⁇ m. Therefore, cracks propagate through the coarse carbide and the hot rolling fatigue characteristics are remarkable. Declined. In Comparative Example W, the number of fine carbides excessively increased, cracks propagated to the adjacent carbides, and the hot rolling fatigue life was significantly reduced.

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Abstract

　ロール表層の耐疲労性に優れ、疲労疵や欠落ちが発生し難い熱間圧延用ロール外層材、熱間圧延用複合ロールを提供する。　円相当直径が３～３０μｍの微細炭化物を５００～２５００個/ｍｍ２含有し、かつ、円相当直径が５０μｍ以上の粗大炭化物の存在が２０個/ｍｍ２以下であるロール外層材であり、好ましくは、質量％で、Ｃ：２．４～２．９％、Ｓｉ：０．２～１．０％、Ｍｎ：０．２～１．０％、Ｃｒ：４．０～７．５％、Ｍｏ：４．０～６．５％、Ｖ：５．３～７．０％、Ｎｂ：０．５～３．０％、を含有し、１．５≦（Ｃｒ＋Ｍｏ）/Ｖ≦２．４（ここで、Ｃｒ、Ｍｏ、Ｖ：各元素の含有量（質量％））を満足し、さらに好ましくは、Ａｌ：０．００１～０．０５％あるいはＲＥＭ：０．００１～０．０３％の一種以上を含有し、残部Ｆｅおよび不可避的不純物からなる組成からなるロール外層材。および該外層材からなる外層を有した熱間圧延用複合ロール。

Description

ロール外層材および熱間圧延用複合ロール
　本発明は、鋼板の熱間圧延仕上ミル(hot rolling finishing mill)用の熱間圧延用複合ロール(composite roll for hot rolling)の外層(outer layer)を構成するロール外層材(roll outer layer material)及び該ロール外層材からなる外層を有する熱間圧延用複合ロールに関する。
　近年、鋼板の熱間圧延技術の進歩につれてロールの使用環境は一層苛酷化している。また、近年、高強度鋼板や薄肉品など圧延負荷(rolling load)の大きな鋼板の生産量が増加している。このため、熱間圧延用ロールの圧延面の疲労に起因した肌荒れ(surface deterioration)や欠落ち疵(chipping)が発生することが多くなる。なお、ここでの熱間圧延用ロールは仕上圧延に用いられるワークロールを意味する。
　現在、数％量のＶを鋼に添加することにより硬質炭化物を多量に出現させて、耐摩耗性(abrasion resistance)を向上させたハイス系ロール(high-speed steel roll)が熱間圧延で多用されている。
　例えば、特許文献１、特許文献２には、ハイス系の熱間圧延用ロール外層材が提案されている。特許文献１に記載された熱間圧延用ロール外層材は、Ｃ：１．５～３．５％、Ｎｉ：５．５％以下、Ｃｒ：５．５～１２．０％、Ｍｏ：２．０～８．０％、Ｖ：３．０～１０．０％、Ｎｂ：０．５～７．０％を含む。かつ、特許文献１に記載された熱間圧延用ロール外層材は、ＮｂおよびＶを、Ｎｂ、ＶおよびＣの含有量が特定の関係を満足し、さらにＮｂとＶの比が特定の範囲内となるように含有する。これにより、遠心鋳造法(centrifugal casting method)を適用しても外層材における硬質炭化物(hard carbide)の偏析(segregation)が抑制され、耐摩耗性（abrasion resistance）と耐クラック性(crack resistance)に優れた熱間圧延用ロール外層材となるとしている。
　また、特許文献２に記載された熱間圧延用ロール外層材は、Ｃ：１．５～３．５％、Ｃｒ：５．５～１２．０％、Ｍｏ：２．０～８．０％、Ｖ：３．０～１０．０％、Ｎｂ：０．５～７．０％を含む。かつ、特許文献２に記載された熱間圧延用ロール外層材は、Ｃ、ＮｂおよびＶを、Ｎｂ、ＶおよびＣの含有量が特定の関係を満足し、さらにＮｂとＶの比が特定の範囲内となるように含有する。これにより、遠心鋳造法を適用しても外層材における硬質炭化物の偏析が抑制され、熱間圧延用ロールの耐摩耗性と耐クラック性が向上する。このため、特許文献２に記載の技術は、熱間圧延を効率良く行えることに貢献するとされている。
　しかし、熱間圧延してなる製品の品質向上(improved quality)と生産性向上(increase in productivity)のために、熱間圧延用ロールの使用環境は苛酷化している。さらに熱間圧延製品の表面品質（surface quality）への要求も厳しくなると同時に鋼板の連続圧延量が増加したことから、摩耗よりも肌荒れといったロール表面の疲労損傷を抑制することが大きな課題となっている。
　このような課題に対して、特許文献３には、Ｃ：２．２～２．６％、Ｃｒ：５．０～８．０％、Ｍｏ：４．４～６．０％、Ｖ：５．３～７．０％、Ｎｂ：０．６～１．３％を、Ｍｏ＋Ｖ、Ｃ－０．２４Ｖ－０．１３Ｎｂが特定範囲内となるようにＣ、Ｍｏ、Ｖ、Ｎｂの含有量を調整してなる遠心鋳造製複合ロールが提案されている。この遠心鋳造製複合ロールは、熱間圧延環境下でのロール表層の耐疲労性(fatigue resistance)に優れるとされている。
特開平０４－３６５８３６号公報 特開平０５－１３５０号公報 特開２００９－２２１５７３号公報
　しかしながら、近年の圧延技術は、圧延鋼板の高品質化と高級化に向けて目覚しいスピードで進歩を遂げている。また、同時に圧延に対し低コスト化が厳しく追及される。このように、熱間圧延用ロールの使用環境はますます厳しくなっている。特に熱間圧延用ロール表面の粗大炭化物の破壊を主因とした肌荒れや欠落ちなどの熱間圧延用ロール表面の疲労損傷(fatigue damages)の発生が問題視されている。特許文献３に示された技術を適用してもなお、上記の疲労損傷が発生することが確認される。
　本発明は、かかる従来技術の問題を解決し、表層の耐疲労性（ここでは、熱間圧延でロール表層部に生じる肌荒れや欠落ちなどの疲労損傷を抑制する性能を「耐疲労性」という）に優れた熱間圧延用のロール外層材と、該ロール外層材を用いて外層を形成してなる熱間圧延用遠心鋳造製複合ロール(composite roll for hot rolling produced through centrifugal casting)（本明細書において、熱間圧延用複合ロール(composite roll for hot rolling)という場合がある。）を提供することを目的とする。
　本発明者らは、上記した目的を達成するために、熱延（熱間圧延）により、肌荒れや欠落ちの生じたロール表面の詳細な観察と調査を行い、肌荒れや欠落ちが円相当直径で５０μｍを超える粗大な炭化物に発生(initiation)および伝ぱ(propagation)した亀裂(crack)が原因となって、ロール表層が破壊するという重要な知見を得た。そこで、本発明者らは、如何に炭化物形態(carbide morphology)を制御すれば、耐疲労性(fatigue resistance)が向上するかについて、熱間圧延用複合ロールの外層表面の炭化物の損傷形態(damage morphology)を詳細に調査する等して、鋭意検討した。その結果、円相当直径で５０μｍ以上の粗大炭化物の数が少なくなると共に、微細な炭化物（円相当直径で３～３０μｍのさまざまなサイズの炭化物が混在）が多数出現すると、熱間圧延用複合ロールの外層表面の損傷が著しく抑制されるという新しい現象を発見するに至った。
　本発明者らは、耐疲労性の著しい向上を技術的に具現化するため、さらに鋭意検討し、粗大炭化物と微細炭化物の定量的な最適範囲を明らかにした。
　また、化学組成についても検討を行い、好ましい成分範囲も明らかにすると共に、Ｖ量と（Ｃｒ＋Ｍｏ）量とが特定の関係を満足するように、各元素の含有量を調整することにより、熱間圧延時のロールの耐疲労性が顕著に向上するという従来にない知見を得た。
　まず、本発明の基礎となった実験結果について説明する。
　円相当直径が５０μｍ以上の粗大炭化物数と円相当直径が３～３０μｍの微細炭化物の数が変化した熱間転動疲労試験片(hot rolling contact fatigue test specimens)の素材を作成するため、質量％で、Ｃ：１．９～２．９％、Ｓｉ：０．３～０．９％、Ｍｎ：０．４～１．０％とし、Ｃｒを３．７～１３．６％、Ｍｏを４．１～７．０％、Ｖを４．５～８．１％、Ｎｂを０～３．６％、Ａｌを０～０．０４６％、および、ＲＥＭを０～０．０２７％の範囲で変化させ、残部がＦｅおよび不可避的不純物からなる組成の溶湯を、高周波炉（high-frequency furnace）で作製し、ロール外層材に相当するリング状ロール材(ring roll material)（外径：２５０ｍｍφ、幅：７５ｍｍ、肉厚：５５ｍｍ）を遠心鋳造法により鋳造した。ここで、鋳込み温度(casting temperature)は１４５０～１５３０℃、遠心力(centrifugal force)は重力倍数で１８０Ｇとした。また、鋳造後、１０５０℃からの焼入れ処理、５３０～５６０℃での焼戻処理を複数回実施し、上記リング状ロール材のショアー硬さ(shore hardness)をＨＳ　８０～８７とした。
　得られたリング状ロール材から熱間転動疲労試験片（外径６０ｍｍφ、肉厚１０ｍｍ）を採取して、実機における熱間圧延用作業ロール(work roll for hot rolling)の耐疲労性を再現よく評価できることを示した熱間転動疲労試験（特開２０１０－１０１７５２号に記載の試験）を実施した。なお、熱間転動疲労試験片には、図３に示すようなノッチ(notch)（深さｔ：１．２ｍｍ、周方向長さＬ：０．８ｍｍ）を外周面の２箇所に、０．２ｍｍφのワイヤ(wire)を用いた放電加工法(electric spark forming) （ワイヤカット(wire cutting)）で導入した。また、熱間転動疲労試験片の転動面(rolling contact surface)の端部には１．２Ｃの面取り(chamfer the corners)を施した。
　熱延疲労試験(fatigue test)は、図３に示すように、ノッチを有する試験片（熱延疲労試験片）と加熱された相手材との２円盤のすべり転動疲労方式（Slip rolling fatigue　 type）で行った。すなわち、図３に示すように試験片（熱間転動疲労試験片）を水冷しながら７００ｒｐｍで回転させ、回転する該試験片に、８１０℃に加熱した相手片（材質：Ｓ４５Ｃ、外径：１９０ｍｍφ、幅：１５ｍｍ）を荷重９８０Ｎで圧接させながら、すべり率(slip ratio)：９％で転動させた。熱間転動疲労試験片に導入した２つのノッチが折損(breakage)するまで転動させ、各ノッチが折損するまでの転動回転数をそれぞれ求め、その平均値を、熱間転動疲労寿命(fatigue life)とした。そして、熱間転動疲労寿命が３００千回を超える場合を熱間転動疲労寿命が著しく優れると評価した。得られた結果を図１、図２に示した。図１は、熱間転動疲労寿命（熱延疲労は熱間転動疲労を意味する。したがって、耐熱延疲労性は熱間転動疲労寿命を意味する）と上記の粗大炭化物及び微細炭化物の単位面積当たりの個数との関係であり、図２は、熱間転動疲労寿命と（Ｃｒ（％）＋Ｍｏ（％））／Ｖ（％）との関係である。
　図１から、円相当直径(circle equivalent diameters)が３～３０μｍの微細炭化物の量が増加するともに、熱間転動疲労寿命が著しく向上していることがわかる。しかし、円相当直径が５０μｍ以上の粗大炭化物の量が２０個／ｍｍ２を超えると、円相当直径が３～３０μｍの微細炭化物の量が多くても熱間転動疲労寿命が著しく低下している。この結果（図１）から、３００千回以上の熱間転動疲労寿命を確保する（熱間転動疲労寿命を著しく向上する）ためには、円相当直径が５０μｍを超える粗大炭化物の量を２０個／ｍｍ２以下として、かつ、円相当直径が３～３０μｍの微細炭化物の量を５００～２５００個／ｍｍ２とする必要があることが明確である。
　さらに、化学組成のバランスをみると、図２に示すように（Ｃｒ（％）＋Ｍｏ（％））／Ｖ（％）が１．５未満または２．４超えになると熱間転動疲労寿命が著しく低下する。ここで、ＣｒとＭｏは粗大炭化物を造りやすい元素であり、Ｖは逆に微細炭化物を造りやすく上記粗大炭化物を分断・微細化する効果も持つ。このことから、（Ｃｒ（％）＋Ｍｏ（％））／Ｖ（％）は、炭化物の形態を改善し熱間転動疲労寿命を向上するための指数として新しく見出した限定式である。
　なお、本発明者らの検討によれば、この熱間転動疲労試験を用いれば、熱間圧延用ロール材の熱間転動疲労寿命を簡便に評価できる。熱間転動疲労寿命の数が大きいほど、苛酷な圧延環境下で使用されたときでも、肌荒れしにくく、欠落ちの少ない優れた耐久性を熱間圧延用複合ロールの外層に付与できるロール外層材である。
　なお、ロールの炭化物組織の定量は、以下の方法で行った。先ず、ロール使用初期の外表面から深さ方向に２０～２５ｍｍの範囲の任意の位置から切り出した試料の切断面を鏡面研摩(mirror polishing)まで仕上げた。次いで、研磨後の切断面をナイタール(natal)で強めに腐食して光学顕微鏡(optical microscope)で炭化物を白く基地を黒く見えるようにした。次いで、画像解析装置(image analysis device)を用いて顕微鏡の倍率１００倍（モニター上の倍率２００倍）で切断面の炭化物形態を調査した。円相当直径が５０μｍ以上の粗大炭化物の数と円相当直径が３～３０μｍの微細炭化物の数を定量値とした。なお、観察した視野面積（field of view area）は９ｍｍ２である。
　本発明は、上記した知見に基づき、完成されたものである。すなわち、本発明の要旨は次のとおりである。
　［１］熱間圧延用複合ロールの外層に用いられる鋳鉄系ロール外層材(cast-iron roll outer layer material)であって、円相当直径が３～３０μｍの微細炭化物を５００～２５００個／ｍｍ２含有し、かつ、円相当直径が５０μｍ以上の粗大炭化物の存在が２０個／ｍｍ２以下であることを特徴とするロール外層材。
　［２］質量％で、Ｃ：２．４～２．９％、Ｓｉ：０．２～１．０％、Ｍｎ：０．２～１．０％、Ｃｒ：４．０～７．５％、Ｍｏ：４．０～６．５％、Ｖ：５．３～７．０％、Ｎｂ：０．５～３．０％、を含有し、かつＣｒ、Ｍｏ、Ｖの含有量が下記（１）式を満足し、残部Ｆｅおよび不可避的不純物からなる組成を有することを特徴とする［１］に記載のロール外層材。
　　　　　　　　　　　　　　　　　記
　　　　１．５　≦　（Ｃｒ＋Ｍｏ）/Ｖ　≦　２．４　・・・（１）　　　
ここで、Ｃｒ、Ｍｏ、Ｖ：各元素の含有量（質量％） 
　［３］前記組成に加えてさらに、質量％で、Ａｌ：０．００１～０．０５％及びＲＥＭ：０．００１～０．０３％の一種以上を含有することを特徴とする［２］に記載のロール外層材。
　［４］外層と内層が溶着一体化してなる熱間圧延用複合ロールであって、前記外層が［１］ないし［３］に記載のロール外層材からなることを特徴とする熱間圧延用複合ロール。
　本発明の熱間圧延用複合ロールは、高圧延負荷が作用するあるいは連続圧延量の多い苛酷な熱間圧延環境下で使用されたとしても、肌荒れや表層欠け落ち(surface chipping)等のロール表面の熱延疲労損傷（熱間圧延による疲労損傷）が生じにくい。したがって、本発明によれば、表面品質の顕著な向上、ロール寿命の向上を両立できるという効果がある。
　本発明によれば、耐疲労性が顕著に向上した熱間圧延用複合ロールを、容易に製造することが可能である。したがって、本発明によれば、熱延鋼板の生産性向上、表面品質の顕著な向上、さらにはロール寿命の向上を全て達成することも可能である。
図１は、熱間転動疲労試験における熱間転動疲労寿命と、粒状炭化物の面積率および単位面積当たりの粗大炭化物の個数との関係を示す図である。 図２は、熱間転動疲労試験における熱間転動疲労寿命と（Ｃｒ（％）＋Ｍｏ（％））／Ｖ（％）との関係を示す図である。 図３は、熱間転動疲労試験で使用した試験機の構成、熱間転動疲労試験用試験片（疲労試験片）、および熱間転動疲労試験用試験片（疲労試験片）の外周面に導入されたノッチの形状、寸法を模式的に示す説明図である。
　本発明のロール外層材は、遠心鋳造製で、そのままリングロール、スリーブロールとすることができる。また、本発明のロール外層材は、熱間仕上圧延用として好適な、熱間圧延用複合ロールの外層材として適用される。また、本発明の熱間圧延用複合ロールは、遠心鋳造された外層と、該外層と溶着一体化した内層とからなる。なお、外層と内層(inner layer)との間に中間層を配してもよい。すなわち、外層と溶着一体化した内層に代えて、外層と溶着一体化した中間層および該中間層と溶着一体化した内層としてもよい。この場合、中間層を介して外層と内層が溶着一体化しているといえる。なお、内層は静置鋳造法(static casting)で製造することが好ましい。本発明では、内層、中間層の組成はとくに限定されないが、内層は球状黒鉛鋳鉄(nodular graphite cast iron)、中間層はＣ：１．５～３質量％の高炭素材からなることが好ましい。
　次に、ロール外層材（外層）の好ましい組成範囲の限定理由について説明する。なお、以下、質量％は、とくに断らない限り、単に％と記す。
　Ｃ：２．４～２．９％
　Ｃは、固溶して基地(base phase)の硬さを増加させるとともに、炭化物形成元素(carbide-forming element)と結合し硬質炭化物を形成し、ロール外層材の耐摩耗性を向上させる作用を有する。Ｃ含有量に応じて圧延使用特性に影響を及ぼす炭化物の形態が変化する。ここで、圧延使用特性とは、圧延時のロール外層材表面の潤滑性と耐疲労性を複合した、圧延ロール外層材としての必要特性を意味する。Ｃ含有量が２．４％未満では、炭化物量が不足し、圧延時にロール外層材表面の摩擦力が増加し圧延が不安定となる場合がある。一方、２．９％を超えるＣの含有は、炭化物量を過度に増加させ、連結した粗大炭化物を形成して、耐疲労性を低下させる場合がある。このため、Ｃの含有量は２．４～２．９％の範囲に限定することが好ましい。また、Ａｌ、ＲＥＭを含有しない場合は、Ｃの含有量は２．７～２．９％の範囲に限定することが好ましい。
　Ｓｉ：０．２～１．０％
　Ｓｉは、脱酸剤（deoxidizing agent）として作用するとともに、溶湯の鋳造性（casting performance）を向上させる元素である。本発明ではＳｉの含有量を０．２％以上にすることが望ましい。また、Ｓｉの含有量が１．０％を超えても効果が飽和し含有量に見合う効果が期待できなくなり、Ｓｉの含有量を増加させることによる費用増加の分だけ経済的に不利となる。このため、Ｓｉの含有量は０．２～１．０％の範囲に限定することが好ましい。
　Ｍｎ：０．２～１．０％
　Ｍｎは、ＳをＭｎＳとして固定し、無害化する作用を有する。また、Ｍｎは、基地に固溶し、焼入れ性（hardenability）を向上させる効果を有する元素である。このような効果を得るためには、Ｍｎの含有量が０．２％以上であることが好ましい。また、Ｍｎの含有量が１．０％を超えても、効果が飽和し含有量に見合う効果が期待できなくなり、Ｍｎの含有量を増加させることによる費用増加の分だけ経済的に不利となる。また、Ｍｎの含有量が１．０％を超えると、ロール材が脆化する場合がある。このため、Ｍｎの含有量は０．２～１．０％の範囲に限定することが好ましい。
　Ｃｒ：４．０～７．５％
　Ｃｒは、Ｃと結合して主に共晶炭化物（eutectic carbide）を形成し、耐摩耗性を向上させるとともに、圧延時に鋼板とロール外層材表面との間の摩擦力を低減し、ロール表面の損傷を軽減させ、圧延を安定化させる作用を有する元素である。更に、本発明では、Ｃｒは、粒状炭化物（granular carbide）や基地中にも適度に固溶してロール外層材を強化する作用を有する。このような効果を得るために、Ｃｒの含有量を４．０％以上にすることが好ましい。一方、Ｃｒの含有量が７．５％を超えると、粗大な共晶炭化物が増加しすぎて、耐疲労性が低下する場合がある。このため、Ｃｒの含有量は４．０～７．５％の範囲に限定することが好ましい。
　Ｍｏ：４．０～６．５％
　Ｍｏは、Ｃと結合して硬質な炭化物を形成し、耐摩耗性を向上させる元素である。また、Ｍｏは、硬質なＭＣ型炭化物中に固溶して、炭化物を強化するとともに、共晶炭化物中にも固溶し、それら炭化物の破壊抵抗（fracture resistance）を増加させる。このような作用を介してＭｏは、ロール外層材の耐疲労性を向上させる。このような効果を得るために、Ｍｏの含有量を４．０％以上とすることが好ましい。また、Ｍｏの含有量が６．５％を超えると、Ｍｏ主体の硬脆な炭化物(hard and brittle carbide)が生成し、耐疲労性が低下する場合がある。このため、Ｍｏの含有量は４．０～６．５％の範囲に限定することが好ましい。
　Ｖ：５．３～７．０％
　Ｖは、耐摩耗性と耐疲労性を兼備させるために、本発明において重要な元素である。Ｖは、極めて硬質な粒状炭化物（ＭＣ型炭化物）を形成し、耐摩耗性を向上させるとともに、粗大な共晶炭化物を分断、分散晶出(dispersedly crystallize)させることに有効に作用し、ロール外層材の耐疲労性を顕著に向上させる元素である。このような効果は、Ｖの含有量を５．３％以上にすることで顕著となる。また、７．０％を超えるＶの含有は、ＭＣ型炭化物を粗大化させるとともに、ＭＣ型炭化物の遠心鋳造偏析(centrifugal casting segregation)を助長させる場合があり、この場合、熱間圧延用ロールの諸特性が不安定になる。このため、Ｖの含有量は５．３～７．０％の範囲に限定することが好ましい。
　Ｎｂ：０．５～３．０％
　Ｎｂは、粒状のＭＣ型炭化物に固溶してＭＣ型炭化物を強化し、Ｍｏと共存することにより破壊抵抗を増加させる作用を介し、耐疲労性を向上させる。また、Ｎｂは、粗大な共晶炭化物の分断を促進させ、共晶炭化物の破壊を抑制する作用を有し、ロール外層材の耐疲労性を向上させる元素である。また、ＮｂはＭＣ型炭化物の遠心鋳造時の偏析を抑制する作用を有する。このような効果は、Ｎｂの含有量が０．５％以上で顕著となる。また、３．０％を超えるＮｂの含有は、溶湯中でのＭＣ型炭化物の成長を促進させ、遠心鋳造時の炭化物の偏析を助長する場合がある。このため、Ｎｂの含有量は０．５～３．０％の範囲に限定することが好ましい。より好ましくは、０．５～２．０％である。
　Ａｌ：０．００１～０．０５％及びＲＥＭ：０．００１～０．０３％の一種以上
　Ａｌ、ＲＥＭは、いずれも粒状炭化物の生成を強く促進する作用があり、微細炭化物を増量する効果がある。このため、Ａｌおよび、ＲＥＭは、優れた耐疲労性をロール外層材に付与する。このような効果を得るためには、Ａｌ及びＲＥＭの少なくとも１種を合計で０．００１％以上含有することが好ましい。Ａｌの含有量が０．０５％、あるいはＲＥＭの含有量が０．０３％を超えても、効果が飽和し、さらにはガス欠陥（gas defect）を生じやすくなる。このため、Ａｌ：０．００１～０．０５％あるいはＲＥＭ：０．００１～０．０３％の一種以上含有することが好ましい。
　ここで、ＲＥＭは２種以上の希土類元素の混合物であるミッシュメタル（misch metal）であり、全ての希土類元素を分析することが困難な場合、ＲＥＭの含有量はＣｅ分析値の２倍としてもよい。
　本発明ではＣｒ、Ｍｏ、Ｖを、上記した含有範囲内で、かつ下記（１）式を満足するように調整して含有することが好ましい。
　　　　　　　１．５≦（Ｃｒ＋Ｍｏ）／Ｖ≦２．４‥‥（１）
　　　　　　（ここで、Ｃｒ、Ｍｏ、Ｖ：各元素の含有量（質量％））
（Ｃｒ＋Ｍｏ）量とＶ量の比が、１．５未満で（１）式を満足しない場合には、所望の優れた熱間転動疲労寿命を確保できなくなる場合がある。一方、（Ｃｒ＋Ｍｏ）量とＶ量の比が２．４を超えると、粗大な共晶炭化物が増加しすぎ、熱間転動疲労寿命が著しく低下する場合がある。このため、（Ｃｒ＋Ｍｏ）／Ｖを、１．５以上、２．４以下に限定することが好ましい。
　上記した成分以外の残部は、Ｆｅおよび不可避的不純物からなる。不可避的不純物としては、Ｐ：０．０５％以下、Ｓ：０．０５％以下、Ｎ：０．０６％以下、Ｂ：０．０３％以下、Ｎｉ：０．２％以下が例示できる。
　Ｐは、粒界に偏析し、材質を劣化させるため、本発明ではできるだけＰの含有量を低減することが望ましい。ただし、Ｐの含有量が０．０５％以下であれば許容できる。
　また、Ｓは、硫化物系介在物として存在し材質を低下させるため、できるだけＳの含有量を低減することが好ましい。ただし、Ｓの含有量が０．０５％以下であれば許容できる。
　Ｎは、通常の溶解であれば、０．０１～０．０６％程度混入する。この程度のＮの含有量であれば本発明の効果に影響することはない。ただし、Ｎは、複合ロールの外層と中間層または中間層と内層との境界にガス欠陥を発生させる場合があるので、Ｎの含有量は０．０５％未満に制限することが好ましい。
　また、Ｂは、溶解原料(raw metal for melting metal)であるスクラップ(scrap)や鋳造フラックス(casting flux)等から混入する元素であり、炭化物に固溶し炭化物を脆弱化する作用を有する。本発明ではＢの含有量をできるだけ低減することが好ましい。ただし、Ｂの含有量が０．０３％以下であれば本発明の効果に顕著な悪影響を及ぼすことはなく、許容できる。
　Ｎｉは、溶解原料であるスクラップから混入する元素であり、ロール外層材の焼入れ性に影響を及ぼし、熱処理後の硬さや残留応力(residual stress)のバラツキ(variation)を発生させる。本発明では、できるだけＮｉの含有量を低減することが好ましい。ただし、Ｎｉの含有量が０．２％以下であればロールの製造において許容できる。
　つぎに、本発明の熱間圧延用複合ロールの好ましい製造方法について説明する。
　本発明では、ロール外層材の製造方法は、エネルギーコスト(energy costs)の低い安価な、遠心鋳造法とする。
　まず、ジルコン(zircon)等を主材とした耐火物が１～５ｍｍ厚で内面に被覆された、回転する鋳型に、上記したロール外層材組成の溶湯を、所定の肉厚となるように、注湯(pouring)し、遠心鋳造する。ここで、鋳型(casting mold)の回転数は、ロールの外表面に印加される重力倍数が１２０～２２０Ｇの範囲となるように調整されることが好ましい。そして、中間層を形成する場合には、ロール外層材の凝固途中あるいは完全に凝固したのち、鋳型を回転させながら、中間層組成の溶湯を注湯し、遠心鋳造することが好ましい。外層あるいは中間層が完全に凝固したのち、鋳型の回転を停止し鋳型を立ててから、内層材を静置鋳造して、複合ロールとすることが好ましい。これにより、ロール外層材の内面側が再溶解され外層と内層、あるいは外層と中間層、中間層と内層とが溶着一体化した複合ロールとなる。
　なお、静置鋳造される内層は、鋳造性と機械的性質に優れた球状黒鉛鋳鉄、いも虫状黒鉛鋳鉄（ＶＣ鋳鉄）などを用いることが好ましい。遠心鋳造製のロールは、外層と内層が一体溶着されているため、外層材の成分が１～８％程度内層に混入する。外層材に含まれるＣｒ、Ｖ等の炭化物形成元素が内層へ混入すると、内層を脆弱化する。このため、外層成分の内層への混入率は６％未満に抑えることが好ましい。
　また、中間層を形成する場合は、中間層材として、黒鉛鋼（graphite steel）、高炭素鋼（high-carbon steel）、亜共晶鋳鉄（hypoeutectic cast iron）等を用いることが好ましい。中間層と外層とは同じように一体溶着されており、外層成分が中間層へ１０～９５％の範囲で混入する。内層への外層成分の混入量を抑える観点から、外層成分の中間層への混入量はできるだけ低減しておくことが肝要となる。
　本発明の熱間圧延用複合ロールは、鋳造後、熱処理を施されることが好ましい。熱処理は、９５０～１１５０℃に加熱し空冷あるいは衝風空冷（air blast cooling）する工程と、さらに４５０～６００℃に加熱保持したのち冷却する工程を１回以上施す処理とすることが好ましい。
　なお、本発明の熱間圧延用複合ロールの好ましい硬さは、７９～８８ＨＳ、より好ましい硬さは８０～８７ＨＳである。このような硬さを安定して確保できるように、鋳造後の熱処理を調整することが推奨される。
　表１に示すロール外層材組成の溶湯を、高周波炉（high-frequency furnace）で溶解し遠心鋳造法により、リング状試験材（リングロール；外径：２５０ｍｍφ、幅：７５ｍｍ、肉厚：５５ｍｍ）とした。なお、鋳込み温度は１４３０～１５５０℃、遠心力は重力倍数で１８０Ｇとした。鋳造後、１０５０℃からの焼入れ処理、５４０～５６０℃での焼戻処理を施し、硬さを７９～８６ＨＳに調整した。得られたリング状試験材からミクロ組織観察用試験片と疲労試験片を採取して、ミクロ組織観察(observation of microstructure)および熱間転動疲労試験を実施した。試験方法はつぎのとおりとした。
　（１）熱間転動疲労試験
　得られたリング状試験材から図３に示す形状の疲労試験片（外径６０ｍｍφ、肉厚１０ｍｍ、面取り有）を採取した。疲労試験片には、図３に示すようなノッチ（深さｔ：１．２ｍｍ、周方向長さＬ：０．８ｍｍ）を外周面の２箇所に、０．２ｍｍφのワイヤを用いた放電加工（ワイヤカット）法で導入した。
　熱間転動疲労試験は、図３に示すように、熱間転動疲労試験片と相手材との２円盤すべり転動方式で行い、熱間転動疲労試験片を水冷しながら７００ｒｐｍで回転させ、回転する該試験片に、８１０℃に加熱した相手片（材質：Ｓ４５Ｃ、外径：１９０ｍｍφ、幅：１５ｍｍ）を荷重９８０Ｎで圧接させながら、すべり率：９％で転動させた。そして、熱間転動疲労試験片に導入した２つのノッチが折損するまで転動させ、各ノッチが折損するまでの転動回転数をそれぞれ求め、その平均値を、熱間転動疲労寿命とした。この熱間転動疲労寿命が３００千回を超えた場合を、熱間転動疲労寿命が優れるとした。
　得られた結果を表２に示す。
Figure JPOXMLDOC01-appb-T000001
Figure JPOXMLDOC01-appb-T000002
　本発明例はいずれも、比較例に比べて熱間転動疲労寿命が顕著に向上している。
　なお、比較例Ｍ、Ｒ、Ｓ、Ｕ、Ｖは円相当直径が３～３０μｍの微細炭化物が少なく熱間転動疲労寿命が劣化している。また、比較例Ｌ、Ｍ、Ｎ、Ｐ、Ｑ、Ｓ、Ｔは円相当直径が５０μｍを超える粗大炭化物が過剰に存在するため、その粗大炭化物を亀裂が伝ぱし熱間転動疲労特性が著しく低下した。また、比較例Ｗは微小炭化物数が過度に多くなり、近接した炭化物に亀裂が伝ぱして熱間転動疲労寿命が著しく低下した。
 

Claims (4)

  1. 　熱間圧延用複合ロールの外層に用いられる鋳鉄系ロール外層材であって、
    　円相当直径が３～３０μｍの微細炭化物を５００～２５００個／ｍｍ２含有し、かつ、円相当直径が５０μｍ以上の粗大炭化物の存在が２０個／ｍｍ２以下であることを特徴とするロール外層材。
  2. 　質量％で、Ｃ：２．４～２．９％、Ｓｉ：０．２～１．０％、Ｍｎ：０．２～１．０％、Ｃｒ：４．０～７．５％、Ｍｏ：４．０～６．５％、Ｖ：５．３～７．０％、Ｎｂ：０．５～３．０％、を含有し、かつＣｒ、Ｍｏ、Ｖの含有量が下記（１）式を満足し、残部Ｆｅおよび不可避的不純物からなる組成を有することを特徴とする請求項１に記載のロール外層材。
    　　　　　　　　　　　　　　　　　記
    　　　　１．５　≦　（Ｃｒ＋Ｍｏ）/Ｖ　≦　２．４　・・・（１）
    ここで、Ｃｒ、Ｍｏ、Ｖ：各元素の含有量（質量％）
  3. 　前記組成に加えてさらに、質量％で、Ａｌ：０．００１～０．０５％あるいはＲＥＭ：０．００１～０．０３％の一種以上を含有することを特徴とする請求項２に記載のロール外層材。
  4. 　外層と内層が溶着一体化してなる熱間圧延用複合ロールであって、前記外層が請求項１ないし３に記載のロール外層材からなることを特徴とする熱間圧延用複合ロール。
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Families Citing this family (11)

* Cited by examiner, † Cited by third party
Publication number Priority date Publication date Assignee Title
JP5949596B2 (ja) 2013-03-01 2016-07-06 Ｊｆｅスチール株式会社 熱間圧延用ロール外層材、および熱間圧延用複合ロール
JP6405894B2 (ja) * 2014-10-30 2018-10-17 新日鐵住金株式会社 熱間圧延用ロール
JP6621650B2 (ja) * 2015-11-17 2019-12-18 株式会社フジコー 熱延プロセス用ロールおよびその製造方法
CN105618485B (zh) * 2016-01-29 2017-05-17 山东省四方技术开发有限公司 热轧无缝钢管定径机或减径机复合粒子强化轧辊及制备方法
CN105543641B (zh) * 2016-01-29 2017-03-15 山东省四方技术开发有限公司 粒子强化热轧无缝钢管连轧机复合轧辊及其制备方法
CN109641250B (zh) * 2016-09-07 2020-11-03 杰富意钢铁株式会社 热轧用辊外层材料及热轧用复合辊
BR112020026751A2 (pt) * 2018-08-08 2021-03-30 Hitachi Metals, Ltd. Rolo compósito centrifugamente fundido para laminação e seu método de produção
CN113166864B (zh) * 2018-11-28 2022-09-23 杰富意钢铁株式会社 热轧用辊外层材料和热轧用复合辊
KR102190503B1 (ko) * 2019-03-25 2020-12-11 현대제철 주식회사 워크롤의 성능 평가방법
CN113661019B (zh) * 2019-04-03 2022-09-13 日铁轧辊株式会社 通过离心铸造法制造的轧制用复合辊及其制造方法
CN111922732A (zh) * 2020-06-29 2020-11-13 河北偶园钛模具有限公司 一种无缝管穿孔机用复合导板的制造方法

Citations (11)

* Cited by examiner, † Cited by third party
Publication number Priority date Publication date Assignee Title
JPH03404A (ja) * 1989-05-30 1991-01-07 Nippon Steel Corp 鋼板の熱間圧延用ロール
JPH04365836A (ja) 1990-10-01 1992-12-17 Kawasaki Steel Corp 圧延用ロール外層材
JPH051350A (ja) 1990-11-21 1993-01-08 Kawasaki Steel Corp 圧延用ロール外層材
JPH05148510A (ja) * 1991-04-22 1993-06-15 Hitachi Metals Ltd 耐摩耗複合ロール及びその製造方法
JPH05271875A (ja) * 1992-03-30 1993-10-19 Nippon Steel Corp 耐摩耗性熱間圧延用ロール材質
JPH05339673A (ja) * 1992-06-04 1993-12-21 Kawasaki Steel Corp ロール外層材及び複合ロール
JPH0999306A (ja) * 1995-10-06 1997-04-15 Hitachi Metals Ltd 熱間圧延用ロール
JP2005105296A (ja) * 2003-09-26 2005-04-21 Jfe Steel Kk 熱間圧延用ロール外層材および熱間圧延用複合ロール
JP2007196257A (ja) * 2006-01-26 2007-08-09 Hitachi Metals Ltd 圧延用ロール
JP2009221573A (ja) 2008-03-18 2009-10-01 Jfe Steel Corp 熱間圧延用遠心鋳造製複合ロール
JP2010101752A (ja) 2008-10-23 2010-05-06 Jfe Steel Corp 熱間圧延用ロールの評価方法

Family Cites Families (10)

* Cited by examiner, † Cited by third party
Publication number Priority date Publication date Assignee Title
JP2841276B2 (ja) 1994-06-29 1998-12-24 川崎製鉄株式会社 熱間圧延用ロール外層材及び熱間圧延用ロールの製造方法
US5813962A (en) * 1996-06-28 1998-09-29 Kawasaki Steel Corporation Forged roll for rolling a seamless steel pipe
US8156651B2 (en) * 2004-09-13 2012-04-17 Hitachi Metals, Ltd. Centrifugally cast external layer for rolling roll and method for manufacture thereof
JP4569358B2 (ja) * 2005-04-04 2010-10-27 Ｊｆｅスチール株式会社 熱間圧延用鋳造ロール材および熱間圧延用ロール
KR101281135B1 (ko) 2005-12-28 2013-07-02 히타치 긴조쿠 가부시키가이샤 원심 주조 복합롤
CN101386961A (zh) 2007-09-14 2009-03-18 日立金属株式会社 离心铸造制轧辊
JP5434276B2 (ja) * 2009-05-29 2014-03-05 Ｊｆｅスチール株式会社 熱間圧延用遠心鋳造製複合ロール
CN102330014B (zh) 2011-10-31 2013-03-06 驻马店市永诚耐磨材料有限公司 一种抗磨铸铁材料
EP2706128B1 (en) * 2011-11-21 2016-02-03 Hitachi Metals, Ltd. Centrifugally cast composite rolling mill roll and manufacturing method therefor
JP5949596B2 (ja) 2013-03-01 2016-07-06 Ｊｆｅスチール株式会社 熱間圧延用ロール外層材、および熱間圧延用複合ロール

Patent Citations (11)

* Cited by examiner, † Cited by third party
Publication number Priority date Publication date Assignee Title
JPH03404A (ja) * 1989-05-30 1991-01-07 Nippon Steel Corp 鋼板の熱間圧延用ロール
JPH04365836A (ja) 1990-10-01 1992-12-17 Kawasaki Steel Corp 圧延用ロール外層材
JPH051350A (ja) 1990-11-21 1993-01-08 Kawasaki Steel Corp 圧延用ロール外層材
JPH05148510A (ja) * 1991-04-22 1993-06-15 Hitachi Metals Ltd 耐摩耗複合ロール及びその製造方法
JPH05271875A (ja) * 1992-03-30 1993-10-19 Nippon Steel Corp 耐摩耗性熱間圧延用ロール材質
JPH05339673A (ja) * 1992-06-04 1993-12-21 Kawasaki Steel Corp ロール外層材及び複合ロール
JPH0999306A (ja) * 1995-10-06 1997-04-15 Hitachi Metals Ltd 熱間圧延用ロール
JP2005105296A (ja) * 2003-09-26 2005-04-21 Jfe Steel Kk 熱間圧延用ロール外層材および熱間圧延用複合ロール
JP2007196257A (ja) * 2006-01-26 2007-08-09 Hitachi Metals Ltd 圧延用ロール
JP2009221573A (ja) 2008-03-18 2009-10-01 Jfe Steel Corp 熱間圧延用遠心鋳造製複合ロール
JP2010101752A (ja) 2008-10-23 2010-05-06 Jfe Steel Corp 熱間圧延用ロールの評価方法

Non-Patent Citations (1)

* Cited by examiner, † Cited by third party
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