KR101587215B1

KR101587215B1 - 원심 주조제 열간 압연용 복합 롤

Info

Publication number: KR101587215B1
Application number: KR1020157011349A
Authority: KR
Inventors: 노조무 오다; 다카유키 세가와; 야스노리 노자키
Original assignee: 히타치 긴조쿠 가부시키가이샤
Priority date: 2013-05-02
Filing date: 2014-05-02
Publication date: 2016-01-20
Anticipated expiration: 2034-05-02
Also published as: US20150336353A1; CN105121044B; EP2902124B1; KR20150052366A; JPWO2014178437A1; TW201505730A; EP2902124A4; TWI633945B; EP2902124B8; US9358758B2; WO2014178437A1; EP2902124A1; CN105121044A; JP5768947B2

Abstract

(a) 질량 기준으로 C: 2.5∼3.5 %, Si: 1.3∼2.4 %, Mn: 0.2∼1.5 %, Ni: 3.5∼5.0 %, Cr: 0.8∼1.5 %, Mo: 2.5∼5.0 %, V: 1.8∼4.0 %, 및 Nb: 0.2∼1.5 %를 함유하고, 잔부가 Fe 및 불가피한 불순물로 이루어지고, Nb/V의 질량비가 0.1∼0.7이고, Mo/V의 질량비가 0.7∼2.5이며, 또한 2.5≤V＋1.2Nb≤5.5의 조건을 만족시키는 화학 조성과 면적 기준으로 0.3∼10 %의 흑연상(黑鉛相)을 가지는 조직을 가지는 주철(鑄鐵)로 이루어지는 외층과, (b) 페라이트 면적율이 35% 이하의 덕타일 주철로 이루어지는 축심부와, (c) 주철제 중간층으로 이루어지는 원심 주조제 열간 압연용 복합 롤.

Description

원심 주조제 열간 압연용 복합 롤{HOT-ROLLING COMPOSITE ROLL PRODUCED BY CETRIFUGAL CASTING}

본 발명은, 내마모성, 내소부성(耐燒付性) 및 내사고성(耐事故性)이 우수한 외층과 인성(靭性)이 우수한 축심부(軸芯部)가 중간층을 통하여 일체화된 원심(遠心) 주조제(鑄造製) 열간 압연용 복합 롤에 관한 것이며, 특히 박강판(薄鋼板)의 핫 스트립 밀의 마무리 압연용 작업 롤에 바람직한 원심 주조제 열간 압연용 복합 롤에 관한 것이다

연속 주조 등으로 제조한 두께 수백 ㎜의 가열 슬래브(slab)는, 조압연기(粗壓延機) 및 마무리용 압연기를 가지는 핫 스트립 밀에 의해 수∼수십 ㎜의 두께의 강판으로 압연된다. 마무리 압연기는 통상, 5∼7 스탠드의 4중식 압연기를 직렬로 배치한 것이다. 7 스탠드의 마무리 압연기의 경우, 제1 스탠드로부터 제3 스탠드까지를 전단(前段) 스탠드라고 하며, 제4 스탠드로부터 제7 스탠드까지를 후단 스탠드라고 한다.

이와 같은 핫 스트립 밀에 사용되는 작업 롤은, 열간 박판에 접촉하므로, 열적(熱的) 및 기계적인 압연 부하에 의해 외층 표면에 생긴 마모, 표면이 거칠어지고, 히트 크랙 등의 손상이 생긴다. 따라서, 이들 손상을 연삭에 의해 제거한 후, 작업 롤은 다시 압연에 제공된다. 롤 외층의 표층부 손상에 대한 연삭 제거는 「개삭(改削)」으로 불린다. 작업 롤은, 초(初) 직경으로부터 압연에 사용 가능한 최소 직경(폐각경(廢却徑; discard diameter))까지 개삭된 후, 폐기 및 회수된다. 초 직경으로부터 폐각경까지를 압연 유효 직경이라고 한다. 압연 유효 직경에서는, 열간 압연용 롤은 히트 크랙과 같이 큰 표면 손상을 방지하기 위하여, 외층은 우수한 내마모성, 내소부성 및 내사고성을 가지는 것이 바람직하다.

개삭에는, 통상의 압연 마모에 의한 표면 손상을 제거하기 위한 경개삭(輕改削)과 압연 사고에 의한 표면 손상을 제거하기 위한 중개삭(重改削)이 있다. 특히 후단의 마무리 스탠드에서는, 뭉개지거나 끊어진 압연 강판이 중첩되어 압연되는 「중첩 롤링(overlapped rolling)」과 같은 압연 사고가 일어나기 쉽다. 이와 같은 사고가 일어나면 롤 표면이 국부적으로 강압(强壓)을 받아, 강판이 롤 표면에 소부(sticking)되므로, 고열 및 고부하에 의해 크랙이 형성되어, 진전(進展)하기 쉽다. 특히 압연 사고에서 발생한 크랙은 극히 깊은 경우가 많다. 따라서, 열간 압연용 롤은, 압연에 의한 마모가 적을(우수한 내마모성을 가질) 뿐만 아니라, 압연 사고에서도 쉽게 소부되지 않고(우수한 내소부성을 가지고), 크랙의 뻗어나감이 적은(우수한 내사고성을 가지는) 것이 요구된다.

이와 같이 우수한 내마모성, 내소부성 및 내사고성이 요구되는 핫 스트립 밀의 마무리 후단 스탠드용의 작업 롤로서, 내소부성이 양호한 고합금 그레인 주철(grain cast iron)에 내마모성을 향상시키기 위해 Mo, V 등의 경질 탄화물 형성 원소를 첨가한 합금을 외층재로 한 복합 롤이 제안되어 있다.

예를 들면, 일본공개특허 제2005-105296호는, 질량%로, C: 2.5∼3.5 %, Si: 1.0∼2.5 %, Mn: 0.3∼1 %, Ni: 3∼5 %, Cr: 1.5∼2.5 %, Mo: 1.0∼4 %, V: 1.4∼3.0 %, Nb: 0.1∼0.5 %, B: 0.0005∼0.2 %를 포함하고, 잔부 Fe 및 불가피한 불순물로 이루어지는 조성과, 적어도 기지(基地)의 일부에 최대 길이: 0.1∼5 ㎛의 미세 탄화물을 50000∼1000000 개/㎜² 포함하는 조직을 가지는 내마모성 및 내표면거침성이 우수한 열간 압연용 롤 외층에 대하여 개시하고 있다. 일본공개특허 제2005-105296호는, Ni 그레인 롤의 내마모성을 MC 탄화물에 의해 향상시킬 때, 표면이 거칠어지는 것을 방지하기 위해 기지 중에 2차 탄화물을 석출시키고 있고, 이 때문에 800∼950 ℃의 담금질을 행하는 것이 바람직하다고 기재하고 있다. 그러나, 이와 같은 담금질 처리로부터 냉각시키는 과정에서 롤 표면과 내부에 온도차가 생기고, 롤 표면측에 압축 잔류 응력이 부가된다. 이 응력은 외층의 변태 팽창에 의한 압축 잔류 응력에 중첩되고, 롤 표면의 압축 잔류 응력은 매우 높아진다. 이와 같이 압축 잔류 응력이 높으면 크랙이 발생하기 쉽다

또한 일본공개특허 제2004-82209호는, 외각층(外殼層)의 화학 성분이 질량비로, C: 3.0∼4.0 %, Si: 0.8∼2.5 %, Mn: 0.2∼1.2 %, Ni: 3.0∼5.0 %, Cr: 0.5∼2.5 %, Mo: 0.1∼3.0 %, V: 1.0∼5.0 %, 잔부 Fe 및 불가피한 불순물로 이루어지고, 축심부가 C: 2.5∼4.0 %를 함유하는 보통 주철 또는 구형(球形) 흑연 주철로 형성되어 있고, 외각층의 두께(T)와 축심부의 반경(R)이 0.03≤T/R≤0.5의 관계를 만족시키는 원심 주조제 열간 압연용 복합 롤에 대하여 개시하고 있다. 이 복합 롤은 내소부성 및 내마모성을 가지고, 또한 제조 시의 파손(breakage) 및 사용 시의 스폴링(spalling)을 방지하고 있다. 그러나, 열처리로서 430℃의 템퍼링 처리를 행하고 있을 뿐이므로, 롤 외층의 경도는 충분하지 않고, 따라서 내마모성도 뒤떨어진다.

일본공개특허 제2002-88444호는, 내마모 주철로 형성된 외층과, 외층의 내주면에 용착된 중간층과, 중간층의 내주면에 용착된 축심부로 이루어지고, 상기 외층의 화학 조성은 중량%로, C: 1.0∼3.0 %, Si: 0.1∼2.0 %, Mn: 0.1∼2.0 %, Ni: 0.1∼4.5 %, Cr: 3.0∼10.0 %, Mo: 0.1∼9.0 %, W: 1.5∼10.0 %, V 및/또는 Nb: 합계 3.0∼10.0 %, 및 잔부는 실질적으로 Fe로 이루어지고, 상기 중간층의 화학 조성은 중량%로, C: 1.0∼2.5 %, Si: 0.2∼3.0 %, Mn: 0.2∼1.5 %, Ni: 4.0% 이하, Cr: 4.0% 이하, Mo: 4.0% 이하, W 및/또는 V: 합계 12% 이하, W, V 및 Nb 중 적어도 1종: 합계 12% 이하, 및 잔부는 실질적으로 Fe로 이루어지고, 상기 축심부는 편상(flake) 흑연 주철, 구형 흑연 주철 또는 흑연강으로 이루어지는 복합 롤을 개시하고 있다. 그러나, 외층은 3.0∼10.0 %로 매우 많은 Cr을 함유하므로, 흑연이 정출(晶出)되기 어려워져 내소부성 및 파괴 인성이 뒤떨어진다. 또한, Cr 탄화물(M₇C₃, M₂₃C₆ 등)의 정출에 의해 파괴 인성이 낮다. 파괴 인성이 낮으면, 압연 사고에서 발생한 크랙이 뻗어나가기 용이하게 된다.

일본공개특허 평09-170041호는, 흑연을 함유하는 외층과 덕타일 주철제(鑄鐵製) 축심이 흑연강의 중간층을 통하여 용착 일체화한 원심 주조제 롤로서, 상기 외층은, C: 2.5∼4.7%, Si: 0.8∼3.2 %, Mn: 0.1∼2.0 %, Cr: 0.4∼1.9 %, Mo: 0.6∼5.0 %, V: 3.0∼10.0 %, 및 Nb: 0.6∼7.0 %를 함유하고, 하기 식(1)∼(4): 2.0＋0.15V＋0.10Nb≤C(%) ···(1), 1.1≤Mo/Cr ···(2), Nb/V≤0.8 ···(3), 및 0.2≤Nb/V ···(4)를 만족시키고, 잔부 Fe 및 불가피한 불순물로 이루어지고, 상기 축심은, C: 2.8∼3.8 %, Si: 2.0∼3.0 %, Mn: 0.3∼1.0 %, P: 0.10 % 이하, S: 0.04 % 이하, Ni: 0.3∼2.0 %, Cr: 1.5 % 이하, 및 Mo: 1.0% 이하를 함유하고, 잔부 Fe 및 불가피한 불순물로 이루어지고, 상기 중간층은, C: 1.0∼2.0 %, Si: 1.6∼2.4 %, Mn: 0.2∼1.0 %, P: 0.05% 이하, S: 0.03% 이하, Ni: 0.1∼3.5 %, Cr: 1.5% 이하, 및 Mo: 0.1∼0.8 %를 함유하고, 잔부 Fe 및 불가피한 불순물로 이루어지는 원심 주조제 롤을 개시하고 있다. 그러나, 흑연강의 중간층의 경우, 외층보다 중간층의 응고 개시 온도가 높으므로, 외층 또는 중간층에 수축공(shrinkage cavity) 등의 주조 결함이 발생하기 쉬운 문제가 있다.

일본공개특허 평09-170041호 일본공개특허 제2002-88444호 일본공개특허 제2004-82209호 일본공개특허 제2005-105296호

따라서 본 발명의 목적은, 내마모성 및 내소부성이 우수하고, 높은 파괴 인성값을 가지므로, 내사고성이 우수하고, 또한 외층, 중간층 및 축심부의 용착이 양호하며, 또한 외층 내부에 베이나이트 및/또는 마르텐사이트(martensite)의 덴드라이트의 반점형 편석이 적고, 외층 조직의 반경 방향 균질성이 우수한, 핫 스트립 밀의 마무리 후단용 작업 롤에 바람직한 원심 주조제 열간 압연용 복합 롤을 제공하는 것이다.

본 발명의 원심 주조제 열간 압연용 복합 롤은, (a) 질량 기준으로, C: 2.5∼3.5 %, Si: 1.3∼2.4 %, Mn: 0.2∼1.5 %, Ni: 3.5∼5.0 %, Cr: 0.8∼1.5 %, Mo: 2.5∼5.0 %, V: 1.8∼4.0 %, 및 Nb: 0.2∼1.5 %를 함유하고, 잔부가 Fe 및 불가피한 불순물로 이루어지고, Nb/V의 질량비가 0.1∼0.7이며, Mo/V의 질량비가 0.7∼2.5이며, 또한 2.5≤V＋1.2Nb≤5.5의 조건을 만족시키는 화학 조성과, 면적 기준으로 0.3∼10 %의 흑연상을 가지는 조직을 가지는 주철로 이루어지는 외층과, (b) 페라이트(ferrite) 면적율이 35% 이하인 덕타일 주철로 이루어지는 축심부와, (c) 주철제 중간층으로 이루어지는 것을 특징으로 한다.

상기 중간층 내에서 축심부와의 경계부 부근에서의 V 및 Nb의 합계량은 상기 외층의 폐각경에서의 V 및 Nb의 합계량의 70% 이하이며, 또한 상기 중간층 내에서 축심부와의 경계부 부근에서의 Cr 함유량은 상기 외층의 폐각경에서의 Cr 함유량의 80% 이상인 것이 바람직하다.

상기 외층은 W: 0.1∼5.0 %를 더 함유할 수도 있다.

상기 외층의 화학 조성은, 하기 식(1)∼(3):

Si≤3.2/[0.283(C-0.2V-0.13Nb)＋0.62]···(1),

(C-0.2V-0.13Nb)＋(Cr＋Mo＋0.5W)≤9.5···(2), 및

1.5≤Mo＋0.5W≤5.5···(3)

의 조건을 충족시키는 것이 바람직하다.

상기 외층은 또한, 질량 기준으로 Ti: 0.003∼5.0 %, Al: 0.01∼2.0 %, Zr: 0.01∼0.5 %, B: 0.001∼0.5 %, 및 Co: 0.1∼10.0 %로 이루어지는 군으로부터 선택된 적어도 1종을 함유할 수도 있다.

상기 외층의 기지는 560 이상의 비커스 경도(Vickers hardness)를 가지는 것이 바람직하다.

롤 축 방향 중앙에서의 상기 외층 표면의 원주 방향 압축 잔류 응력은 폐각경으로 150∼500 MPa인 것이 바람직하다.

상기 외층의 파괴 인성값 K_IC는 18.5 MPa·m^1/2 이상인 것이 바람직하다.

상기 외층의 기지 중의 Si 함유량은 3.2 질량% 이하인 것이 바람직하다.

본 발명의 원심 주조제 복합 압연롤은, 내마모성 및 내소부성이 우수할 뿐만 아니라 높은 파괴 인성값을 가지므로, 내사고성도 우수하고, 또한 외층, 중간층 및 축심부의 용착이 양호하다. 또한, 외층 내부에 베이나이트 및/또는 마르텐사이트의 덴드라이트의 반점형 편석이 적고, 외층 조직의 반경 방향 균질성이 우수하다. 균질성이 뒤떨어지는 경우, 탄화물의 양이 적은 덴드라이트의 반점형 편석은 주위의 조직보다 우선적으로 마모되고, 또한 마모 부분은 압연재에 반점형으로 전사(轉寫)되므로, 압연 제품의 품질을 열화시킨다. 균질성이 우수한 본 발명의 원심 주조제 복합 압연롤을 사용하면, 이와 같은 압연 제품의 품질의 열화를 방지할 수 있다.

도 1은 기지 조성 상당 합금의 Si 함유량과 파괴 인성값 K_IC와의 관계를 나타낸 그래프이다.
도 2는 압연 마모 시험기를 나타낸 개략도이다.
도 3은 마찰열 충격 시험기를 나타낸 개략도이다.
도 4a는 중간층과 축심부와의 경계부 근방에서의 Cr, V 및 Nb의 분포를 개략적으로 나타낸 그래프이다.
도 4b는 Cr의 분포로부터 경계부를 결정하는 방법을 나타낸 그래프이다.
도 4c는 중간층과 축심부와의 경계부 부근을 나타내는 부분 확대 단면도로서, 중간층 내에서 축심부와의 경계부 부근에서의 V 및 Nb의 합계량 및 Cr의 함유량의 정의를 나타낸 부분 확대 단면도이다.
도 5a는 실시예 8의 중간층 근방에서의 Cr, V 및 Nb의 분포를 나타낸 그래프이다.
도 5b는 실시예 9의 중간층 근방에서의 Cr, V 및 Nb의 분포를 나타낸 그래프이다.
도 6은 실시예 1의 외층의 금속 조직을 나타내는 현미경 사진이다.
도 7은 파괴 인성값 측정용 시험편을 나타내는 개략 정면도이다.

본 발명의 실시형태를 이하에서 상세하게 설명하지만, 본 발명은 이들로 한정되지 않고, 본 발명의 기술적 사상을 벗어나지 않는 범위 내에서 다양하게 변경할 수도 있다. 특별히 언급하지 않으면, 단지 「%」로 기재하고 있을 때는 「질량%」를 의미한다.

[1] 원심 주조제 열간 압연용 복합 롤의 구성

(A) 외층

(1) 조성

(i) 필수 조성

(a) C: 2.5∼3.5 질량%

C는 V, Nb, Cr, Mo 및 W와 결합하여 경질의 탄화물을 생성하고, 내마모성의 향상에 기여한다. 또한 Si 및 Ni 등의 흑연화 촉진 원소에 의해 조직 중에 흑연으로서 정출(晶出)하고, 이로써 외층에 내소부성을 부여하는 동시에, 외층의 인성을 향상시킨다. C가 2.5 질량% 미만에서는 흑연의 정출이 불충분할 뿐만 아니라, 경질의 탄화물의 정출량이 지나치게 적어 외층에 충분한 내마모성을 부여할 수 없다. 또한, C가 2.5 질량% 미만에서는, 오스테나이트 정출로부터 공정(共晶) 탄화물 정출까지의 온도차가 크기 때문에, 오스테나이트가 원심력에 의해 외주측으로 이동하고, 외층 내부의 용탕에서는 탄소가 농화(濃化)하기 용이하게 된다. 그 결과, 탄소 농화 용탕 중에서 오스테나이트의 조대(粗大) 덴드라이트의 발생 및 성장이 일어나기 쉬워진다. 오스테나이트의 덴드라이트는 베이나이트 및/또는 마르텐사이트로 변태하고, 조대한 반점형 편석이 된다.

한편, C가 3.5 질량%를 넘으면 흑연이 과잉으로 되고, 또한, 그 형상도 끈 모양이 되며, 외층의 강도가 저하된다. 또한 탄화물의 정출량이 과다하게 되어 외층의 인성이 저하되고, 내크랙성이 저하되므로, 압연에 의한 크랙이 깊어지고, 롤 손실이 증가한다. C의 함유량의 하한은 바람직하게는 2.55 질량%이며, 더욱 바람직하게는 2.65 질량%이다. 또한 (C)의 함유량의 상한은 바람직하게는 3.45 질량%이며, 더욱 바람직하게는 3.4 질량%이며, 가장 바람직하게는 3.35 질량%이다.

(b) Si: 1.3∼2.4 질량%

Si는 용탕의 탈산에 의해 산화물의 결함을 감소시키고, 또한 흑연의 정출을 조장하는 작용을 가지며, 내소부성 및 균열 진전의 억제에 기여한다. Si가 1.3 질량% 미만에서는 용탕의 탈산 작용이 불충분하고, 흑연 정출의 작용도 적다. 한편, Si가 2.4 질량%를 넘으면 합금 기지가 취화(脆化)하고, 외층의 인성은 저하된다. Si의 함유량의 하한은 바람직하게는 1.4 질량%이며, 더욱 바람직하게는 1.5 질량%이다. Si의 함유량의 상한은 바람직하게는 2.3 질량%이며, 더욱 바람직하게는 2.25 질량%이며, 가장 바람직하게는 2.2 질량%이다.

(c) Mn: 0.2∼1.5 질량%

Mn은 용탕의 탈산 작용 외에, 불순물인 S를 MnS로서 고정시키는 작용을 가진다. Mn이 0.2 질량% 미만에서는 이러한 효과는 불충분하다. 한편, Mn이 1.5 질량%를 넘어도 새로운 효과는 얻을 수 없다. Mn의 함유량의 하한은 바람직하게는 0.3 질량%이며, 더욱 바람직하게는 0.4 질량%이며, 가장 바람직하게는.0.5 질량%이다. Mn의 함유량의 상한은 바람직하게는 1.4 질량%이며, 더욱 바람직하게는 1.3 질량%이며, 가장 바람직하게는 1.2 질량%이다.

(d) Ni: 3.5∼5.0 질량%

Ni는 흑연을 정출시키는 작용이 있고, 내소부성에 기여한다. Ni는 또한 기지 조직의 담금질성(hardenability)을 향상시키는 작용을 가진다. 본 발명에서는 롤 표면의 압축 잔류 응력을 제한하기 위해 담금질을 행하지 않는 것이 바람직하고, 담금질을 행하지 않는 경우, 주조 후의 냉각에 의해 외층이 경화되는 필요가 있다. 그러므로, 원심 주조 주형 내에서의 냉각에 의해 펄라이트(pearlite) 변태를 일으키지 않고 베이나이트 변태 또는 마르텐사이트 변태를 일으키게 하는 담금질성이 필요하다. Ni가 3.5 질량% 미만에서는 그 작용을 충분히 얻을 수 없다. 한편, Ni가 5.0 질량%를 넘으면 오스테나이트가 지나치게 안정화되고, 베이나이트 또는 마르텐사이트로 변태하기 어려워진다. Ni의 함유량의 하한은 바람직하게는 3.6 질량%이며, 더욱 바람직하게는 3.8 질량%이며, 가장 바람직하게는 3.9 질량%이다. Ni의 함유량의 상한은 바람직하게는 4.9 질량%이며, 더욱 바람직하게는 4.8 질량%이며, 가장 바람직하게는 4.7 질량%이다.

(e) Cr: 0.8∼1.5 질량%

Cr은 담금질성을 향상시키는 동시에, 기지를 베이나이트 또는 마르텐사이트로 하여 경도를 유지하고, 내마모성을 유지하는 데 유효한 원소이다. Cr가 0.8 질량% 미만에서는 그 첨가 효과는 불충분하다. 한편, Cr이 1.5 질량%를 넘으면, 흑연의 정출을 저해할 뿐만 아니라, 조대한 공정 탄화물을 형성하고, 파괴 인성값을 저하시킨다. Cr의 함유량의 상한은 바람직하게는 1.45 질량%이며, 더욱 바람직하게는 1.4 질량%이며, 가장 바람직하게는 1.35 질량%이다.

(f) Mo: 2.5∼5.0 질량%

Mo는 C와 결합하여 경질의 Mo 탄화물(M₆C, M₂C)을 형성하고, 외층의 경도를 증가시키는 동시에, 기지의 담금질성을 향상시킨다. 또한, Mo는 V 및 Nb와 함께 강인하고 경질인 MC 탄화물을 생성하고, 내마모성을 향상시킨다. 또한, Mo는 합금 용탕의 응고 과정에서 잔류 공정 용탕의 비중을 증가시키고, 초정(初晶) γ상(相)의 원심분리를 방지하고, 베이나이트 및/또는 마르텐사이트의 덴드라이트의 반점형 편석의 출현을 억제한다. Mo가 2.5 질량% 미만에서는 이러한 효과는 불충분하다. 한편, Mo가 5.0 질량%를 넘으면, 외층의 인성이 열화되고, 백선화(白銑化) 경향이 강하게 되므로, 흑연의 정출을 저해하고, 또한 파괴 인성값을 저하시킨다. Mo의 함유량의 하한은 바람직하게는 2.6 질량%이며, 더욱 바람직하게는 2.7 질량%이다. Mo의 함유량의 상한은 바람직하게는 4.6 질량%이며, 더욱 바람직하게는 4.4 질량%이며, 가장 바람직하게는 4.2 질량%이다.

(g) V: 1.8∼4.0 질량%

V는 C와 결합하여 경질의 MC 탄화물을 생성하는 원소이다. 이 MC 탄화물은 2500∼3000의 비커스 경도 Hv를 가지고, 탄화물 중 가장 경질이다. V가 1.8 질량% 미만에서는, MC 탄화물의 정출량은 불충분하였다. 한편, V가 4.0 질량%를 넘으면, 비중이 가벼운 MC 탄화물이 원심 주조 중의 원심력에 의해 외층의 내측에 농화하고, MC 탄화물의 반경 방향 편석이 현저하게 될 뿐만 아니라, MC 탄화물이 조대화하여 합금 조직이 성기게 되고, 압연 시에 표면이 거칠어 지기 쉽다. MC 탄화물은 V, Nb 또는 Mo가 주체(主體)인 탄화물이며, 후술하는 바와 같이 이 정출량은 V뿐만 아니라 Nb의 양에도 관계한다. 또한, V와 타원소와의 상호작용에 의해, 후술하는 바와 같이 기지 중으로의 Si 고용량 및 조대 탄화물의 형성량이 변화한다. V의 함유량의 하한은 바람직하게는 2.0 질량%이며, 더욱 바람직하게는 2.1 질량%이며, 가장 바람직하게는 2.2 질량%이다. V의 함유량의 상한은 바람직하게는 3.9 질량%이며, 더욱 바람직하게는 3.8 질량%이며, 가장 바람직하게는 3.7 질량%이다.

(h) Nb: 0.2∼1.5 질량%

Nb는 C와 결합하여 MC 탄화물을 생성한다. Nb는 V 및 Mo와의 복합 첨가에 의해, MC 탄화물에 고용(固溶)하여 MC 탄화물을 강화하고, 외층의 내마모성을 향상시킨다. NbC계의 MC 탄화물은, VC계의 MC 탄화물보다 용탕 밀도와의 차이가 작으므로, MC 탄화물의 편석을 경감시킨다. 또한, Nb는 합금 용탕의 응고 과정에서 잔류 공정 용탕의 비중을 증가시키고, 초정 γ상의 원심분리를 방지하고, 오스테나이트로부터 변태 한 덴드라이트상(狀)의 베이나이트 및/또는 마르텐사이트가 반점형으로 편석하는 것을 억제한다. Nb가 0.2 질량% 미만에서는 이러한 효과는 불충하다. 한편, Nb가 1.5 질량%를 넘으면, MC 탄화물이 응집하고, 건전한 외층을 얻기 어려워진다. Nb의 함유량의 하한은 바람직하게는 0.3 질량%이며, 더욱 바람직하게는 0.4 질량%이다. Nb의 함유량의 상한은 바람직하게는 1.4 질량%이며, 더욱 바람직하게는 1.3 질량%이며, 가장 바람직하게는 1.2 질량%이다.

(i) Nb/V: 0.1∼0.7, Mo/V: 0.7∼2.5, 및 V＋1.2Nb: 2.5∼5.5 질량%

V, Nb 및 Mo는 모두 내마모성에 필수적인 경질 MC 탄화물을 증가시키는 작용을 가지므로, 이들 원소의 합계 첨가량을 소정의 레벨 이상으로 할 필요가 있다. 또한, V는 용탕의 비중을 저하시키는 원소인데 비해, Nb 및 Mo는 용탕의 비중을 증가시키는 원소이다. 따라서, V에 대하여 Nb 및 Mo의 함유량이 균형잡히지 않으면, 용탕의 비중과 오스테나이트의 비중과의 차이가 커지고, 원심력에 의한 오스테나이트의 외층 측으로의 이동에 의해 탄소가 현저하게 농화되고, 그 결과 오스테나이트의 덴드라이트가 편석하기 쉽게 된다.

그러므로, Nb/V의 질량비를 0.1∼0.7로 하고, Mo/V의 질량비를 0.7∼2.5로 하고, 또한 V＋1.2Nb를 2.5∼5.5 질량%로 한다. Nb/V, Mo/V 및 V＋1.2Nb가 전술한 범위 내에 있으면, V를 주체로 하는 탄화물 중에 적당량의 Nb 및 Mo가 들어가서 탄화물이 무거워지고, 탄화물의 분산이 균일화되고, 이에 따라 베이나이트 및/또는 마르텐사이트의 덴드라이트의 반점형 편석의 발생이 방지된다. 특히, V＋1.2Nb가 5.5%를 넘으면, 과잉으로 정출한, 비중이 작은 MC 탄화물이 원심 주조 과정에서 외층의 내측에 농화하고, 중간층과의 용착을 저해한다.

Nb/V의 질량비의 하한은 바람직하게는 0.12이며, 더욱 바람직하게는 0.14이며, 가장 바람직하게는 0.18이다. Nb/V의 질량비의 상한은 바람직하게는 0.6이며, 더욱 바람직하게는 0.55이며, 가장 바람직하게는 0.5이다.

Mo/V의 질량비의 하한은 바람직하게는 0.75이며, 더욱 바람직하게는 0.8이며, 가장 바람직하게는 0.85이다. Mo/V의 질량비의 상한은 바람직하게는 2.2이며, 더욱 바람직하게는 1.95이며, 가장 바람직하게는 1.75이다.

V＋1.2Nb의 하한은 바람직하게는 2.6 질량%이며, 더욱 바람직하게는 2.7 질량%이며, 가장 바람직하게는 2.8 질량%이다. V＋1.2Nb의 상한은 바람직하게는 5.35 질량%이며, 더욱 바람직하게는 5.2 질량%이며, 가장 바람직하게는 5.0 질량%이다.

(ii) 임의 조성

본 발명의 원심 주조제 복합 압연 롤의 외층은, 상기 필수 조성 요건 외에, 적어도 1종의 하기의 원소를 함유할 수도 있다.

(a) W: 0.1∼5.0 질량%

W는 C와 결합하여 경질의 M₆C 및 M₂C의 탄화물을 생성하고, 외층의 내마모성 향상에 기여한다. 또한 MC 탄화물에도 고용하여 그 비중을 증가시키고, 편석을 경감시키는 작용을 가진다. 그러나, W가 5.0 질량%를 넘으면, 용탕의 비중을 무겁게 하므로, 탄화물 편석이 발생하기 쉽게 된다. 따라서, W를 첨가하는 경우, 그 바람직한 함유량은 5.0 질량% 이하이다. 한편, W가 0.1 질량% 미만에서는 그 첨가 효과는 불충분하다. W의 함유량의 상한은 바람직하게는 4.5 질량%이며, 더욱 바람직하게는 4.0 질량%이며, 가장 바람직하게는 3.0 질량%이다.

(b) Ti: 0.003∼5.0 질량%

Ti는 흑연화 저해 원소인 N 및 O와 결합하여, 산화물 또는 질화물을 형성한다. 산화물 또는 질화물은 용탕 중에 현탁(懸濁)되어 핵이 되고, MC 탄화물을 미세화 및 균질화한다. 그러나, Ti가 5.0 질량%를 넘으면, 용탕의 점성이 증가하고, 주조 결함이 발생하기 쉽게 된다. 따라서, Ti를 첨가하는 경우, 그 바람직한 함유량은 5.0 질량% 이하이다. 한편, Ti가 0.003 질량% 미만에서는 그 첨가 효과는 불충분하다. Ti의 함유량의 하한은 바람직하게는 0.005 질량%이다. Ti의 함유량의 상한은 더욱 바람직하게는 3.0 질량%이며, 가장 바람직하게는 1.0 질량%이다.

(c) Al: 0.01∼2.0 질량%

Al은 흑연화 저해 원소인 N 및 O와 결합하여, 산화물 또는 질화물을 형성하고, 그것이 용탕 중에 현탁되어 핵로 되고, MC 탄화물을 미세 균일하게 정출시킨다. 그러나, Al이 2.0 질량%를 넘으면, 외층이 부수어지기 쉽고, 기계적 성질의 열화를 초래한다. 따라서, Al의 바람직한 함유량은 2.0 질량% 이하이다. 한편, Al의 함유량이 0.01 질량% 미만에서는, 그 첨가 효과는 불충분하다. Al의 함유량의 상한은 더욱 바람직하게는 1.5 질량%이며, 가장 바람직하게는 1.0 질량%이다.

(d) Zr: 0.01∼0.5 질량%

Zr은 C와 결합하여 MC 탄화물을 생성하고, 외층의 내마모성을 향상시킨다. 또한 용탕 중에서 생성한 Zr 산화물은 결정핵으로서 작용하므로, 응고 조직이 미세하게 된다. 또한 MC 탄화물의 비중을 증가시키고 편석을 방지한다. 그러나, Zr이 0.5 질량%를 넘으면, 개재물을 생성하여 바람직하지 않다. 따라서, Zr의 함유량은 0.5 질량% 이하가 바람직하다. 한편, Zr가 0.01 질량% 미만에서는, 그 첨가 효과는 불충분하다. Zr의 함유량의 상한은 바람직하게는 0.3 질량%이며, 더욱 바람직하게는 0.2 질량%이며, 가장 바람직하게는 0.1 질량%이다.

(e) B: 0.001∼0.5 질량%

B는 탄화물을 미세화하는 작용을 가진다. 또한 미량의 B는 흑연의 정출에 기여한다. 그러나, B가 0.5 질량%를 넘으면, 백선화 효과가 강해져 흑연이 정출하기 어려워진다. 따라서, B의 함유량은 0.5 질량% 이하가 바람직하다. 한편, B가 0.001 질량% 미만에서는, 그 첨가 효과는 불충분하다. B의 함유량의 상한은 바람직하게는 0.3 질량%이며, 더욱 바람직하게는 0.1 질량%이며, 가장 바람직하게는 0.05 질량%이다.

(f) Co: 0.1∼10.0 질량%

Co는 기지 조직의 강화에 유효한 원소이다. 또한, Co는 흑연을 정출하기 쉽게 한다. 그러나, Co가 10 질량%를 넘으면 외층의 인성은 저하된다. 따라서, Co의 함유량은 10 질량% 이하가 바람직하다. 한편, Co가 0.1 질량% 미만에서는, 그 첨가 효과는 불충분하다. Co의 함유량의 상한은 바람직하게는 8.0 질량%이며, 더욱 바람직하게는 6.0 질량%이며, 가장 바람직하게는 4.0 질량%이다.

(g) Mo/Cr: 1.7∼5.0

Mo/Cr의 질량비는 1.7∼5.0의 범위 내인 것이 바람직하다. Mo/Cr의 질량비가 1.7 미만에서는, Mo 함유량이 Cr 함유량에 대하여 충분하지 않고, Mo를 주체로 한 탄화물 입자의 면적율이 저하된다. 한편, Mo/Cr의 질량비가 5.0을 초과하면 Mo를 주체로 하는 탄화물이 많아지게 되어, 그 탄화물이 조대화하므로, 파괴 인성이 뒤떨어진다. 따라서, Mo/Cr의 질량비는 1.7∼5.0이 바람직하다. Mo/Cr의 질량비의 하한은 더욱 바람직하게는 1.8이다. Mo/Cr의 질량비의 상한은 더욱 바람직하게는 4.7이며, 가장 바람직하게는 4.5이다.

(iii) 바람직한 조성 관계

(a) Si≤3.2/[0.283(C-0.2V-0.13Nb)＋0.62] ···(1)

내사고성을 개선하기 위한, 롤 외층의 파괴 인성값을, 예를 들면, 핫 스트립 밀의 후단용 작업 롤의 경우, 18.5 MPa·m^1/2 이상으로 높은 파괴 인성을 가질 필요가 있다. 롤 외층의 기지의 파괴 인성값을 측정할 수는 없기 때문에, 롤 외층의 기지에 상당하는(탄화물의 영향을 배제한) 합금에 대하여, Si 고용량과 파괴 인성값의 관계를 조사하면, 롤 외층의 기지의 Si 고용량과 파괴 인성값의 관계를 추정할 수 있다. 따라서, 먼저 탄화물 양의 영향을 배제할 목적으로, C 함유량을 1 질량%로 하고, V, Nb 등의 탄화물 형성 원소의 함유량을 저감하여, 롤 외층의 기지에 상당하는 조성을 가지는 각종 합금 시료를 제작하고, 각 시료의 파괴 인성값을 측정하였다. 도 1은 기지 조성 상당 합금의 Si 고용량과 파괴 인성값의 관계를 나타낸다. 도 1에 나타낸 바와 같이, 기지 조성 상당 합금 중의 Si 고용량이 3.2% 이하에서는 시료의 파괴 인성값은 대략 22 MPa·m^1/2 이상이며, 3.2%를 넘으면 19 MPa·m^1/2 이하로 저하된다. 이러한 사실로 보아, 롤 외층의 기지의 파괴 인성값도, 기지의 Si 고용량이 3.2%를 넘으면 급격하게 저하되는 것으로 추정할 수 있다. 기지 중의 Si 고용량을 제한하는 합금 조성에 대하여 예의(銳意) 연구한 결과, 기지 중의 Si 고용량을 3.2% 이하로 하는 데는, Si≤3.2/[0.283(C-0.2V-0.13Nb)＋0.62]의 조건을 만족시킬 필요가 있는 것을 알았다.

(b) (C-0.2V-0.13Nb)＋(Cr＋Mo＋0.5W)≤9.5 ···(2)

V, Nb, Cr, Mo 및 W를 함유하는 주철의 응고 과정에서는, 먼저 V 및 Nb 등의 입상의 MC 탄화물 및 오스테나이트가 정출한 후, Cr, Mo 및 W는 액상 중에 농화하고, M₂C, M₆C, M₇C₃, M₂₃C₆, M₃C 등의 네트워크형의 공정 탄화물로서 정출한다. 외층의 파괴 인성값은 탄화물의 양 및 형상에 크게 의존하고, 특히 네트워크형의 공정 탄화물이 많거나 조대하면, 파괴 인성값은 현저하게 저하된다. MC 탄화물을 형성하는 V 및 Nb에 대하여 C가 과잉이며, 또한 응고 과정에서 액상 중에 농화하는 Cr, Mo 및 W가 과잉인 경우, 조대 탄화물이 형성되고, 외층의 파괴 인성값이 저하된다. V 및 Nb에 대하여 C가 과잉인지의 여부는 (C-0.2V-0.13Nb)의 항에 의해 판정되고, Cr, Mo 및 W가 과잉인지의 여부는 (Cr＋Mo＋0.5W)의 항에 의해 판정된다. 예의 연구한 결과, 파괴 인성값을 저하시키지 않기 위한 조성 조건은, (C-0.2V-0.13Nb)＋(Cr＋Mo＋0.5W)≤9.5를 만족시키는 것임을 알았다. 파괴 인성값을 18.5 MPa·m^1/2 이상으로 하기 위해서는, 좌변의 값을 9.5 이하로 할 필요가 있다.

(c) 1.5≤Mo＋0.5W≤5.5 ···(3)

Mo 및 W는 MC, M₂C 또는 M₆C의 경질 탄화물을 형성하는 작용을 가진다. Mo의 작용은 W의 작용의 2배이므로, Mo 및 W의 합계 함유량은 (Mo＋0.5W)로 나타낼 수 있다. (Mo＋0.5W)는 M₂C, M₆C의 탄화물을 형성하고 내마모성을 향상시키기 위하여, 1.5% 이상인 필요가 있지만, 지나치게 많으면 네트워크형의 공정 탄화물이 많아지므로, 5.5% 이하일 필요가 있다.

(iv) 불순물

외층 조성의 잔부는 실질적으로 Fe 및 불가피한 불순물로 이루어진다. 불가피한 불순물 중, P 및 S는 기계적 성질의 열화를 초래하므로, 가능한 한 적게 하는 것이 바람직하다. 구체적으로는, P의 함유량은 0.1 질량% 이하가 바람직하고, S의 함유량은 0.1 질량% 이하가 바람직하다. 그 외의 불가피한 불순물로서, Cu, Sb, Te, Ce 등의 원소는 합계하여 0.7 질량% 이하이면 된다.

(2) 조직

본 발명의 원심 주조제 복합 압연롤의 외층의 조직은, 기지, 흑연, MC 탄화물, 세멘타이트(cementite), MC 탄화물 및 세멘타이트 이외의 탄화물(M₂C, M₆C 등)을 가진다. 본 발명의 원심 주조제 복합 압연롤의 외층의 조직은 0.3∼10 면적%의 흑연상을 가진다. 외층 조직은 또한, 3∼20 면적%의 MC 탄화물을 가지는 것이 바람직하다. 외층의 기지 조직은 실질적으로 마르텐사이트, 베이나이트 또는 펄라이트로 이루어지는 것이 바람직하다. 외층의 기지 조직은 또한 15∼45 면적%의 세멘타이트상을 가지는 것이 바람직하다.

(a) 흑연상의 면적율: 0.3∼10 %

외층 조직에 정출하는 흑연상(흑연 입자)의 면적율은 0.3∼10 %이다. 흑연상의 면적율이 0.3% 미만에서는, 외층의 내소부성 향상의 효과가 불충분하다. 한편, 흑연상이 10 면적%를 넘으면, 외층의 기계적 성질은 저하된다. 흑연상의 면적율은 바람직하게는 0.5∼8 %이며, 더욱 바람직하게는 1∼7 %이다.

(b) MC 탄화물의 면적율: 3∼20 %

외층 조직에 정출하는 MC 탄화물의 면적율이 3% 미만이면, 외층은 충분한 내마모성을 가지지 않는 경우가 있다. 또한 흑연과의 공존 관계에 의해 MC 탄화물의 면적율을 20% 초과하도록 하는 것은 곤란하다.

(3) 특성

(a) 내마모성

외층의 내마모성은, MC, M₂C, M₆C 등의 경질 탄화물 및 경질인 기지 조직에 의해 얻어진다. 특히 V 및 Nb 등으로 이루어지는 MC 탄화물은 매우 경질이며, (V＋1.2Nb)가 2.5 질량% 이상일 때, 충분한 MC 탄화물이 정출한다. 또한 경질인 기지 조직은 Mo, W 등의 원소에 의해 얻어진다.

(b) 내소부성

오버랩 롤 시의 강판의 소부를 방지하기 위하여, 소정량의 탄화물 및 Si를 함유하고, 소정량의 흑연을 가지는 것이 효과적이다. 이 때문에, 2.5 질량% 이상의 C 및 1.3 질량% 이상의 Si가 필요하다.

(c) 내사고성

발생한 크랙의 진전에 대한 저항의 지표로서 파괴 인성값이 있다. 파괴 인성값은, 탄화물의 형태, 크기 및 양, 및 기지의 인성에 의존한다. 탄화물이 조대하면, 크랙이 진전하기 쉽다. 조대 탄화물의 생성은, MC 탄화물 정출 후에 용탕에 남은 C의 양과, 조대 탄화물을 형성하기 쉬운 r, Mo 및 W의 양에 의존하는 것을 알 수 있었다. 그 결과, MC 탄화물 정출 후의 잔류 C량을 나타내는 (C-0.2V-0.13Nb)의 항과 Cr, Mo 및 W의 합계량을 나타내는 (Cr＋Mo＋0.5W)의 합이 9.5 질량% 이하이면, 파괴 인성값을 저하시키는 조대 탄화물의 발생이 억제되어 있는 것으로 판정할 수 있다.

또한 기지의 파괴 인성은, 3.2 질량%를 초과하는 Si가 고용하면 현저하게 저하되는 것을 알았다. 기지 중의 Si량을 3.2 질량% 이하로 하기 위해서는, Si≤3.2/[0.283(C-0.2V-0.13Nb)＋0.62]의 조건을 만족사키면 된다.

(d) 압축 잔류 응력

롤 외층에는, 크랙 발생 방지를 위해 소정의 압축 잔류 응력이 필요하다. 그러나, 압축 잔류 응력의 소정값을 넘으면, 크랙의 진전을 조장하여 촉진한다. 잔류 응력은 외층과 축심부의 변형 차이에 의한 탄성 변형에 의해 발생하므로,외층이 얇아지면 그만큼 탄성 변형도 커지고, 압축 잔류 응력도 증대한다. 본 발명에서는, 압축 잔류 응력이 최대가 되는 폐각경에서, 또한 롤 축 방향 중앙에서 외층 표면의 원주 방향 압축 잔류 응력의 값을 구한다. 크랙의 발생을 방지하고, 또한 크랙의 진전을 조장하지 않도록, 롤 축 방향 중앙에서 폐각경에서의 외층의 압축 잔류 응력은 바람직하게는 150∼500 MPa이며, 더욱 바람직하게는 200∼400 MPa이다.

이와 같은 압축 잔류 응력을 얻기 위하여, 주조 후에 450∼550 ℃의 템퍼링 처리를 1회 이상 행한다. 450∼550 ℃의 유지는 1시간 이상이 바람직하다. 이 템퍼링 처리 온도에 의해 잔류 오스테나이트는 경질의 마르텐사이트 또는 베이나이트로 변태하고, 이 변태 팽창에 의해 롤 표면에 압축 잔류 응력이 부여된다. 이와 같은 변태에 의해 기지 경도가 상승하고, 내마모성이 향상된다. 그리고, 외층의 기지의 오스테나이트화 온도(약 770℃ 이상) 이상으로 롤을 가열하는 담금질을 행하면, 롤 표면에서의 압축 잔류 응력이 500 MPa를 초과하므로, 크랙의 진전이 빨라지기 쉽다.

(e) 비커스 경도

외층 기지의 비커스 경도는 560 이상이 바람직하다. 외층 기지의 비커스 경도가 560 미만이면, 압연에 의해 기지부의 우선적 마모나 탄화물의 탈락이 크다. 560 이상의 비커스 경도는, Mo 및 W를 1.5≤(Mo＋0.5W)를 만족시키도록 첨가함으로써 얻어진다.

(B) 축심부

외층의 장수명화에 따라 저널부(journal portion)(축심부)의 수명도 길게 하기 위하여, 저널부의 내마모성 향상은 필수이다. 저널부의 마모에 의해 베어링과의 사이의 반동이 커지면, 원심 주조 복합 롤을 폐기 및 회수하지 않을 수 없다. 고내마모성의 저널부를 제공하기 위해, 베어링과 접촉하는 부위가 있는 저널부를 형성한 축심부에 페라이트 면적율이 35% 이하인 덕타일 주철을 사용한다. 덕타일 주철에서는, 구형 흑연에 의해 그 주위의 탄소량이 저하되고, 저경도의 페라이트 조직이 되기 쉽다. 페라이트 면적율이 많아질수록 기지의 경도는 저하되고, 따라서 내마모성이 저하된다. 축심부용 덕타일 주철의 페라이트 면적율은 바람직하게는 32% 이하이며, 가장 바람직하게는 29% 이하이다.

덕타일 주철의 페라이트 면적율은, 합금 원소의 양에 영향을 받는다. 페라이트 면적율이 35% 이하로 되는 덕타일 주철의 조성은, 질량 기준으로 C: 2.3∼3.6 %, Si: 1.5∼3.5 %, Mn: 0.2∼2.0 %, Ni: 0.3∼2.0 %, Cr: 0.05∼1.0 %, Mo: 0.05∼1.0 %, Mg: 0.01∼0.08 %, 및 V: 0.05∼1.0 %를 함유하고, 잔부 Fe 및 불가피한 불순물이다. 상기 필수 원소 외에, Nb: 0.7% 이하, 및 W: 0.7% 이하를 함유할 수도 있다. 또한, 페라이트 면적율을 저하시키기 위하여, Cu, Sn, As 및 Sb 중 적어도 1종을 합계하여 0.005∼0.5 % 첨가할 수도 있다. P는 통상 불순물 원소로서 0.005∼0.05 % 정도 덕타일 주철에 포함되어 있지만, 페라이트 면적율을 저하시키기 위해 0.5%까지 첨가할 수도 있다. 덕타일 주철은, 철 기지가 페라이트 및 펄라이트를 주체로 하고, 그 외에는 흑연 및 미량의 세멘타이트를 주로 포함한다.

(C) 중간층

외층의 내면에 형성되는 중간층은 원심 주조용 금형 표면으로부터 이격되어 있으므로, 그 지향성 응고의 정도가 작고, 수축공이 발생하기 쉽지만, 본 발명의 주철제 중간층은, 중간층 내에서 축심부와의 경계부 부근에서의 Cr 함유량이 외층의 폐각경에서의 Cr 함유량의 80% 이상인 것에 의해 공정 탄화물량을 확보하고, 원심 주조 시의 응고 수축공을 방지한다. 또한, 중간층은 중간층 내에서 축심부와의 경계부 부근에서의 V 및 Nb의 합계량이 상기 외층의 폐각경에서의 V 및 Nb의 합계량의 70% 이하이므로, 외층으로부터 축심부로 확산시키는 V 및 Nb가 적고, 외층과 축심부와의 접합 강도를 높인다. 외층 및 축심부와의 용착을 양호하게 하기 위하여, 중간층의 평균 두께를 1∼70 ㎜로 하는 것이 바람직하고, 3∼50 ㎜로 하는 것이 더욱 바람직하고, 5∼30 ㎜로 하는 것이 가장 바람직하다. 그리고, 중간층은 접합부 전체의 영역에 걸쳐서 균일한 두께를 가지는 것으로 한정되지 않고, 접합부의 일부가 얇게 되는 경우도 있다.

(1) 용탕 조성

중간층용 용탕은, (a) V 및 Nb의 합계량이 외층용 용탕에서의 V 및 Nb의 합계량의 50% 이하이며, (b) Cr 함유량이 외층용 용탕에서의 Cr 함유량의 80% 이상이며, (c) C 함유량이 외층용 용탕에서의 C 함유량의 ±35% 이내이다.

조성 요건 (a)에 대하여, 중간층용 용탕에서의 V 및 Nb의 합계량이 외층용 용탕에서의 V 및 Nb의 합계량의 50%를 초과하면, 축심부용 용탕을 주입할 때 중간층 중의 V 및 Nb가 축심부에 확산하고, 중간층과 축심부와의 접합 강도가 낮다. 중간층용 용탕에서의 V 및 Nb의 합계량은, 외층용 용탕에서의 V 및 Nb의 합계량의 45% 이하인 것이 바람직하고, 40% 이하인 것이 더욱 바람직하다. 특히, 중간층용 용탕의 V 함유량은 0∼3.0 %가 바람직하고, 0∼2.8 %가 더욱 바람직하다. 또한, 중간층용 용탕의 Nb 함유량은 0∼3.0 %가 바람직하고, 0∼2.8 %가 더욱 바람직하다.

조성 요건 (b)에 대하여, 중간층용 용탕에서의 Cr 함유량이 외층용 용탕에서의 Cr 함유량의 80% 미만이면, 원심 주조 시의 응고 수축공이 많아질 우려가 있다. 중간층용 용탕에서의 Cr 함유량은, 외층용 용탕에서의 Cr 함유량의 82% 이상이 바람직하고, 85% 이상이 더욱 바람직하다. 또한 중간층용 용탕에서의 Cr 함유량은, 외층용 용탕에서의 Cr 함유량의 300% 이하가 바람직하고, 200% 이하가 더욱 바람직하다. 특히, 중간층용 용탕의 Cr 함유량은 0.8∼3.3 %가 바람직하고, 0.8∼3.0%가 더욱 바람직하다.

조성 요건 (c)에 대하여, 중간층용 용탕에서의 C 함유량이 외층용 용탕에서의 C 함유량의 ±35% 이내가 되지 않으면, C 함유량의 차이에 의해 중간층과 외층과의 접합 강도가 낮다. 중간층용 용탕에서의 C 함유량은, 외층용 용탕에서의 C 함유량의 ±30% 이내가 바람직하고, ±25% 이내가 더욱 바람직하다. 특히, 중간층용 용탕의 C 함유량은 1.6∼3.8 %가 바람직하고, 1.8∼3.6 %가 더욱 바람직하다.

상기 조성 요건 (a)∼(c)를 만족시키는 중간층용 용탕의 바람직한 구체적 조성은, C: 1.6∼3.8 %, Si: 0.2∼3.5 %, Mn: 0.2∼2.0 %, Ni: 0∼5.0 %, Cr: 0.8∼3.0 %, Mo: 0∼3.0 %, V: 0∼2.0 %, Nb: 0∼2.0 %, 및 W: 0∼3.0 %를 함유하고, 잔부 Fe 및 불가피한 불순물이다. V, Nb의 각각의 함유량의 상한은, 0.5%가 더욱 바람직하다.

(2) 응고 조성

외층 내면에 중간층이 형성되고, 또한 중간층 내면에 축심부가 형성되므로, 중간층의 외측 영역(외층 내면에 가까운 측)으로 외층 성분이 확산된다. 이 때문에, 중간층의 응고 조성은 용탕 조성과 상이할 뿐만 아니라, 롤 반경 방향에서 구배(勾配)를 가진다. 구체적으로는, (a) 중간층 내에서 축심부와의 경계부 부근에서의 V 및 Nb의 합계량은 외층의 폐각경에서의 V 및 Nb의 합계량의 70% 이하이며, 또한 (b) 중간층 내에서 축심부와의 경계부 부근에서의 Cr 함유량은 외층의 폐각경에서의 Cr 함유량의 80% 이상이다. 중간층의 응고 조성 요건 (a) 및 (b)를 만족시킴으로써, 외층과 중간층, 및 중간층과 축심부의 사이에 높은 접합 강도(인장 강도가 300 MPa 이상)를 얻을 수 있다. 조성 요건 (a)에 대하여, 중간층 내에서 축심부와의 경계부 부근에서의 V 및 Nb의 합계량은, 외층의 폐각경에서의 V 및 Nb의 합계량의 68% 이하가 바람직하고, 65% 이하가 더욱 바람직하다. 조성 요건 (b)에 대하여, 중간층 내에서 축심부와의 경계부 부근에서의 Cr 함유량은 외층의 폐각경에서의 Cr 함유량의 82% 이상이 바람직하고, 85% 이상이 더욱 바람직하다. 또한 그 상한은 300% 이하가 바람직하고, 200% 이하가 더욱 바람직하다.

외층 내면에 중간층이 형성되고, 또한 중간층 내면에 축심부가 형성되므로, 외층과 중간층과의 경계에서 양자의 성분이 서로 확산될 뿐만 아니라, 중간층과 축심부와의 경계에서 양자의 성분이 서로 확산된다. 그러므로, 합금 원소의 농도는, 중간층을 통하여 외층으로부터 축심부까지 대체로 저하된다. 특히 탄화물 형성 원소인 V, Nb 및 Cr의 농도가 상이한 중간층과 축심부와의 경계부에서는, 이들 원소의 농도는 현저하게 저하된다.

Cr 함유량이 외층과 동일한 정도 또는 외층보다 적은 중간층을 형성한 경우, 중간층과 축심부와의 경계부에서의 V, Nb 및 Cr의 농도 변화를 조사한 결과, 도 4a에 개략적으로 나타낸 바와 같이, (a) V 및 Nb는 중간층으로부터 축심부에 걸쳐서 서서히 저하되므로, 경계부의 범위를 특정하기 어렵지만, (b) 도 4a에 나타낸 바와 같이 Cr의 농도는 외층으로부터 중간층까지 거의 변화가 없지만, 경계부에서 급격하게 저하되고, 축심부에서 또한 일정하게 되는 것을 알았다. 또한, 외층보다 Cr 함유량이 많은 중간층을 형성한 경우에서는, 경계부에서의 Cr 농도의 저하의 구배는 한층 커지는 것도 알았다. 어느 경우도 Cr 농도는 경계부에서 급격하게 저하되므로, 경계부의 범위를 특정하는 데 Cr의 농도 변화를 사용하는 것이 바람직하다고 할 수 있다. 이에, 도 4b에 나타낸 바와 같이, Cr의 농도 곡선의 변곡점 A₁, A₂의 위치를 각각 경계부의 반경 방향 외측 위치 및 내측 위치로 정의한다. 이와 같은 변곡점을 구하기 위해서는, 반경 방향으로 3 ㎜ 이하의 피치로 Cr의 농도를 분석하는 것이 바람직하다.

도 4c는 경계부 부근에서의 복합 롤의 횡단면(橫斷面)(축선 방향에 대하여 수직인 단면)을 확대하여 나타낸다. 도 4c에 나타낸 바와 같이, 경계부의 단부(20)의 반경 방향 위치는 일반적으로 일정하지 않다. 이와 같은 단부(20)를 가지는 경계부의 부근에 있어서, V, Nb 및 Cr의 농도를 반경 방향 직선 L을 따라 일정한 피치 P로 측정하지만, 측정점 M₁, M₂, M₃ ···중 어느 하나가 경계부의 단부(20)에 위치하는 경우는 거의 없다. 즉, 경계부의 외단(外端) A₁은 측정점 M₁, M₂, M₃ ···중 어느 것과도 일치하지 않는 경우가 많다. 이에, 반경 방향 직선 L 상에, 외단 A₁으로부터 거리 X(=2 ㎜)만큼 이격된 반경 방향 외측(중간층 측)의 위치 A₃를 설정하고, (a) 위치 A₃에 어느 하나의 측정점이 일치하는 경우에는, 위치 A₃에서의 V, Nb 및 Cr의 농도를 채용하고, (b) 위치 A₃에 어느 측정점도 일치하지 않는 경우에는, 위치 A₃로부터 가장 가까운 외측의 측정점(도시한 예에서는 M₂)에서의 V, Nb 및 Cr의 농도를 채용한다. 따라서, 위치 A₃ 또는 거기에 가장 가까운 외측의 측정점 M₂에서의 V 및 Nb의 합계량을 「중간층 내에서 축심부와의 경계부 부근에서의 V 및 Nb의 합계량」으로 정의한다. 마찬가지로, 위치 A₃ 또는 거기에 가장 가까운 외측의 측정점 M₂에서의 Cr 함유량을 「중간층 내에서 축심부와의 경계부 부근에서의 Cr 함유량」으로 정의한다. M₁, M₂, M₃ ···의 예를 도 4b에도 기입하였다.

그리고, 중간층 내에서 축심부와의 경계부 부근에서의 V 및 Nb의 합계량은, 측정 위치에 따라 변동하는 정도가 비교적 크기 때문에, 본 발명에서는 상기 방법에 의해 임의의 3개소에서 측정한 값의 평균값을 채용한다.

(D) 롤 사이즈

본 발명의 원심 주조제 복합 압연롤의 사이즈는 특별히 한정되지 않지만, 바람직한 예는, 외층의 외경이 200∼1300 ㎜이며, 롤 몸통 길이가 500∼6000 ㎜이며, 외층의 압연 사용층(압연 유효 직경)의 두께가 50∼200 ㎜이다.

[2] 원심 주조제 복합 압연롤의 제조 방법

본 발명의 원심 주조제 복합 압연롤은, (a) 회전하는 원심 주조용 원통형 금형에 상기 조성을 가지는 외층용 용탕을 주입하고, (b) 외층의 응고 중 또는 응고 후에 중공형 외층의 내부에 중간층용 용탕을 주입하고, (c) 중간층의 응고 중 또는 응고 후에, 외층 및 중간층을 가지는 원통형 금형을 기립시키고, 그 상하단에 상형(上型) 및 하형(下型)을 설치하여, 정치 주조용 주형을 구성하고, (d) 상기 상형, 상기 외층 및 중간층을 가지는 원통형 금형 및 상기 하형에 의해 구성되는 중공부(캐비티(cavity))에 축심부용 용탕을 주입함으로써 제조한다. 그리고, 외층 및 중간층을 형성하는 원통형 금형과 축심부를 형성하는 상형 및 하형이 사전에 일체로 설치된 주형을 정치 주조용 주형으로 할 수도 있다.

(A) 외층의 형성

(1) 용탕

외층용 용탕의 화학적 조성은, 질량 기준으로 C: 2.5∼3.5 %, Si: 1.3∼2.4 %, Mn: 0.2∼1.5 %, Ni: 3.5∼5.0 %, Cr: 0.8∼1.5 %, Mo: 2.5∼5.0 %, V: 1.8∼4.0 %, 및 Nb: 0.2∼1.5 %를 함유하고, 잔부는 Fe 및 불가피한 불순물로 이루어지고, Nb/V의 질량비가 0.1∼0.7이며, Mo/V의 질량비가 0.7∼2.5이며, V＋1.2Nb가 2.5∼5.5 %이다.

(2) 주입 온도

외층용 용탕의 주입 온도는, Ts＋30℃∼Ts＋180℃(단, Ts는 오스테나이트 정출 개시 온도이다.)의 범위 내이다. 이 범위 내의 주입 온도에 의해, 액상이 잔존하는 시간을 짧게 하고, 액체로부터 응고에 의해 정출한 γ상의 원심분리를 억제하고, 편석을 억제할 수 있다. 주입 온도가 Ts＋30℃보다 낮으면 주입한 용탕의 응고가 지나치게 빨라서, 미세한 개재물 등의 이물질이 원심력에 의하여 분리되지 전에 응고하므로, 이물질 결함이 잔존하기 쉽다. 한편, 주입 온도가 Ts＋180℃보다 높으면 외층 내부에 조대한 덴드라이트가 집합된 반점형 영역(편석역)이 생성된다. 주입 온도는 바람직하게는 Ts＋30℃∼Ts＋100℃이며, 더욱 바람직하게는 Ts＋80℃∼Ts＋100℃이다. 그리고, 오스테나이트 정출 개시 온도 Ts는, 시차 열분석 장치에 의해 측정한 응고 발열의 개시 온도이다. 통상 외층용 용탕은 레이들(ladle)로부터 깔때기, 주탕(注湯) 노즐 등을 개재하여, 또는 턴디쉬(tundish)로부터 주탕 노즐 등을 개재하여, 원심 주조용 금형 내에 주입하므로, 본 발명에서 말하는 주입 온도는, 레이들 내 또는 턴디쉬 내의 용탕의 온도를 말한다.

(3) 원심력

원심 주조용 금형으로 외층을 주조할 때의 원심력은, 중력 배수로 60∼150 G의 범위 내이다. 이 범위 내의 중력 배수로 주입하면, 응고 시의 가속도를 제한하여 γ상의 이동 속도를 늦추고, 이에 따라 γ상의 원심분리를 억제하는(편석을 억제하는) 것이 가능하다. 중력 배수가 60 G 미만에서는, 외층 용탕의 부착이 부족하다(레이닝). 한편, 중력 배수가 150 G를 넘으면, γ상의 원심분리가 현저하게 되어, γ상이 적은 용탕 잔액에 조대한 덴드라이트가 생성된다. 그 결과, 외층 내부에 베이나이트 및/또는 마르텐사이트의 덴드라이트의 반점형 편석이 생성된다. 중력 배수(G No.)는, 식: G No.=N×N×D/1,790,000[단, N은 금형의 회전수(rpm)이며, D는 금형의 내경(內徑)(외층의 외주에 상당)(㎜)이다.]에 의해 구해진다.

(4) 원심 주조용 금형

원심 주조용 금형은 두께 120∼450 ㎜의 강인한 덕타일 주철로 이루어지는 것이 바람직하다. 금형이 120 ㎜ 미만으로 얇으면, 금형의 냉각능이 부족하므로, 외층 내에 수축공 결함이 발생하기 쉽다. 한편, 금형의 두께가 450 ㎜를 넘어도 냉각능은 포화된다. 금형의 보다 바람직한 두께는 150∼410 ㎜이다. 원심 주조용 금형은 수평형, 경사형 또는 수직형 중 어느 하나라도 된다.

(5) 도형(塗型)

외층이 금형에 소부하는 것을 방지하기 위하여, 금형 내면에 실리카, 알루미나, 마그네시아 또는 지르콘을 주체로 하는 도형을 0.5∼5 ㎜의 두께로 도포하는 것이 바람직하다. 도형이 5 ㎜보다 두꺼우면 용탕의 냉각이 늦어지고 액상의 잔존 시간이 길므로, γ상의 원심분리가 일어나기 쉽고, 편석이 발생하기 쉽다. 한편, 도형이 0.5 ㎜보다 얇으면, 외층의 소부 방지 효과가 불충분하다. 도형의 더욱 바람직한 두께는 0.5∼4 ㎜이다.

(6) 접종제(接種劑)

흑연의 정출량을 조정하기 위하여, 용탕에 Fe-Si, Ca-Si 등의 접종제를 첨가할 수도 있다. 이 경우에, 접종제의 첨가에 의한 조성 변화를 고려하여 용탕 조성을 결정한다. 접종 방법으로서는, 용해로로부터 나오는 용탕에 접종제를 첨가하는 방법, 레이들, 턴디쉬, 깔때기 등의 중의 용탕에 접종제를 첨가하는 방법, 주형 중의 용탕에 접종제를 직접 첨가하는 방법 등이 있다.

(B) 중간층의 형성

외층을 주입한 후, 외층의 응고 중 또는 응고 후에, (a) V 및 Nb의 합계량이 외층용 용탕에서의 V 및 Nb의 합계량의 50% 이하이며, (b) Cr 함유량이 외층용 용탕에서의 Cr 함유량의 80% 이상이며, 또한 (c) C 함유량이 외층용 용탕에서의 C 함유량의 ±35% 이내인 중간층용 용탕을 주입한다. 외층의 내면이 재용해된 후 중간층이 응고하므로, 양자는 금속 접합한다.

(C) 축심부의 형성

중간층이 응고 중 또는 응고 후에, 외층 및 중간층을 가지는 금형을 기립시켜, 그 상하단에 각각 상형 및 하형을 설치하여 정치 주조용 주형을 구성한다. 상형 및 하형은 외층 및 중간층을 가지는 금형과 연통되어 있으므로, 상형, 외층 및 중간층을 가지는 금형 및 하형은 일체적인 중공부(캐비티)를 형성한다. 이 캐비티에 축심부용 용탕인 덕타일 주철을 주입한다. 중간층의 내면이 재용해한 후, 축심부가 응고하므로, 양자는 금속 접합한다.

외층과 중간층과의 경계부에서 양 층의 원소가 서로 확산하므로, 응고된 중간층의 조성은 그 용탕 조성과 상이할 뿐만 아니라, 구배를 가진다. 구체적으로는, 중간층 내에서 축심부와의 경계부 부근에서의 V 및 Nb의 합계량은 외층의 폐각경에서의 V 및 Nb의 합계량의 70% 이하이며, 바람직하게는 60% 이하이며, 더욱 바람직하게는 50% 이하이며, 가장 바람직하게는 40% 이하이다.

(D) 열처리

복합 롤의 폐각경에서 또한 롤 축 방향 중앙에서 외층 표면의 원주 방향 압축 잔류 응력을 150∼500 MPa로 하기 위하여, 축심부의 주조 후 400∼550 ℃의 템퍼링 처리를 1회 이상 행하지만, 담금질은 행하지 않는 것이 바람직하다.

본 발명을 이하의 실시예에 의해 상세하게 설명하지만, 본 발명은 이들로 한정되는 것은 아니다.

실시예 1∼7, 비교예1∼5

(1) 복합 롤의 제조

표 1에 나타낸 조성(질량%)의 각각의 용탕을, 고속 회전하는 내경 400 ㎜, 길이 1500 ㎜, 및 두께 276 ㎜의 덕타일 주철제의 원심 주조용 원통형 금형(내면에 두께 3 ㎜의 지르콘을 주체로 하는 도형을 도포)에 주입하고, 외층을 원심 주조했다. 외층용 용탕의 주입 온도는 Ts＋80℃∼Ts＋100℃(단, Ts는 오스테나이트 정출 개시 온도)이다. 외층 외주에서의 중력 배수는 120 G였다. 얻어진 외층의 평균 두께는 96 ㎜이며, 폐각경은 표면으로부터 65 ㎜였다.

외층의 가장 내면이 응고 완료하기 전에, 외층 내면에, 질량 기준으로 C: 3.1%, Si: 1.5%, Mn: 0.9%, Ni: 2.8%, Cr: 1.0%, Mo: 0.2%, 및 V: 0.1%를 함유하고, 잔부 Fe 및 불가피한 불순물(P: 0.03% 이하, S: 0.02% 이하, 다른 불순물)의 조성을 가지는 중간층용 용탕을 주입하고, 중간층을 원심 주조했다. 중간층용 용탕의 주입 온도는 1362℃였다. 얻어진 중공형 중간층은 15 ㎜의 평균 두께를 가지고 있었다. 또한 초음파 탐상(探傷)에 의해 검사한 결과, 외층과 중간층의 접합부에 결함은 없고, 건전하게 용착하고 있는 것을 확인할 수 있었다.

중공형 중간층이 응고된 후, 원심 주조용 원통형 금형의 회전을 멈추고, 원통형 금형의 상하단에 각각 상형(길이 1000 ㎜) 및 하형(길이 1000 ㎜)을 설치하여 정치 주조용 주형을 구성하였다. 상형, 중간층을 가지는 금형 및 하형으로 이루어지는 정치 주조용 주형의 캐비티에, C: 3.2%, Si: 2.6%, Mn: 0.6%, P: 0.03% 이하, Ni: 0.6%, Cr: 0.1%, Mo: 0.1%, V: 0.1%, Mg: 0.07%를 함유하고, 잔부가 실질적으로 Fe 및 불가피한 불순물의 조성을 가지는 축심부용 덕타일 주철 용탕을 주입하고, 축심부를 정치 주조했다. 축심부용 덕타일 주철 용탕의 주입 온도는 1450℃였다. 초음파 탐상에 의해 검사한 결과, 얻어진 축심부와 중간층의 접합부에 결함은 없고, 양자는 건전하게 용착하고 있는 것을 확인할 수 있었다.

축심부의 응고 완료 후, 정치 주조용 주형을 해체하여, 얻어진 복합 롤을 인출하고, 500℃에서 10시간의 템퍼링 처리를 행하였다. 이와 같이 하여, 각각의 실시예 및 비교예의 복합 롤을 얻었다.

외층의 조성을 표 1-1 및 표 1-2에 나타내고, Nb/V, Mo/V, Mo/Cr, (V＋1.2Nb), (Mo＋0.5W) 및 하기 식(1)의 우변의 값, 및 하기 식(2)의 좌변의 값을 표 1-3에 나타낸다.

Si≤3.2/[0.283(C-0.2V-0.13Nb)＋0.62] ···(1)

(C-0.2V-0.13Nb)＋(Cr＋Mo＋0.5W)≤9.5 ···(2)

[표 1-1]

[표 1-2]

[표 1-3]

(2) 조직의 측정

(a) 외층에서의 흑연 입자 및 MC 탄화물의 면적율

각각의 실시예 및 비교예의 복합 롤의 외층(롤 보디부 단면으로부터 롤 축 방향으로 약 100 ㎜ 이격된 위치)으로부터 잘라낸 시험편의 광학 현미경 사진으로부터, 화상 해석 소프트웨어를 사용하여, 흑연 입자 및 MC 탄화물의 면적율을 구하였다.

(b) 외층 기지 중의 Si 함유량(질량%)

각각의 실시예 및 비교예의 복합 롤의 외층(롤 보디부 단면으로부터 롤 축 방향으로 약 100 ㎜ 이격된 위치)으로부터 잘라낸 시험편에 대하여, 에너지 분산형 X선 분석 장치(EDX)에 의해 기지 중의 Si 함유량을 측정하였다.

(c) 조직의 균질성

각각의 실시예 및 비교예의 외층 표면(롤 보디부 단면으로부터 롤 축 방향으로 약 100 ㎜ 이격된 위치)으로부터 각각 10 ㎜, 30 ㎜ 및 50 ㎜의 깊이의 면을 경면(鏡面) 연마하고, 과황산 암모늄 수용액으로 약 1분간 부식(腐食)시킨 후, 조직 사진(배율: 5∼10 배)을 촬영하였다. 각각의 조직 사진에 대하여, 베이나이트 및/또는 마르텐사이트의 덴드라이트의 직경 1.5 ㎜ 이상의 반점형 편석의 유무를 관찰하였고, 하기 기준에 의해 조직의 균질성을 평가했다.

○: 직경 1.5 ㎜ 이상의 반점형 편석 없음.

×: 직경 1.5 ㎜ 이상의 반점형 편석 있음.

(d) 축심부(저널부)의 페라이트 면적율(%)

각각의 실시예 및 비교예의 복합 롤의 축심부(저널부)로부터 잘라낸 시험편의 광학 현미경 사진으로부터, 화상 해석 소프트웨어를 사용하여, 페라이트의 면적율(%)을 측정하였다.

도 6은 실시예 1의 외층의 금속 조직 사진을 나타낸다. 이것은 부식액으로서 피크럴(picral)를 사용하여 부식한 것이다. 도 6에 있어서, "21"은 MC 탄화물을 나타내고, "22"는 흑연을 나타내고, "23"은 M₆C 탄화물을 나타내고, "24"는 기지를 나타내고, "25"는 세멘타이트를 나타낸다.

(3) 특성의 측정

(a) 외층의 파괴 인성값(K_IC)

각각의 실시예 및 비교예의 복합 롤의 외층의 파괴 인성값 K_IC는 ASTM 규격 E399에 준거하여 측정하였다. 구체적으로는, 도 7에 나타낸 바와 같이, ASTM 규격 E399에 준거하여 파괴 인성값 K_IC를 측정하기 위해 각각의 복합 롤의 외층(롤 보디부 단면으로부터 롤 축 방향으로 약 100 ㎜ 이격된 위치)으로부터 잘라낸 시험편(30)(48 ㎜×50 ㎜×15 ㎜)은, 롤 외층 표면에 대하여 평행하게 연장되는 중앙 노치(31)와, 노치(31)의 양측에 위치하는 유지용의 구멍(32, 32)을 가진다. 먼저 구멍(32, 32)에 걸어맞추어진 부재에 의해 노치(31)를 벌리는 방향으로 약한 응력 F, F를 가하여 노치(31)의 바닥부를 기점(起点)으로 사전에 균열(33)을 형성하였다. 이어서, 시험편(30)에 노치(31)를 벌리는 방향의 응력 F, F를 다시 가하여 균열(33)을 진전시키고, 파괴에 이를 때까지 노치(31)의 개구단 P에서 균열 개구 변위를 측정하였다. 응력과 균열 개구 변위로부터 파괴 인성값 K_IC(MPa·m^1/2)를 구하였다.

(b) 외층의 기지의 비커스 경도(Hv)

각각의 실시예 및 비교예의 복합 롤의 외층(롤 보디부 단면으로부터 롤 축 방향으로 약 100 ㎜ 이격된 위치)으로부터 잘라낸 시험편에 대하여, 마이크로 비커스 경도 시험기에 의해 하중 200 g으로 기지의 비커스 경도를 측정하였다.

(c) 외층의 쇼어 경도(Hs)

각각의 실시예 및 비교예의 복합 롤의 제품 초경(初徑)에 위치하는 외층의 표면을 쇼어 경도계에 의해 쇼어 경도를 측정하였다.

(d) 외층의 폐각경에서의 압축 잔류 응력(MPa)

각각의 실시예 및 비교예의 복합 롤의 외층의 롤 축 방향 중앙으로, 외층의 폐각경까지 기계적 가공에 의해 제거하였다. 각각의 실시예 및 비교예의 복합 롤의 외층의 폐각경(제품 초경 표면으로부터 깊이 50 ㎜)에서 또한 롤 축 방향 중앙에서 외층 표면의 원주 방향 압축 잔류 응력을 X선 회절 잔류 응력 측정 장치에 의해 측정하였다.

조직의 측정 결과를 표 2에 나타내고, 특성의 측정 결과를 표 3에 나타낸다.

[표 2]

[표 3]

(4) 성능 시험

각각의 실시예 및 비교예의 외층재를 사용하여, 외경 60 ㎜, 내경 40 ㎜, 및 폭 40 ㎜의 슬리브(sleeve) 구조의 시험용 롤을 제작하였다. 내마모성을 평가하기 위하여, 도 2에 나타낸 압연 마모 시험기를 사용하여, 각각의 시험용 롤에 대하여 마모 시험을 행하였다. 압연 마모 시험기는, 압연기(1)와, 압연기(1)에 내장된 시험용 롤(2, 3)과, 압연재(8)를 예열하는 가열로(4)와, 압연재(8)를 냉각시키는 냉각수조(5)와, 압연 중에 일정한 장력을 부여하는 권취기(6)와, 장력을 조절하는 컨트롤러(7)를 구비한다. 압연 마모 조건은 하기와 같다. 압연 후, 시험용 롤의 표면에 생긴 마모의 깊이를 촉침식 표면 조도계(roughness meter)에 의해 측정하였다. 결과를 표 4에 나타낸다.

압연재: SUS304

압하율: 25%

압연 속도: 150 m/분

압연재 온도: 900℃

압연 거리: 300 m/회

롤 냉각: 수냉

롤 수: 4중식

내소부성을 평가하기 위하여, 도 3에 나타낸 마찰열 충격 시험기를 사용하여, 각 시험용 롤에 대하여 소부 시험을 행하였다. 마찰열 충격 시험기는, 랙(rack)(11)에 추(12)를 낙하시킴으로써 피니언(13)을 회동(回動)시켜, 시험재(14)에 물림재(biting material)(15)를 강하게 접촉시키는 것이다. 소부를 하기의 기준으로 평가했다. 결과를 표 4에 나타낸다. 소부가 적을수록 내소부성이 양호하다.

○ 소부 없음.

△ 근소한 소부 있음.

×: 현저한 소부 있음.

[표 4]

표 2∼표 4로부터 밝혀진 바와 같이, 실시예 1∼7의 어느 외층도, 0.3∼10 %의 범위 내의 흑연 입자의 면적율 및 3∼20 %의 범위 내의 MC 탄화물의 면적율을 가지고, 기지 중의 Si 함유량은 3.2 질량% 이하이며, 또한 조직의 균질성이 우수하고, 또한 축심부(저널부)의 페라이트 면적율은 35% 이하였던. 또한 실시예 1∼7의 어느 외층도, 18.5 MPa·m^1/2 이상의 파괴 인성값, 560 이상의 기지의 비커스 경도, 및 150∼500 MPa의 폐각경에서의 압축 잔류 응력을 가지고, 또한 우수한 내마모성, 내소부성 및 내사고성을 가지고 있었다.

이에 비해, 비교예 1의 외층은 파괴 인성값이 17.9 MPa·m^1/2로 낮고, 마모의 깊이(내마모성)도 2.61㎛로 비교적 컸다. 비교예 2의 외층은 파괴 인성값이 17.1 MPa·m^1/2로 낮고, 내소부성도 불충분했다. 비교예 3의 외층은 1.29%의 MC 탄화물 면적율을 가지므로, 마모의 깊이가 3.11㎛로 컸다. 비교예 4의 외층은 기지의 비커스 경도 Hv가 532로 낮고, 조직의 균질성이 좋지 못하고, 또한 흑연 입자의 면적율이 0.12%로 작으므로, 내소부성이 뒤떨어졌다. 비교예 5의 외층은 조직의 균질성이 좋지 못하고, 또한 흑연 입자의 면적율이 0.28%로 작으므로, 내소부성이 뒤떨어졌다.

실시예 8

실시예 1∼7과 동일한 방법에 의하여, 표 5에 나타낸 조성의 외층용 용탕 및 중간층용 용탕을, 내경 760 ㎜, 길이 2700 ㎜, 및 두께 320 ㎜의 덕타일 주철제의 원심 주조용 원통형 금형(내면에 두께 3 ㎜의 지르콘을 주체로 하는 도형을 도포)에 주입하고, 원심 주조법에 의해 평균 두께 91 ㎜의 외층, 및 평균 두께 20 ㎜의 중간층을 형성하였다. 그 후, 실시예 1∼7과 동일한 방법에 의해 축심부를 형성하였다. 얻어진 복합 롤의 롤 보디부 단면으로부터 롤 축 방향으로 약 100 ㎜ 이격된 위치로부터 잘라낸 시험편에 대하여, 중간층 근방에서의 Cr, V 및 Nb의 분포를 측정하였다. 결과를 도 5a에 나타낸다.

[표 5]

도 5a로부터 밝혀진 바와 같이, 폐각경의 위치로부터 경계부의 단부(A₃)의 위치까지의 거리는 약 28 ㎜였다. 표 6은, 외층의 폐각경의 위치 및 중간층 내에서 축심부와의 경계부 부근의 위치에서의 Cr, V 및 Nb의 함유량, 및 V와 Nb의 합계량, 또한 경계부 근방에서의 Cr 함유량/폐각경 위치에서의 Cr 함유량의 비, 및 경계부 근방에서의 V와 Nb의 합계량/폐각경 위치에서의 V와 Nb의 합계량의 비를 나타낸다.

[표 6]

실시예 9

실시예 1∼7과 동일한 방법에 의해, 표 7에 나타낸 조성의 외층용 용탕 및 중간층용 용탕을, 내경 795 ㎜, 길이 2700 ㎜, 및 두께 302.5 ㎜의 덕타일 주철제의 원심 주조용 원통형 금형(내면에 두께 3 ㎜의 지르콘을 주체로 하는 도형을 도포)에 주입하고, 원심 주조법에 의해 평균 두께 85 ㎜의 외층, 및 평균 두께 10 ㎜의 중간층을 형성하였다. 그 후, 실시예 1∼7과 동일한 방법에 의해 축심부를 형성하였다. 얻어진 복합 롤의 롤 보디부 단면으로부터 롤 축 방향으로 약 100 ㎜ 이격된 위치로부터 잘라낸 시험편에 대하여, 중간층 근방에서의 Cr, V 및 Nb의 분포를 측정하였다. 결과를 도 5b에 나타낸다.

[표 7]

도 5b로부터 밝혀진 바와 같이, 폐각경의 위치로부터 경계부의 단부(A₃)의 위치까지의 거리는 18 ㎜였다. 표 8은, 외층의 폐각경의 위치 및 중간층 내에서 축심부와의 경계부 부근의 위치에서의 Cr, V 및 Nb의 함유량, 및 V와 Nb의 합계량, 또한 경계부 근방에서의 Cr 함유량/폐각경 위치에서의 Cr 함유량의 비, 및 경계부 근방에서의 V와 Nb의 합계량/폐각경 위치에서의 V와 Nb의 합계량의 비를 나타낸다.

[표 8]

도 5a 및 도 5b, 및 표 6 및 표 8로부터 밝혀진 바와 같이, 실시예 8 및 9 모두, (a) 중간층 내에서 축심부와의 경계부 부근에서의 V 및 Nb의 합계량은, 외층의 폐각경에서의 V 및 Nb의 합계량의 70% 이하이며, 또한 (b) 중간층 내에서 축심부와의 경계부 부근에서의 Cr 함유량은 외층의 폐각경에서의 Cr 함유량의 80% 이상이였다. 또한 실시예 8 및 9 모두, 초음파 탐상에 의해 검사한 결과, 얻어진 축심부와 중간층의 접합부에 결함은 없고, 양자는 건전하게 용착하고 있는 것을 확인할 수 있었다.

실시예 8 및 9의 원심 주조제 복합 압연롤에 대하여, 실시예 1∼7과 동일한 방법으로 조직 및 특성의 측정을 행하였다. 조직의 측정 결과를 표 2에 나타내고, 특성의 측정 결과를 표 3에 나타낸다. 표 2 및 표 3으로부터 밝혀진 바와 같이, 실시예 8 및 9에 있어서도, 외층은 0.3∼10 %의 범위 내의 흑연 면적율을 가지고, 기지 중의 Si 함유량은 3.2 질량% 이하이며, 또한 조직의 균질성이 우수하고, 또한 축심부(저널부)의 페라이트 면적율은 35% 이하였다. 또한 실시예 8 및 9의 외층도, 18.5 MPa·m^1/2 이상의 파괴 인성값, 560 이상의 기지의 비커스 경도, 및 150∼500 MPa의 범위 내의 폐각경에서의 압축 잔류 응력을 가지고 있었다.

실시예 8 및 9의 원심 주조제 복합 압연롤에 대하여, 실시예 1∼7과 동일한 방법으로 성능 시험을 행하였다. 성능 시험의 결과를 표 4에 나타낸다. 표 4로부터 밝혀진 바와 같이, 실시예 8 및 9의 외층도 우수한 내마모성, 내소부성 및 내사고성을 가지고 있었다.

1: 압연기 2: 시험용 롤
3: 시험용 롤 4: 가열로
5: 냉각수조 6: 권취기
7: 컨트롤러 11: 랙
12: 추 13: 피니언
14: 시험재 15: 물림재
20: 경계부의 단부 21: MC 탄화물
22: 흑연 23: M₆C 탄화물
24: 기지 25: 세멘타이트

Claims

(a) 질량 기준으로, C: 2.5∼3.5 %, Si: 1.3∼2.4 %, Mn: 0.2∼1.5 %, Ni: 3.5∼5.0 %, Cr: 0.8∼1.5 %, Mo: 2.5∼5.0 %, V: 1.8∼4.0 %, 및 Nb: 0.2∼1.5 %를 함유하고, 잔부가 Fe 및 불가피한 불순물로 이루어지고, Nb/V의 질량비가 0.1∼0.7이며, Mo/V의 질량비가 0.7∼2.5이며, 또한 2.5≤V＋1.2Nb≤5.5의 조건을 만족시키는 화학 조성과, 면적 기준으로 0.3∼10 %의 흑연상(黑鉛相)을 가지는 조직을 가지는 주철(鑄鐵)로 이루어지는 외층;
(b) 페라이트(ferrite) 면적율이 35% 이하인 덕타일(ductile) 주철로 이루어지는 축심부(軸芯部); 및
(c) 주철제 중간층
으로 이루어지고,
상기 중간층 내에서 축심부와의 경계부 부근에서의 V 및 Nb의 합계량이 상기 외층의 폐각경(廢却徑; discard diameter)에서의 V 및 Nb의 합계량의 70% 이하이며, 또한 상기 중간층 내에서 축심부와의 경계부 부근에서의 Cr 함유량이 상기 외층의 폐각경에서의 Cr 함유량의 80% 이상인, 원심 주조제(鑄造製) 열간 압연용 복합 롤.
제1항에 있어서,
상기 외층이 W: 0.1∼5.0 %를 더 함유하는, 원심 주조제 열간 압연용 복합 롤.
제2항에 있어서,
상기 외층의 화학 조성이, 하기 식 (1)∼(3):
Si≤3.2/[0.283(C-0.2V-0.13Nb)＋0.62]···(1),
(C-0.2V-0.13Nb)＋(Cr＋Mo＋0.5W) ≤9.5···(2), 및
1.5≤Mo＋0.5W≤5.5···(3)
의 조건을 충족시키는, 원심 주조제 열간 압연용 복합 롤.
(a) 질량 기준으로, C: 2.5∼3.5 %, Si: 1.3∼2.4 %, Mn: 0.2∼1.5 %, Ni: 3.5∼5.0 %, Cr: 0.8∼1.5 %, Mo: 2.5∼5.0 %, V: 1.8∼4.0 %, Nb: 0.2∼1.5 % 및 W: 0.1∼5.0 %를 함유하고, 잔부가 Fe 및 불가피한 불순물로 이루어지고, Nb/V의 질량비가 0.1∼0.7이며, Mo/V의 질량비가 0.7∼2.5이며, 또한 2.5≤V＋1.2Nb≤5.5의 조건을 만족시키는 화학 조성과, 면적 기준으로 0.3∼10 %의 흑연상(黑鉛相)을 가지는 조직을 가지는 주철(鑄鐵)로 이루어지는 외층;
(b) 페라이트(ferrite) 면적율이 35% 이하인 덕타일(ductile) 주철로 이루어지는 축심부(軸芯部); 및
(c) 주철제 중간층
으로 이루어지고,
상기 외층의 화학 조성이, 하기 식 (1)∼(3):
Si≤3.2/[0.283(C-0.2V-0.13Nb)＋0.62]···(1),
(C-0.2V-0.13Nb)＋(Cr＋Mo＋0.5W) ≤9.5···(2), 및
1.5≤Mo＋0.5W≤5.5···(3)
의 조건을 충족시키는, 원심 주조제 열간 압연용 복합 롤.
제1항 또는 제4항에 있어서,
상기 외층이 질량 기준으로 Ti: 0.003∼5.0 %, Al: 0.01∼2.0 %, Zr: 0.01∼0.5 %, B: 0.001∼0.5 %, 및 Co: 0.1∼10.0 %로 이루어지는 군으로부터 선택된 적어도 1종을 더 함유하는, 원심 주조제 열간 압연용 복합 롤.
제1항 또는 제4항에 있어서,
상기 외층의 기지(基地)가 560 이상의 비커스 경도(Vickers hardness)를 가지는, 원심 주조제 열간 압연용 복합 롤.
제1항 또는 제4항에 있어서,
롤 축 방향 중앙에서의 상기 외층 표면의 원주 방향 압축 잔류 응력이 폐각경에서 150∼500 MPa인, 원심 주조제 열간 압연용 복합 롤.
제1항 또는 제4항에 있어서,
상기 외층의 파괴 인성(靭性)값 K_IC가 18.5 MPa·m^1/2 이상인, 원심 주조제 열간 압연용 복합 롤.
제1항 또는 제4항에 있어서,
상기 외층의 기지 중의 Si 함유량이 3.2 질량% 이하인, 원심 주조제 열간 압연용 복합 롤.