ES2355835T3 - Alambre de acero para muelle que tiene durabilidad al aire y resistencia a la corrosión y procedimiento de producción correspondiente. - Google Patents
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Abstract
Un alambre de acero para muelles conteniendo C: 0,45-0,54% (% en masa, lo mismo se aplica más adelante), Si: 1,8-2,5%, Mn: 0,05-0,9% y Cr: 0,05-2,0%, y conteniendo opcionalmente: al menos un tipo seleccionado del grupo de Nb: 0,01-0,10%, V: 0,07-0,40% y Mo: 0,10-1,0%, y/o al menos un tipo seleccionado del grupo de Ni: 0,05-1,0%, Cu: 0,05-1,0% y W: 0,10-1,0%, y/o Ti: 0,01-0,1%, donde: P y S son controlados a 0,020% o menos (incluyendo 0%), respectivamente siendo el equilibrio Fe e impurezas inevitables; una temperatura de inicio de transformación martensítica MS representada por la expresión siguiente (1) es del rango de 280ºC a 380ºC; el número de tamaño de grano de austenita N (como se define en JIS G0551) de granos de austenita es el número 12 o más; la compartición de límite de grano de carburo precipitado a lo largo de los límites de grano de austenita es 50% o menos; la cantidad de austenita retenida después de la austenización y el temple es 20% en volumen o menos; y la resistencia a la tracción es 2.000 MPa o más; **(Ver fórmula)** donde [C], [Mn], [Cr], [V], [Mo], [Ni], [Cu] y [W] representan el contenido (% en masa) de C, Mn, Cr, V, Mo, Ni, Cu y W, respectivamente.
Description
Alambre de acero para muelle que tiene
durabilidad al aire y resistencia a la corrosión y procedimiento de
producción correspondiente.
La presente invención se refiere a un alambre de
acero para muelles útil como un material para un muelle trabajado
en frío usado como muelle de suspensión para automóviles o análogos,
en particular un alambre de acero para muelles que tiene
durabilidad al aire y resistencia a la corrosión que se consideran
características importantes de un muelle; y un método útil para
producir el alambre de acero para muelles.
Un muelle trabajado en frío se usa
principalmente como un muelle de suspensión para un automóvil y las
composiciones químicas de los aceros para muelles usados como los
materiales para los muelles se indican en JIS G3565 a G3567, G4801
y otros. En caso de producir un muelle trabajado en frío a partir de
tal acero para un muelle, se estira una varilla de alambre laminada
en caliente producida de dicho acero para muelles a un diámetro
preestablecido del alambre, de modo que se produzca un alambre de
acero y a continuación se somete a tratamiento de temple con aceite
(tratamiento de austenización y temple), y posteriormente el alambre
de acero es trabajado en frío convirtiéndolo en un muelle.
Un muelle trabajado en frío producido como se ha
indicado anteriormente tiene que reducir su tamaño y peso para la
reducción de consumo de carburante y, como parte del requisito, se
desea un muelle de un esfuerzo más alto y se demanda un alambre de
acero para muelles altamente resistente de una resistencia a la
tracción de 2.000 MPa o más después de la austenización y el
temple. Sin embargo, en general, la susceptibilidad a los defectos
de un muelle tiende a aumentar cuando aumenta su resistencia y, en
el caso de un muelle de suspensión usado bajo un entorno corrosivo
en particular, la duración a la fatiga por corrosión se deteriora y
así hay peligro de que se produzca rotura en una etapa precoz. Se
estima que la duración a la fatiga por corrosión se deteriora
porque se acelera por hoyos por corrosión en una superficie que
actúan como el origen de la concentración de esfuerzos y la
generación y propagación de fisuras por fatiga. Por lo tanto, la
excelente resistencia a la corrosión es una característica
importante para un muelle de suspensión.
Con el fin de adaptarse al requisito de un
esfuerzo más alto como se ha indicado anteriormente, se han
estudiado varias tecnologías. Como tales medios, a veces se ha
adoptado un método de disminuir la temperatura de temple en el
tratamiento de temple con aceite (por ejemplo, aproximadamente
400ºC) e incrementar así la resistencia a la tracción. Sin embargo,
con este método, disminuyen la tenacidad y ductilidad de un alambre
de acero, se producen rotura y fisuras del alambre de material para
muelles durante el trabajo en frío, y se obstaculiza la
formabilidad del muelle. Además, incluso cuando el contenido de C de
un acero para muelles se incrementa y por ello se incrementa la
resistencia a la tracción, todavía se deterioran no sólo la
tenacidad y ductilidad y así se obstaculiza la formabilidad del
muelle, sino que también se deteriora la resistencia a la corrosión,
y la calidad como muelle de suspensión para automóviles no se puede
asegurar.
En contraposición, también se han considerado
medios de añadir grandes cantidades de elementos de aleación tales
como Ni, Cu, Cr, Si, etc, y así de mejorar la resistencia a la
corrosión. Sin embargo, cuando se adoptan tales medios, no
solamente la aumenta el costo de un material de acero, sino que
también aumenta la templabilidad del acero, por ello aumenta la
proporción de estructuras de martensita y bainita en la estructura
después de la laminación en caliente, consiguientemente disminuyen
la tenacidad y ductilidad, y se originan inconvenientes tales como
la rotura del alambre durante el posterior estirado en frío.
Como se ha indicado anteriormente, para realizar
un alambre de acero que tenga tanto características de alta
resistencia a la tracción como buena resistencia a la corrosión es
difícil hoy día. Por ello, se han propuesto varias tecnologías con
el fin de mejorar tales problemas. Por ejemplo, las Patentes de
Estados Unidos números 5508002 y 5846344 proponen unos medios de
controlar la combinación de componentes de modo que un valor FP
estipulado por la expresión siguiente (5) pueda estar en el rango de
2,5 a 4,5; inhibir por ello las estructuras de martensita y bainita
después de la laminación en caliente; e inhibir consiguientemente el
deterioro de la formabilidad producido por la adición de elementos
de aleación. Tales medios con una tecnología que se basa en la
adición de elementos de aleación que mejoran la resistencia a la
corrosión; y además mejoran la resistencia a la corrosión
reformando la estructura austenizada y templada. Sin embargo, la
mejora de la resistencia a la corrosión por la tecnología es
limitada.
donde [C], [Si], [Mn], [Cr], [Ni] y
[Mo] representan el contenido (% en masa) de C, Si, Mn, Cr, Ni y Mo,
respectivamente.
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Además, la Patente japonesa número 3429258
describe unos medios de lograr tanto alta resistencia a la tracción
como buena resistencia a la corrosión controlando el contenido de Cr
a 0,25% o menos y controlando también el contenido de Cr, Cu y Ni
con el fin de satisfacer la relación estipulada por la expresión
siguiente (6). Sin embargo, incluso con la tecnología, el diseño de
componentes de material de acero se tiene que realizar dentro de un
rango regulado de composiciones de componentes químicos y así la
mejora de la resistencia a la corrosión es limitada.
donde [Cr], [Cu] y [Ni] representan
el contenido (% en masa) de Cr, Cu y Ni,
respectivamente.
\vskip1.000000\baselineskip
Además, la Patente de Estados Unidos número
6338763 propone una tecnología de mejorar la formabilidad
controlando la cantidad de austenita retenida (\gamma retenida) a
6% en volumen o menos y así reducir la transformación inducida de
la austenita retenida durante el trabajo en frío de un muelle. Sin
embargo, la tecnología se dirige básicamente a la mejora de la
formabilidad y no toma en consideración la mejora de la resistencia
a la corrosión.
Mientras tanto, es conocido que un método de
afinar granos de austenita también es útil como unos medios para
inhibir el deterioro de la tenacidad, ductilidad y resistencia a
acritud por absorción de hidrógeno que acompañan al aumento de la
resistencia de un acero para muelles. Como tales medios por ejemplo,
la Patente de Estados Unidos número 5776267 describe un método para
fraccionar los tamaños y estructuras de carburo y nitruro con el
fin de mejorar la resistencia a acritud por absorción de hidrógeno.
Sin embargo, incluso cuando se adopta esta tecnología, el tamaño de
granos de austenita se limita al número 11 en el número de tamaño de
grano de austenita y consiguientemente la mejora de la resistencia a
la corrosión es limitada.
JP-A 2004 143 482 describe un
alambre de acero formado en frío de alta resistencia para muelles
con excelente propiedad de retardo de fracturas.
La presente invención se ha establecido con el
fin de resolver dichos problemas de la técnica anterior y su objeto
es proporcionar un alambre de acero para un muelle trabajado en frío
que puede asegurar la formabilidad de laminación en caliente y la
posterior estirabilidad mientras se obtiene una resistencia más alta
y un esfuerzo más alto, además de exhibir excelente resistencia a
la corrosión, y obtener un muelle (principalmente un muelle de
suspensión para un automóvil) también de excelente resistencia a la
fatiga que es una característica básica necesaria; y un método útil
para producir el alambre de acero.
En la presente invención, un alambre de acero
para un muelle trabajado en frío, que logra dicho objeto, contiene
C: 0,45-0,54% (% en masa, lo mismo se aplica más
adelante), Si: 1,8-2,5%, Mn:
0,05-0,9% y Cr: 0,05-2,0%, donde: P
y S son controlados a 0,020% o menos (incluyendo 0%),
respectivamente; una temperatura de inicio de transformación
martensítica M_{S} representada por la expresión siguiente (1) es
del rango de 280ºC a 380ºC; el número de tamaño de grano de
austenita N de los granos de austenita (denominado más adelante
"número anterior de tamaño de grano de austenita N") es el
número 12 o más; la compartición de límite de grano de carburo
precipitado a lo largo de los límites de grano de austenita es 50%
o menos; la cantidad de austenita retenida después de la
austenización (enfriamiento rápido) y el temple es 20% en volumen o
menos; y la resistencia a la tracción es 2.000 MPa o más.
También es efectivo que un alambre de acero para
un muelle trabajado en frío, si es necesario, contenga además (a)
al menos un tipo seleccionado de entre el grupo de Nb:
0,01-0,10%, V: 0,07-0,40% y Mo:
0,10-1,0%, (b) al menos un tipo seleccionado de
entre el grupo de Ni: 0,05-1,0%, Cu:
0,05-1,0% y W: 0,10-1,0%, (c) Ti:
0,01 a 0,1%, y otros elementos, y las características del alambre
de acero para muelles se mejoran según los tipos de elementos
contenidos.
Cuando los elementos de (a) y/o (b) anteriores
se contienen en particular, dado que algunos elementos afectan a la
temperatura de inicio de transformación M_{S} de martensita, hay
que controlarla de manera que esté en el rango de 280ºC a 380ºC en
consideración del contenido de dichos elementos:
donde, en la expresión anterior,
[C], [Mn], [Cr], [V], [Mo], [Ni], [Cu] y [W] representan el
contenido (% en masa) de C, Mn, Cr, V, Mo, Ni, Cu y W,
respectivamente.
\vskip1.000000\baselineskip
En otro aspecto según la presente invención,
cuando se produce un alambre de acero para un muelle trabajado en
frío, solamente hay que adoptar un método de producción incluyendo
los procesos de: laminar en caliente un acero que tiene dicha
composición de componentes químicos a una forma de una varilla de
alambre; enfriar el acero de varilla de alambre laminada en
caliente desde el rango de temperatura de austenización, y por ello
controlar la fracción de estructuras de ferrita y perlita a 40% o
más en porcentaje de área y la fracción de una estructura
incluyendo martensita y bainita a 60% o menos en porcentaje de área;
aplicar estirado en frío al acero que tiene las estructuras de
dichas fracciones en una reducción de área de 20% o más; y aplicar
austenización (enfriamiento rápido) y temple al acero sometido al
estirado en frío, donde el acero se calienta a una temperatura
preestablecida a una tasa de calentamiento de 50ºC/s o más alta y a
continuación retenerlo durante 90 s o menos a la temperatura
preestablecida en el proceso de austenización y calentarlo a una
temperatura de temple en el rango de 410ºC a 480ºC a una tasa de
calentamiento de 50ºC/s o más alta y a continuación retenerlo
durante 60 s o menos a la temperatura de temple en el proceso de
temple. En el método de producción, es preferible usar aceite y
agua o solamente agua como un medio de enfriamiento en el proceso de
austenización.
Un alambre de acero para un muelle trabajado en
frío según los aspectos de la presente invención, que puede
asegurar la formabilidad de laminación en caliente y la posterior
estirabilidad, exhibir además excelente resistencia a la corrosión,
y obtener un muelle también de excelente resistencia a la fatiga que
es una característica básica necesaria incluso cuando la
resistencia a la tracción es 2.000 MPa o más, puede ser realizado
controlando adecuadamente: una composición de componentes químicos;
la temperatura de inicio de transformación martensítica M_{S} se
estipula por las expresiones relacionales preestablecidas en el
rango de 280ºC a 380ºC; un número de tamaño de grano de austenita N
al número 12 o más; la compartición de límite de grano de carburo
precipitado a lo largo de los límites de grano de austenita a 50% o
menos; y la cantidad de austenita retenida después de la
austenización y el temple a 20% en volumen o menos. Un muelle
producido usando un alambre de acero para muelles obtenido a través
de procesos anteriores es muy útil principalmente como un muelle de
suspensión para automóviles.
Estos y otros objetos, características y otras
ventajas de la invención serán evidentes por la siguiente
descripción más concreta de realizaciones preferidas de la
invención, como se ilustra en los dibujos acompañantes.
En los dibujos acompañantes
La figura 1 es un gráfico esquemático que
explica la diferencia entre condiciones convencionales de
austenización y temple y las condiciones de austenización y temple
según la presente invención.
La figura 2 es un gráfico que representa la
relación entre una reducción de área por estirado y un número de
tamaño de grano de austenita N.
La figura 3 es un gráfico que representa la
relación entre un número de tamaño de grano de austenita N y una
pérdida de peso por corrosión.
La figura 4 es un gráfico que representa la
relación entre una cantidad de austenita retenida después de la
austenización y el temple y una compartición de carburo.
La figura 5 es un gráfico que representa la
relación entre una compartición de carburo y una pérdida de peso por
corrosión.
Y la figura 6 es un gráfico que representa la
relación entre una compartición de carburo y una prueba de fatiga en
rotación-curvado en corrosión (ciclos hasta la
fractura).
Los autores de la presente invención han
realizado estudios desde varios puntos de vista con el fin de lograr
dicho objeto. Como resultado, se han obtenido las conclusiones
indicadas en los puntos (a) a (f) siguientes:
(a) Es posible suprimir el deterioro de la
tenacidad y ductilidad producido por el aumento de la resistencia; y
mejorar más la resistencia a la corrosión, fraccionando granos de
cristal de austenita anteriores a un grado sustancialmente mayor que
antes;
(b) Es posible obtener granos muy finos de
austenita mientras se promueve la disolución de carburo incluso en
austenización a una alta tasa de calentamiento de 50ºC/s o más alta,
aplicando estirado en una reducción de área de 20% o más y así
introducir dislocación de deformación;
(c) Es efectivo disminuir la temperatura de
calentamiento en austenización; aumentar la tasa de calentamiento; y
acortar el tiempo de calentamiento, con el fin de evitar el
crecimiento de los granos de austenita que han sido afinados por los
medios del punto (b) anterior durante el calentamiento de
austenización y mantener los granos de cristal finos durante el
tiempo desde el calentamiento de austenización al enfriamiento;
(d) Es posible controlar la reducción de área a
20% o más en el estirado; y así adoptar los medios del punto (b)
anterior, suprimiendo la martensita y bainita en una estructura
antes de la austenización (después de la laminación en caliente y
antes del estirado) en cierta medida y restringir el límite inferior
de la fracción de ferrita y perlita;
(e) Es posible establecer una temperatura de
inicio de transformación martensítica a un nivel más alto regulando
los elementos de aleación; suprimir la cantidad de austenita
retenida; suprimir la cantidad de carburo en forma de película y
granular precipitado por la descomposición de austenita retenida
durante el temple; y mejorar la resistencia a la corrosión; y
\newpage
(f) Es posible disminuir la temperatura de
austenización adoptando agua como el medio de enfriamiento; reducir
la cantidad de austenita retenida disminuyendo la temperatura de
acabado de transformación de un material de acero (la temperatura
más baja);
suprimir por ello la precipitación de cementita
en forma de película y carburo granular producido por la
descomposición de austenita retenida durante el temple; y mejorar la
resistencia a la corrosión.
\vskip1.000000\baselineskip
Entonces, los autores de la presente invención
también han realizado estudios en base a las conclusiones
anteriores; en consecuencia, han hallado que es posible obtener un
alambre de acero para muelles trabajado en frío que puede realizar
un muelle capaz de exhibir excelente resistencia a la corrosión sin
deteriorar la tenacidad y ductilidad regulando apropiadamente la
composición de componentes químicos del material de acero,
estipulando además la temperatura de inicio de transformación
martensítica M_{S} del material de acero, el número de tamaño de
grano de austenita N, la compartición de límite de grano de carburo
precipitado a lo largo de los límites de grano de austenita, la
cantidad de austenita retenida después de la austenización y el
temple, y otros, en rangos apropiados, y utilizando por ello el
efecto combinado de la fraccionación de granos de austenita y la
supresión de la precipitación de carburo en forma de película y
granular; y así han establecido la presente invención.
En un alambre de acero para un muelle trabajado
en frío según la presente invención, su composición de componentes
químicos tiene que ser estipulada adecuadamente y las razones para
limitar los rangos de los componentes (componentes básicos C, Si,
Mn, Cr, P y S) son las siguientes.
\vskip1.000000\baselineskip
C es un elemento que contribuye al aumento de la
resistencia (dureza) después de la austenización y el temple.
Entonces, cuando el contenido de C es inferior a 0,45%, la dureza
después de la austenización y el temple es insuficiente y, por otra
parte, cuando excede de 0,54%, no solamente se deterioran la
tenacidad y ductilidad después de la austenización y el temple,
sino que también la resistencia a la corrosión queda afectada
negativamente y además apenas se asegura la reducción de la cantidad
de austenita retenida.
Por estas razones, el contenido de C tiene que
ser controlado a 0,45 a 0,54%. Además, un contenido preferible de C
es del rango de 0,47 a 0,54% en consideración de la resistencia y
tenacidad como acero para muelles.
\vskip1.000000\baselineskip
Si es un elemento que contribuye al aumento de
resistencia como un elemento de endurecimiento de solución sólida.
Cuando el contenido de Si es inferior a 1,8%, la resistencia de una
matriz tiende a ser insuficiente. Sin embargo, cuando el contenido
de Si es superior a 2,5%, la disolución de carburo es insuficiente
durante el calentamiento de austenización. Por lo tanto, con el fin
de austenizar uniformemente, se requiere una temperatura de
calentamiento más alta, por lo que progresa la descarburización de
una superficie, y se deteriora la durabilidad al aire del muelle.
Por estas razones, el contenido de Si tiene que ser controlado a 1,8
a 2,5%. Además, un contenido de Si preferible es del rango de 1,8 a
2,1% desde el punto de vista de la resistencia y dureza y la
supresión de descarburización como un material de muelle.
\vskip1.000000\baselineskip
Mn es un elemento efectivo para mejorar la
templabilidad de un material de acero y, con el fin de exhibir el
efecto, se necesita un contenido de Mn de 0,05% o más. Sin embargo,
cuando el contenido de Mn es excesivo, la templabilidad es
excesiva, es probable que se forme una estructura superenfriada, y
apenas se asegura el efecto de la reducción de la cantidad de
austenita retenida. Por lo tanto, el límite superior del contenido
de Mn se pone a 0,9%. Obsérvese que, dado que Mn tiene posibilidad
de formar MnS que actúa como el origen de la fractura, es deseable
controlar MnS de modo que no se forme al máximo por la reducción del
contenido de S o la combinación con otros elementos de formación de
sulfuros (Cu y otros).
\vskip1.000000\baselineskip
Cr es un elemento que hace amorfo y denso el
óxido formado en una capa superficial en condiciones corrosivas,
contribuye a la mejora de la resistencia a la corrosión, y actúa
efectivamente en la mejora de la templabilidad de la misma forma
que Mn. Con el fin de exhibir los efectos, es necesario que el
contenido de Cr sea 0,05% o más. Sin embargo, cuando el contenido
de Cr es excesivo y excede de 2,0%, apenas se disuelve carburo
durante la austenización y no se puede asegurar la resistencia a la
tracción prevista y además apenas se obtiene el efecto de la
presente invención de reducir una cantidad de austenita retenida. Un
límite inferior preferible del contenido de Cr es 0,1% y su límite
superior preferible es 1,4%.
\vskip1.000000\baselineskip
\global\parskip0.900000\baselineskip
P se segrega en los límites de grano de
austenita, hace quebradizos los límites de grano, y deteriora la
resistencia a la fractura retardada. Por lo tanto, hay que suprimir
el contenido de P al máximo y el límite superior del contenido de P
se pone a 0,020% desde el punto de vista de la producción
industrial.
\vskip1.000000\baselineskip
S, como P, se segrega en los límites de grano de
austenita, hace quebradizos los límites de grano, y deteriora la
resistencia a la fractura retardada. Por lo tanto, hay que evitar el
contenido de S al máximo y el límite superior del contenido de S se
pone a 0,020% desde el punto de vista de la producción
industrial.
Los componentes básicos de un alambre de acero
según la presente invención son los indicados anteriormente y el
equilibrio consta de Fe e impurezas inevitables. Sin embargo,
también es efectivo, si es necesario, que también contengan (a) al
menos un tipo seleccionado de entre el grupo de Nb:
0,01-0,10%, V: 0,07-0,40% y Mo:
0,10-1,0%, (b) al menos un tipo seleccionado de
entre el grupo de W: 0,10-1,0%, Ni:
0,05-1,0% y Cu: 0,05-1,0%, (c) Ti:
0,01 a 0,10%, y otros elementos, y las características del alambre
de acero para muelles se mejoran según los tipos de elementos
contenidos. Las razones para limitar los rangos de los componentes
cuando se añaden son las siguientes.
\vskip1.000000\baselineskip
Dichos elementos son efectivos para mejorar la
resistencia a la acritud producida por hidrógeno de un alambre de
acero. Entre dichos elementos, Nb forma precipitados finos
incluyendo carburo, nitruro, sulfuro y compuestos complejos de los
mismos, así mejora la resistencia a la acritud producida por
hidrógeno, y además exhibe los efectos de granos finos de austenita
y mejora el límite de esfuerzo y la tenacidad. Mientras tanto, V no
solamente forma carburo fino incluyendo carburo y nitruro y así
mejora la resistencia a la acritud producida por hidrógeno, sino
que también exhibe el efecto de mejorar más las propiedades de
fatiga y además el efecto de granos finos de austenita, así mejora
la tenacidad y el límite de esfuerzo, y contribuye también a la
mejora de resistencia a la corrosión y resistencia al pandeo. Mo
forma carburo, nitruro, sulfuro o compuestos complejos de los
mismos, así mejora la resistencia a la acritud producida por
hidrógeno, además mejora las propiedades de fatiga, y además
contribuye a la mejora de la resistencia a la acritud producida por
hidrógeno y las propiedades de fatiga, mejorando también la
resistencia al límite de grano de austenita. Además, la existencia
de Mo exhibe el efecto de mejorar la resistencia a la corrosión por
la adsorción de iones molibdato (MoO_{4}^{2-}) generados durante
la corrosión y disolución.
Con el fin de exhibir dichos efectos, es
preferible que el contenido de Nb sea 0,01% o más, más
preferiblemente 0,02% o más. Sin embargo, cuando el contenido de Nb
es excesivo, la cantidad de carburo que no se disuelve en austenita
durante el calentamiento de austenización aumenta y no se puede
obtener la resistencia a la tracción preestablecida. Por lo tanto,
es preferible que el contenido de Nb sea 0,1% o menos, más
preferiblemente 0,05% o menos.
Además, el efecto de V se exhibe efectivamente
cuando el contenido de V es 0,07% o más. Sin embargo, cuando el
contenido de V es excesivo, la cantidad de carburo que no se
disuelve en austenita durante el calentamiento de austenización,
apenas se obtienen suficientes niveles de resistencia y dureza, y
apenas se obtiene el efecto de la reducción de una cantidad de
austenita retenida. Por lo tanto, es preferible que el contenido de
V sea 0,40% o menos, más preferiblemente 0,30% o menos.
El efecto de Mo aparece efectivamente cuando el
contenido de Mo es 0,10% o más. Sin embargo, cuando el contenido de
Mo es excesivo, no solamente se satura el efecto de Mo, sino que
también se producen el engrosamiento y el aumento de número de
carburo, nitruro, sulfuro o compuestos complejos de los mismos. Por
lo tanto, es preferible que el contenido de Mo sea 1,0% o menos, más
preferiblemente 0,50% o menos.
\vskip1.000000\baselineskip
W, Ni y Cu son elementos que actúan
efectivamente en la mejora de la resistencia a la corrosión de un
alambre de acero. Entre los elementos, W forma iones tungstato
durante la corrosión y disolución y contribuye a la mejora de la
resistencia a la corrosión. Mientras tanto, Ni no sólo forma óxido
amorfo y denso y actúa en la mejora de resistencia a la corrosión,
sino que también exhibe el efecto de mejorar la tenacidad de un
material después de la austenización y el temple. Además, Cu es un
elemento que es electroquímicamente más noble que el hierro y por lo
tanto tiene el efecto de mejorar la resistencia a la corrosión.
Los efectos aparecen efectivamente cuando el
contenido de W es 0,10% o más. Sin embargo, cuando el contenido de
W excede de 1,0%, afecta negativamente a la tenacidad de un
material. Entonces, con el fin de exhibir los efectos de Ni, es
preferible que el contenido de Ni sea 0,05% o más, más
preferiblemente 0,1% o más. Sin embargo, cuando el contenido de Ni
es superior a 1,0%, no solamente aumenta la templabilidad y es
probable que se forme una estructura superenfriada después de la
laminación, sino que también aumenta la cantidad \gamma retenida
y no aparecen los efectos de la presente invención. Aquí, un límite
inferior todavía preferible de contenido de Ni es 0,1% y su límite
superior todavía preferible es 0,7%.
\global\parskip1.000000\baselineskip
El efecto de mejorar la resistencia a la
corrosión por Cu aparece efectivamente cuando el contenido de Cu es
0,005% o más. Sin embargo, cuando el contenido de Cu excede de 1,0%,
no se espera el efecto de mejorar más la resistencia a la corrosión
y más bien hay peligro de que la acritud de un material se produzca
por laminación en caliente. Aquí, un límite inferior preferible del
contenido de Cu es 0,1% y su límite superior preferible es 0,5%.
\vskip1.000000\baselineskip
Ti es un elemento efectivo para mejorar la
resistencia medioambiental (resistencia a la acritud producida por
hidrógeno) y, con el fin de exhibir el efecto, es preferible que el
contenido de Ti sea 0,01% o más, más preferiblemente 0,04% o más.
Sin embargo, cuando el contenido de Ti es excesivo, solamente tiende
a precipitarse nitruro basto. Por lo tanto, el límite superior del
contenido de Ti se pone a 0,1%.
En un alambre de acero según la presente
invención, hay que controlar apropiadamente la temperatura de inicio
de transformación martensítica de un material de acero, el número
de tamaño de grano de austenita de austenita anterior, la
compartición de límite de grano de carburo precipitado a lo largo de
los límites de grano de austenita, la cantidad de austenita
retenida después de la austenización y el temple, y otros.
Cumpliendo dichos requisitos, aparece excelente resistencia a la
corrosión incluso cuando la resistencia a la tracción es 2.000 MPa o
más. Las funciones y efectos obtenidos estipulando dichos requisitos
son los siguientes.
\vskip1.000000\baselineskip
Estableciendo la temperatura de inicio de
transformación martensítica de un material de acero a un nivel más
alto, es posible: elevar la temperatura de acabado de transformación
martensítica; y así evitar que aumente durante la austenización la
cantidad de austenita retenida que tiende a formarse debido a
insuficiente austenización durante breve austenización y temple de.
Si se puede reducir la cantidad de austenita retenida en
austenización, es posible reducir las cantidades de cementita y
carburo precipitadas debido a la descomposición de la austenita
retenida en temple; y así obtener la mejora de resistencia a la
corrosión como se ha indicado anteriormente. Con el fin de
controlar la cantidad de austenita retenida después de la
austenización y el temple a una cantidad preestablecida o inferior,
hay que controlar la temperatura de inicio de transformación
martensítica a 280ºC o más alta. Sin embargo, cuando la temperatura
de inicio de transformación martensítica excede de 380ºC, la
transformación comienza antes de que un material entre en el medio
de enfriamiento de austenización, se forman una estructura no
uniforme y fisuras de austenización, y se puede obstaculizar la
productividad. Un límite inferior preferible de una temperatura de
inicio de transformación martensítica es 300ºC y su límite superior
preferible es 350ºC.
Mientras tanto, como una temperatura de inicio
de transformación martensítica, se puede adoptar básicamente el
valor calculado con dicha expresión (1). Sin embargo, cuando un
alambre de acero contiene elementos de dichos (a) y/o (b), algunos
elementos afectan a la temperatura de inicio de transformación
martensítica y por lo tanto hay que controlar el valor M_{S} de
manera que esté en el rango de 280ºC a 380ºC en consideración del
contenido de dichos elementos.
\vskip1.000000\baselineskip
La tenacidad, la ductilidad y la resistencia a
la acritud producida por hidrógeno se mejoran afinando los granos
de austenita. Además, una de las características de la presente
invención es la mejora de resistencia a la corrosión por los granos
finos de austenita. Es decir, si se pueden afinar granos de cristal
de austenita anteriores, es posible dispersar finamente la
cementita y el carburo precipitado en límites de grano de austenita
(límites de grano de cristal de austenita anterior) durante el
temple. Es probable que se genere diferencia de potencial por
corrosión entre cementita/carburo y una matriz de acero base, y así
la diferencia de potencial por corrosión aumenta y la corrosión
puede avanzar cuando aumentan los tamaños de la cementita y el
carburo. Por esa razón, en la presente invención, fraccionando
granos de cristal de austenita anterior y dispersando finamente
cementita y carburo, es posible minimizar la diferencia de potencial
por corrosión y mejorar la resistencia a la corrosión. Aquí, un
número de tamaño de grano de austenita N es un valor definido de
conformidad con JIS G0551.
\vskip1.000000\baselineskip
Dicha "compartición de límite de grano"
significa la relación del área de las partes de límites de grano de
cristal donde el carburo precipita al área de límite de grano
total.
Cuando precipita carburo (cementita en forma de
película y carburo granular) en los límites de grano de austenita,
se produce corrosión debido a acción de batería local, y se
deteriora la resistencia a la corrosión (eventualmente la
resistencia a la fatiga por corrosión). Se obtiene mejor resistencia
a la corrosión cuando la compartición de carburo precipitado en los
límites de grano de austenita se reduce, y, dado que se evita
sustancialmente la influencia nociva a condición de que la
compartición de límite de grano se controle a 50% o menos, la
compartición de límite de grano se pone a 50% o menos. Su límite
superior preferible es 20%.
\vskip1.000000\baselineskip
Cuando aumenta la cantidad de austenita retenida
después de la austenización, la austenita retenida se descompone
durante el temple, por ello el carburo (cementita en forma de
película y carburo granular) precipita en gran cantidad alrededor
de límites de grano, aumenta dicha compartición de límite de grano,
y por ello se deteriora la resistencia a la corrosión. Por esa
razón, hay que controlar la cantidad de austenita retenida después
de la austenización. Aquí, se puede afirmar que la cantidad de
austenita retenida después de la austenización está en un rango
apropiado a condición de que la cantidad de austenita retenida sea
20% en volumen o menos después de la austenización y el temple. Un
límite superior preferible de la cantidad de austenita retenida
después de la austenización y el temple es 15% en volumen.
Cuando se produce dicho alambre de acero como se
ha indicado anteriormente, hay que controlar apropiadamente una
estructura de acero y las condiciones de trabajo (condiciones de
estirado en frío) antes de la austenización y el temple, las
condiciones de austenización y temple después del estirado en frío,
y otros. Entonces, las razones para establecer dichas condiciones
en cada uno de los procesos son las siguientes.
\vskip1.000000\baselineskip
Enfriando un material de acero que tiene los
componentes químicos indicados anteriormente desde un rango de
temperatura de austenización (una temperatura de la temperatura de
transformación Ar3 o más alta) después del laminado en caliente a
una forma de un alambre de acero y controlando por ello la fracción
de estructuras de ferrita y perlita a 40% o más en porcentaje de
área y la fracción de estructuras de martensita y bainita a 60% o
menos en porcentaje de área, se puede obtener un material de acero
que resiste el estirado en frío a una reducción de área de 20% o
más. En este caso, cuando la resistencia antes del estirado en frío
es alta y el estirado en frío apenas se aplica, también es posible
aplicar el estirado en frío después de aplicar recocido a una
temperatura de la temperatura de transformación Ac1 o inferior.
Además, con el fin de controlar una estructura de acero como se ha
indicado anteriormente, solamente hay que controlar una tasa de
enfriamiento a 1,5ºC/s o menos en el rango de temperatura de la
temperatura de transformación Ar3 a 600ºC después del laminado en
caliente y adoptar un material de acero de un tipo de componente que
presente baja templabilidad.
Aplicando estirado en frío de una reducción de
área de 20% o más a una varilla de alambre donde la estructura de
acero es controlada como se ha indicado anteriormente, es posible
aumentar la densidad de dislocación de deformación en el acero,
acelerar la disolución de carburo incluso a una alta tasa de
calentamiento de 50ºC/s o más en el calentamiento de austenización,
y así obtener granos finos de austenita.
\vskip1.000000\baselineskip
Para obtener granos finos de austenita,
solamente hay que controlar la tasa de calentamiento a 50ºC/s o más
y un tiempo de calentamiento de austenización a 90 s o menos en
calentamiento de austenización. Tales condiciones de calentamiento
se pueden obtener, por ejemplo, por calentamiento por inducción a
alta frecuencia. Un límite inferior preferible de la tasa de
calentamiento en este caso es 60ºC/s y un límite superior preferible
de un tiempo de calentamiento de austenización es 60 s. Es
preferible controlar la temperatura de calentamiento en
austenización a 880ºC o más.
Mientras tanto, elevando la tasa de
calentamiento en calentamiento de temple, es posible suprimir la
precipitación de cementita sobre límites de grano de cristal de
austenita anterior austenizada; aplicar temple a un rango de
temperatura alta de 410ºC a 480ºC dado que la disminución de dureza
no es sustancial; y así mejorar más la tenacidad y la ductilidad.
Con el fin de controlar la compartición de carburo precipitado a lo
largo de los límites de grano de austenita a 50% o menos, hay que
controlar la tasa de calentamiento a 50ºC/s o más y el tiempo de
retención a 60 s o menos. Una tasa de calentamiento preferible es
60ºC/s o más y un tiempo de retención preferible es 20 s o menos en
temple. La austenización y el temple que cumplen las condiciones
anteriores se denominan ocasionalmente más adelante "breve
austenización y temple". Aquí, cuando la temperatura de temple
es inferior que 410ºC, la dureza de un muelle disminuye en gran
parte en el recocido de alivio de esfuerzo después del
enrollamiento en frío del muelle y también la formación y exactitud
del muelle tienden a deteriorarse. Además, la tenacidad y la
ductilidad también se deterioran. En contraposición, cuando una
temperatura de temple excede de 480ºC, aumenta la cantidad de
carburo precipitado en los límites de grano.
\vskip1.000000\baselineskip
Como medio de enfriamiento usado en
austenización, es preferible usar agua al menos en torno al final de
la transformación. Por ejemplo, se adopta un método de aplicar
austenización con aceite como un medio de enfriamiento en la etapa
de inicio de transformación martensítica, a continuación aplicar
enfriamiento con agua como el medio de enfriamiento, y así
completar la transformación, o un método de aplicar austenización
solamente con agua como medio de enfriamiento desde el inicio.
La figura 1 es un gráfico (gráfico esquemático)
que explica la diferencia entre las condiciones convencionales de
austenización y temple y las condiciones de austenización y temple
según la presente invención (breve austenización y temple). Es
decir, en el caso de breve austenización y temple según la presente
invención (representado con las líneas A y B en la figura), incluso
cuando se aplica temple a una temperatura relativamente alta (475ºC
por ejemplo), es posible mantener la resistencia a la tracción de un
alambre de acero a un valor preestablecido o más y también mantener
la compartición de límite de grano de carburo después de la
austenización y el temple a un nivel relativamente bajo. En
contraposición, en el caso de la austenización y temple
convencionales (representado con las líneas C y D en la figura),
cuando la temperatura de temple se eleva a aproximadamente 400ºC o
más, la resistencia a la tracción de un alambre de acero después
del temple disminuye drásticamente, también aumenta la compartición
de límite de grano de carburo después de la austenización y el
temple, y, en consecuencia, la resistencia a la corrosión se
deteriora.
Los efectos de la presente invención se explican
más adelante más específicamente con ejemplos. Sin embargo, la
presente invención no se limita a los ejemplos mostrados y las
modificaciones de diseño de conformidad con el tenor indicado antes
y después quedan incluidas dentro del alcance tecnológico de la
presente invención.
\vskip1.000000\baselineskip
Se produjeron materiales de acero (números A a
K) que tenían las composiciones de componentes químicos expuestas
en la tabla 1 siguiente por fusión en un horno pequeño de fusión al
vacío, después se forjaron en tochos cuadrados de 155 mm de lado, y
a continuación se laminaron en caliente a varillas de alambre de
16,0 mm de diámetro. Cada varilla de alambre se estiró a un
diámetro preestablecido y posteriormente se sometió a austenización
y temple en un horno de calentamiento por inducción a alta
frecuencia, y así se produce un alambre de acero para muelles
trabajado en frío (un alambre de acero para muelles de suspensión).
Se adoptó enfriamiento con agua como el enfriamiento en la
austenización y el temple. La tabla 2 expone las condiciones de
producción de los hilos de acero conjuntamente con las fracciones
de las estructuras antes del estirado en frío. Aquí, las fracciones
de las estructuras expuestas en la tabla 2 se obtuvieron observando
las secciones transversales de los hilos de acero laminados a una
profundidad de entre un cuarto de radio y medio radio de la
superficie del alambre con un microscopio óptico y se controlaron
cambiando la tasa de enfriamiento en el rango de temperatura desde
la temperatura de transformación A3 a 600ºC después de la
laminación.
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(Tabla pasa a página
siguiente)
Cada uno de los alambres de acero austenizados y
templados se incrustó en resina, a continuación su plano en sección
transversal se sometió a pulido y acabado especular, y la cantidad
de austenita retenida se midió con un difractómetro de rayos X.
Además, se tomó una muestra de una pieza de prueba a la tracción JIS
Z2201 número 2 de cada uno de los alambres de acero austenizados y
templados y se midió su número de tamaño de grano de austenita (JIS
G0551) a una profundidad de cuarto de radio de la superficie de
alambre. Además, se produjeron piezas de prueba de corrosión y
piezas de prueba a la fatiga con rotación-curvado en
corrosión por maquinado, y se sometieron a pruebas de corrosión y
prueba de fatiga en rotación-curvado en corrosiones
mediante los procedimientos expuestos más adelante. Además, se
aplicaron pruebas de tracción y se midió la resistencia a la
tracción TS y la reducción de área después de la fractura RA, y
también se midió la compartición de carburo precipitado en límites
de grano de austenita (compartición de carburo) con el método
expuesto más adelante.
\vskip1.000000\baselineskip
Cada pieza de prueba se sometió a una prueba de
14 ciclos cada uno de los cuales constaba de los procesos de
extender solución acuosa 5% NaCl a 35ºC durante ocho horas y a
continuación retención durante dieciséis horas a 35ºC en entorno de
60% de humedad relativa, y se midió la pérdida de peso por corrosión
por la diferencia de peso de la pieza de prueba entre antes y
después de la prueba y también se midió la profundidad de los hoyos
de corrosión con un microscopio láser.
\vskip1.000000\baselineskip
Se preparó una pieza de prueba JIS Z2274 número
1 como una pieza de prueba de fatiga en
rotación-curvado en corrosión y se sometió a un
verificador de fatiga en rotación-curvado tipo Ono a
una velocidad de rotación de 60 rpm y bajo el esfuerzo de 200 MPa
dejando caer solución acuosa 5% NaCl sobre la pieza de prueba en un
flujo circulado de 0,2 l/m, y se midió el número de ciclos hasta que
la pieza de prueba se fracturó (ciclos hasta la fractura).
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La compartición (porcentaje de área) de carburo
en límites de grano de cristal de austenita se midió mediante los
procedimientos siguientes:
(1) Se sometió una pieza de prueba a prueba de
impacto Charpy a -50ºC y apareció una superficie fracturada
conteniendo una superficie fracturada intergranular. Como la pieza
de prueba de impacto Charpy se adoptó una pieza de prueba JIS número
3 de tamaño inferior del tipo de ranura en U y su anchura era 5,5
mm. Aquí, el tamaño de la pieza de prueba de impacto Charpy no es
necesariamente conforme a JIS y, en el caso de un alambre fino de
acero, la altura puede ser de 10 mm o menos a condición de que se
pueda cortar una pieza de prueba de un alambre de acero austenizado
y templado. Solamente hay que obtener una superficie fracturada
intergranular en la prueba de impacto Charpy.
(2) La superficie fracturada fue atacada por
corrosión electrolítica. En el ataque electrolítico se usó 10%
acetilcetona-1% cloruro de
tetra-metilamonio-metanol como el
electrolito y el potencial electrolítico y la carga electrolítica se
pusieron a -100 m_{VSCE} y 0,13 a 0,15 Coulomb/cm^{2},
respectivamente.
(3) Se tomó una fotografía de una porción
fracturada intergranular con un microscopio de electrones. En este
caso, se observó una superficie fracturada intergranular después del
ataque a un voltaje de aceleración de 15 kV con un microscopio
electrónico de exploración de alta resolución.
(4) La imagen fotográfica se binarizó con un
procesador de imagen, se extrajeron las partes de carburo, y se
midió el porcentaje de área (compartición) de las partes de carburo
en la superficie fracturada intergranular. Se usó una fotografía
tomada a una ampliación de 10.000 para la medición de la
compartición. El porcentaje de área se midió en la zona de 30
\mum^{2} o más por límite de grano y en diez límites de grano
(posición: en el eje central de la pieza de prueba; profundidad: 4
mm desde la parte inferior de la ranura; intervalo: 10 \mum).
Obsérvese que, dado que las partes Fe son corroídas en el caso de
corrosión electrolítica, el carburo toma formas de pluma, tabulares
y granulares.
Los resultados se exponen colectivamente en la
tabla 3 siguiente. Aquí, con el fin de evaluar la cantidad de
austenita retenida como austenizada (antes del temple), los
resultados de la medición de las cantidades de austenita retenida de
hilos de acero después de la austenización con agua (los hilos de
acero no se sometieron a temple) se exponen conjuntamente.
De los resultados surgen las explicaciones
siguientes. En primer lugar, se entiende que los casos de
A-1, B-1, C-1, D1,
E-1, F-1, son los ejemplos que
cumplen los requisitos estipulados en la presente invención y, en
cualquiera de los casos, apareció alta resistencia a la tracción TS
de 2.000 MPa o más y excelente resistencia a la corrosión.
Por otra parte, los otros casos son los ejemplos
que no cumplen al menos uno de los requisitos estipulados en la
presente invención y, por lo tanto, al menos una de las
características es inferior. En primer lugar, en el caso de
A-2, la reducción de área en estirado en frío es
pequeña, el número de tamaño de grano de austenita N es pequeño (a
saber, los granos de cristal son grandes), y en consecuencia, se
deteriora la resistencia a la corrosión. En cualquiera de los casos
de B-2, C-2, y D-2,
la tasa de calentamiento en temple es baja, la compartición de
carburo es grande, y, en consecuencia, la resistencia a la corrosión
se deteriora.
En el caso de D-3, la reducción
de área en estirado en frío es pequeña, el número de tamaño de grano
de austenita N es pequeño (a saber, los granos de cristal son
grandes), y, en consecuencia, se deteriora la resistencia a la
corrosión.
En el caso de E-2 no se aplicó
austenización con agua, de modo que la cantidad de austenita
retenida es grande, la compartición de carburo es grande, y, en
consecuencia, se deteriora la resistencia a la corrosión. En el
caso de E-3, las condiciones de austenización (la
tasa de calentamiento de austenización y el tiempo de retención de
calentamiento) se desvían de los rangos estipulados en la presente
invención, el número de tamaño de grano de austenita N es pequeño
(a saber, los granos de cristal son grandes), y, en consecuencia, se
deteriora la resistencia a la corrosión. En el caso de
E-4, las fracciones de las estructuras después de la
laminación se apartan de los rangos estipulados en la presente
invención, y así no se logró un estirado bueno (no se aplicaron las
pruebas siguientes).
En el caso de E-5, la reducción
de área en estirado en frío es pequeña, el número de tamaño de grano
de austenita N es pequeño (a saber, los granos de cristal son
grandes), y, en consecuencia, se deteriora la resistencia a la
corrosión. En el caso de E-6, la tasa de
calentamiento en temple es baja, la compartición de carburo es
grande, y, en consecuencia, se deteriora la resistencia a la
corrosión.
En el caso de F-2, no se aplicó
austenización con agua, de modo que la cantidad de austenita
retenida es grande, la compartición de carburo es grande, y, en
consecuencia, se deteriora la resistencia a la corrosión. En el
caso de F-3, las condiciones de austenización (la
tasa de calentamiento de austenización y el tiempo de retención del
calentamiento) se apartan de los rangos estipulados en la presente
invención, el número de tamaño de grano de austenita N es pequeño
(a saber, los granos de cristal son grandes), y, en consecuencia, se
deteriora la resistencia a la corrosión. En el caso de
F-4, la reducción de área en estirado en frío es
pequeña, el número de tamaño de grano de austenita N es pequeño (a
saber, los granos de cristal son grandes), y, en consecuencia, se
deteriora la resistencia a la corrosión.
En el caso de G-2, las
fracciones de las estructuras después de la laminación se apartan de
los rangos estipulados en la presente invención, y así no se logró
un estirado bueno (no se aplicaron las pruebas siguientes). En el
caso de G-3, la reducción de área en estirado en
frío es pequeña, el número de tamaño de grano de austenita N es
pequeño (a saber, los granos de cristal son grandes), y, en
consecuencia, se deteriora la resistencia a la corrosión.
En el caso de H-2, las
fracciones de las estructuras después de la laminación se apartan de
los rangos estipulados en la presente invención, y así no se logró
un estirado bueno (no se aplicaron las pruebas siguientes). En el
caso de H-3, la reducción de área en estirado en
frío es pequeña, el número de tamaño de grano de austenita N es
pequeño (a saber, los granos de cristal son grandes), y, en
consecuencia, se deteriora la resistencia a la corrosión.
En el caso de I-1, los
componentes químicos y M_{S} se apartan de los rangos estipulados
en la presente invención (el tipo de acero I en la tabla 1) y, en
el caso J-1, M_{S} se desvía del rango estipulado
en la presente invención (el tipo de acero J en la tabla 1). Por lo
tanto, en cualquier caso, la cantidad de austenita retenida es
grande, la compartición de carburo es grande, y, en consecuencia, se
deteriora la resistencia a la corrosión.
En el caso de K-1, un componente
químico se desvía del rango estipulado en la presente invención (el
tipo de acero K en la tabla 1), y, en consecuencia, disminuye la
resistencia a la tracción.
La figura 2 representa la relación entre una
reducción de área por estirado y un número de tamaño de grano de
austenita N en base a los resultados anteriores. Por la figura se
entiende que es posible controlar el número de tamaño de grano de
austenita N a 12 o más controlando la relación de reducción de área
de estirado a 20% o más.
La figura 3 representa la relación entre un
número de tamaño de grano de austenita N y una pérdida de peso por
corrosión. Por la figura se entiende que es posible reducir la
pérdida de peso por corrosión y exhibir buena resistencia a la
corrosión controlando el número de tamaño de grano de austenita N a
12 o más.
La figura 4 representa la relación entre una
cantidad de austenita retenida después de la austenización y el
temple y una compartición de carburo. Por la figura se entiende que
es posible controlar la compartición de carburo a 50% o menos
controlando la cantidad de austenita retenida a 20% o menos en
porcentaje de área.
La figura 5 representa la relación entre una
compartición de carburo y una pérdida de peso por corrosión. Por la
figura se entiende que es posible reducir la pérdida de peso por
corrosión y exhibir buena resistencia a la corrosión controlando la
compartición de carburo a 50% o menos.
La figura 6 representa la relación entre una
compartición de carburo y una prueba de fatiga en
rotación-curvado en corrosión (ciclos hasta la
fractura). Por la figura se entiende que los ciclos hasta la
fractura aumentan controlando la compartición de carburo a 50% o
menos.
La invención puede ser realizada de otras formas
específicas sin apartarse de las presentes reivindicaciones. Por lo
tanto, la presente realización se ha de considerar en todos aspectos
como ilustrativa y no restrictiva, indicándose el alcance de la
invención por las reivindicaciones anexas más bien que por la
descripción anterior, y, por lo tanto, se ha previsto que todos los
cambios que caigan dentro del significado y rango de equivalencia de
las reivindicaciones queden incluidos en él.
Claims (3)
1. Un alambre de acero para muelles conteniendo
C: 0,45-0,54% (% en masa, lo mismo se aplica más
adelante), Si: 1,8-2,5%, Mn:
0,05-0,9% y Cr: 0,05-2,0%, y
conteniendo opcionalmente:
al menos un tipo seleccionado del grupo de Nb:
0,01-0,10%, V: 0,07-0,40% y Mo:
0,10-1,0%, y/o al menos un tipo seleccionado del
grupo de Ni: 0,05-1,0%, Cu:
0,05-1,0% y W: 0,10-1,0%, y/o Ti:
0,01-0,1%,
donde:
P y S son controlados a 0,020% o menos
(incluyendo 0%), respectivamente siendo el equilibrio Fe e impurezas
inevitables;
una temperatura de inicio de transformación
martensítica M_{S} representada por la expresión siguiente (1) es
del rango de 280ºC a 380ºC;
el número de tamaño de grano de austenita N
(como se define en JIS G0551) de granos de austenita es el número 12
o más;
la compartición de límite de grano de carburo
precipitado a lo largo de los límites de grano de austenita es 50% o
menos;
la cantidad de austenita retenida después de la
austenización y el temple es 20% en volumen o menos; y
la resistencia a la tracción es 2.000 MPa o
más;
donde [C], [Mn], [Cr], [V], [Mo],
[Ni], [Cu] y [W] representan el contenido (% en masa) de C, Mn, Cr,
V, Mo, Ni, Cu y W,
respectivamente.
\vskip1.000000\baselineskip
2. Un método para producir un alambre de acero
para muelles según la reivindicación 1, incluyendo los procesos
de:
laminar en caliente un acero que tiene dicha
composición de componentes químicos a una forma de una varilla de
alambre;
enfriar dicho acero de varilla de alambre
laminada en caliente desde el rango de temperatura de austenización,
y controlar por ello la fracción de estructuras de ferrita y perlita
a 40% o más en porcentaje de área e incluyendo la fracción de una
estructura martensita y bainita a 60% o menos en porcentaje de
área;
aplicar estirado en frío al acero que tiene las
estructuras de dichas fracciones en una reducción de área de 20% o
más; y
aplicar austenización y temple al acero sometido
a dicho estirado en frío, donde dicho acero es calentado a una
temperatura preestablecida a una tasa de calentamiento de 50ºC/s o
más alta y a continuación se retiene durante 90 s o menos a dicha
temperatura preestablecida en dicho proceso de austenización y se
calienta a una temperatura de temple en el rango de 410ºC a 480ºC a
una tasa de calentamiento de 50ºC/s o más alta y a continuación se
retiene durante 60 s o menos a la temperatura de temple en dicho
proceso de temple.
\vskip1.000000\baselineskip
3. Un método para producir un alambre de acero
para muelles según la reivindicación 2, donde se usa aceite y agua o
solamente agua como un medio de enfriamiento en dicho proceso de
austenización.
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