JP2008280618A

JP2008280618A - 高硬度高靭性鋼

Info

Publication number: JP2008280618A
Application number: JP2008201120A
Authority: JP
Inventors: Takemori Takayama; 武盛高山
Original assignee: Komatsu Ltd
Current assignee: Komatsu Ltd
Priority date: 2008-08-04
Filing date: 2008-08-04
Publication date: 2008-11-20

Abstract

【課題】Ｓｉ、Ａｌ、Ｃｒ、Ｍｏ、Ｖ、Ｗ、Ｎｉ、Ｃｏをより適正に添加し、６００℃以上の高温焼戻しによって硬さＨＲＣ５０以上でそのシャルピー衝撃値が５ｋｇ‐ｍ／ｃｍ^２以上となる高硬度高靭性鋼を提供する。
【解決手段】Ｃ：０．２５〜０．５５重量％、Ｓｉ：０．８重量％未満、Ｃｒ：３．５〜５．５重量％、Ｍｏ：０．３〜１．０重量％、Ａｌ：０．１５〜０．７５重量％、Ｎｉ：０．３〜２．５重量％が含有され、Ｖ：０．１０〜０．４０重量％、Ｗ：０．１〜１．０重量％の一種以上が添加され、さらにＭｎ：０．３〜３．０重量％、Ｃｏ：１〜２０重量％、Ｂ：０．０００５〜０・００５重量％、Ｔｉ、Ｎｂ、Ｚｒ、Ｔａ、Ｈｆの一種以上が総量で０．００５〜０．２重量％含有され、残部がＰ、Ｓ、Ｎ、Ｏ等の不可避的不純物元素とＦｅからなる焼き入れ焼戻しマルテンサイト鋼である。
【選択図】なし

Description

本発明は、本発明は、油圧ショベル、ブルドーザ、ホイルローダ、モーターグレーダ、地下配管埋設機、土質改良機、コンクリート，木材等の破砕機、トンネル掘削機等の建設・土木用機械の掘削用刃先もしくは装軌式車両の履帯および減速機等に用いられる高硬度高靭性鋼に関するものである。

従来、建設・土木用機械に広く用いられている耐摩耗用鋼としては、ＳＭｎＢ、ＳＣｒ、ＳＣｒＢ、ＳＣＭ、ＳＮＣＭ系の中炭素添加鋼に焼入れ焼戻し等の熱処理を施したものがある。例えば、装軌式車両の履帯を構成する履帯ブッシュ、履帯シュー、履帯リンク、転輪ローラ、スプロケット等は走行時の摩耗や車体荷重が衝撃的に作用することから、炭素量の低減による靭性の確保を考慮した耐摩耗性の適正化がなされている。また、岩盤を割ったり、掘削するのに用いられる掘削刃先（リッパポイント、バケットツース、カッティングエッジ等）では、高性能化への要求が大きく、より衝撃的な負荷による割れもしくは折損の発生を防ぐ靭性と、より高硬度化による耐摩耗性の改善が図られている。とりわけ、前記掘削刃先においては、岩盤との過酷な摩擦熱によってその刃先部近傍が約６００℃にまで加熱されるため、焼戻し軟化抵抗性を向上させた高硬度高靭性鋼が多く用いられている。

また、前記建設・土木用機械は走行時において岩石や構造物等の障害物を乗り越えたり、旋回しながらそれら障害物を掘削することが多く、それら走行用、旋回用の歯車減速機の歯車が衝撃的な荷重による破損が問題になるために，低炭素な肌焼鋼に浸炭焼入れ焼戻し処理を施した歯車が使用されている。

前記建設・土木機械の履帯部品や掘削刃先等はいずれも（１）衝撃的な負荷による割れもしくは折損が生じないような高靭性化と（２）土砂、岩石等に対する耐摩耗性に優れる高硬度化の両立が望まれるが、一般的に高靭性と高硬度は背反する特性であるために、まず、靭性を確保するために炭素添加量を低く抑え、焼入性を高める合金元素を適正に添加した鋼材（耐摩耗用鋼）を使い、焼入れ焼戻し処理を施して使用されているために、耐摩耗性が十分でない問題がある。

前記履帯を構成する耐摩耗部材はより靭性を重視する観点から、例えば履帯シュー：０．２５〜０．３重量％、転輪ローラ：０．３〜０．３５重量％、履帯リンク：０．３５〜０．４重量％、スプロケット：０．３５重量％等と炭素量が低く設定されており、また、焼入れ焼戻し硬さがＨＲＣ４５〜５２程度に調整されて使用されていることから、耐摩耗性の点では十分でない場合が多く、建設・土木用機械の履帯修理コストが高くなる問題がある。

また、前記履帯の履帯ブッシュは、構造的により耐摩耗性が重要視されるために、例えば高靭性のＳＣＭ４２０に浸炭焼入れ焼戻し処理を施して利用されているが、深い高硬度な浸炭硬化層を形成させるための浸炭処理が極めて長時間におよび、コスト的に高くなることと浸炭処理によって靭性が顕著の損なわれるために、破損しやすい問題がある。

また、トンネル掘削用のディスクカッターやシャンク等のようにより靭性を重視する部材においては、例えば、特許第３２２７７３０号公報に開示されるように、炭素添加量を低く抑え、かつ、Ｎｉを多量に添加した鋼材（例えば、ＳＮＣＭ６２５、ＳＮＣＭ６３０相当）を焼入れ焼戻してＨＲＣ４５以上で、シャルピー衝撃値５ｋｇｆ・ｍ／ｃｍ^２以上になる条件で利用されるが、その耐用性は硬さ、靭性両方の点で十分でなく、コスト的にも高価である問題がある。

また、岩石やコンクリートを破砕するジョークラッシャーの歯板でもより靭性を重要視するために、ハッドフィールド鋼をよく利用されているために、耐摩耗性が十分でない問題がある。

さらに、土質改良機や耕運機のように土砂を攪拌、微細化する攪拌機のカッター（ソイルカッター、ピン）においても、０．２５〜０．３重量％炭素量に抑制し、硬さがＨＲＣ４８レベルに焼入れ焼戻されて利用されているために、耐摩耗性が十分でない問題がある。

さらに、前述のようにブルドーザ、ホイルローダ、油圧ショベル、モーターグレーダ等の建設・土木機械を使って岩石を割ったり、掘削したりする掘削刃先（リッパポイント、バケットツース、カッティングエッジ、エンドビット等）等やトンネル掘削用ディスクカッターでは岩盤との過酷な摩擦熱によって刃先部が３００〜６００℃まで加熱されるため、はじめの硬さが顕著に軟化して耐摩耗性が十分でなくなる問題があり、使用する鋼材としては前記高靭性化と高硬度化だけでなく、約６００℃にまで加熱されても十分な焼戻し軟化抵抗性が保有されることが望ましい。ところが、この焼戻し軟化抵抗性を改善するための合金元素の適正な添加方法（合金元素の選定とその添加量など）が不明確であるために、この合金元素の過剰添加による靭性の劣化などを防止できなかったり、あるいは経済的に高価になり易いといった問題点がある。

また、各種合金元素を添加した耐摩耗用鋼では、焼入れ後３５０〜５５０℃の焼戻しで出現する「焼戻し脆性」を回避することが極めて困難であるために、十分な高靭性が得られないという問題点がある。

さらに、３５０〜５５０℃の焼戻しで出現する「焼戻し脆性」がほとんど認められない炭素鋼では、十分な焼入れ性が確保できないために、高合金な耐摩耗用鋼に低Ｐ、低Ｓ化などの高清浄度鋼化を図ることによってその「焼戻し脆性」の軽減が図られているが、この高清浄度鋼化を達成するには、より高価になって市場入手性に問題がある。

この種の耐摩耗用鋼に関する従来技術として、例えば特許文献１においては、Ｃ：０．２５〜０．４０％、Ｓｉ：１．５〜２．５％、Ｍｎ：１．６％以下、Ｃｒ：３．０〜５．０％、Ｍｏ：０．５〜１．２％を含む耐摩耗鋼が提案されているが、この耐摩耗鋼においては、過剰なＳｉ、Ｃｒ、Ｍｏの添加によって、かえって５５０℃以上での焼戻し硬さが急速に低下し、耐摩耗性の点においても十分でなく、しかも経済的ではないという問題点がある。

また、特許文献２おいては、Ｃ：０．４〜０．６％、Ｓｉ：０．８〜１．７％、Ｍｎ：０．４〜０．８％、Ｃｒ：０．６〜２．０％、Ｍｏ：０．１〜０．８％、Ａｌ：０．２〜１．０％を含む耐摩耗鋼が提案され、特開昭５４−１４３７１５号公報においては、Ｃ：０．４〜０．６％、Ｓｉ：０．８〜１．７％、Ｍｎ：０．４〜０．８％、Ｃｒ：０．６〜２．０％、Ｗ：０．１〜０．５％、Ａｌ：０．２〜１．０％を含む耐摩耗鋼が提案されているが、これらはいずれも焼戻し軟化抵抗性とその靭性が十分でない。

さらに、特許文献３においては、Ｃ：０．４〜０．６％、Ｓｉ：１．６〜２．２％、Ｍｎ：０．５％以下、Ｃｒ：１．０〜１．５％、Ｍｏ：０．８〜１．２％、Ｖ：０．２〜０．５％、Ｎｉ：１．０〜２．０％を含む耐摩耗鋼が提案されているが、この耐摩耗鋼においては、焼戻し軟化抵抗性とは別に、過剰なＭｏ、Ｖの添加によりその靭性が十分でないという問題点がある。

また、特許文献４においては、Ｃ：０．３５〜０．４５％、Ｓｉ：０．６〜１．５％、Ｍｎ：１．８％以下、Ｃｒ：２．５〜４．５％、Ｍｏ：０．２〜１．０％および／またはＶ：０．０１〜０．５％、Ｎｂ：０．０１〜０．１０％、Ｗ：０．０１〜０．５％の一種以上、さらにＴｉ：０．０１〜０．１０％、Ｂ：０．０００５〜０．００３０％を含む耐摩耗鋼が提案されているが、この耐摩耗鋼においては、Ｃｒを添加し過ぎることによって、Ｓｉ添加による焼戻し軟化抵抗性が減じるとともに、靭性低下が避けられないという問題点がある。

さらにまた、特許文献５においては、Ｃ：０．３５〜０．５５％、Ｓｉ：０．５％以下、Ｍｎ：０．５％以下、Ｐ：０．０１５％以下、Ｓ：０．０１０％以下、Ｃｒ：１．００〜２．５％、Ｍｏ：１．００〜２．００％、Ｖ：０．０５〜０．３０％、Ｂ：０．０００３〜０．００５０％、Ａｌ：０．００５〜０．１０％、Ｎｂ：０．０１〜０．２０％を含む耐摩耗鋼が提案されており、低Ｓｉ化による焼戻し軟化抵抗性低下分を高Ｍｏ化、Ｖ添加で補っているが、焼戻し軟化抵抗性が十分ではない。また、靭性確保のために、低Ｐ化、低Ｓ化および低Ｍｎ化による粒界強化を図っているが、一般的に高価で、市場入手性に問題があるとともに、靭性においても十分でないという問題点がある。

前記建設・土木用機械の走行用および旋回用の歯車減速機の歯車が衝撃的な荷重による破損を防止するために，高靭性な低炭素肌焼鋼（０．１〜０．２５重量％Ｃ）に浸炭焼入れ焼戻し処理を施した歯車が使用されているが、表面に浸炭硬化層が深く形成されるにしたがって急激に靭性が悪くなり、とりわけ、耐面圧強度や歯元曲げ疲労強度の観点から０．５ｍｍ以上に浸炭硬化層を形成させる必要性のある前記歯車では靭性が改善されない問題がある。また、低炭素肌焼鋼においても、低Ｐ化、低Ｓ化による粒界強化を図っているが、一般的に高価で、市場入手性に問題があるとともに、靭性においても十分でないという問題点がある。

特公昭５５−１２１７７号公報特開昭５４−１２４８１６号公報特開昭５９−１０７０６６号公報特開昭６０−２１５７４３号公報特開平５−７８７８１号公報

本発明は、このような問題点を解消するためになされたもので、Ｓｉ、Ａｌ、Ｃｒ、Ｍｏ、Ｖ、Ｗ、Ｎｉ、Ｃｏをより適正に添加し、６００℃以上の高温焼戻しによって硬さＨＲＣ５０以上でそのシャルピー衝撃値が５ｋｇｆ・ｍ／ｃｍ^２以上となる高硬度高靭性鋼を提供することを目的とするものである。

さらに本発明は、ＡｌとＮｉを複合添加することによって、高炭素高硬度な焼入れ焼戻しマルテンサイト鋼においても高靭性化を可能とする鋼を提供することを目的とするものである。

またさらに本発明は、これらの鋼に適正な熱処理を施すことによって、高硬度高靭性な各種耐摩耗部材、歯車部材、ボルト部材を提供することも目的としている。

本発明においては、まず、前記掘削刃先等が摩擦熱によって〜６００℃に加熱されることと、５５０℃以上の焼戻し処理によって焼入れ鋼の焼戻し脆性を避け、靭性が回復されることの共通性に着眼し、焼入れ後、５５０℃以上、好ましくは６００℃の焼戻し処理によってもＨＲＣ４５以上（好ましくはＨＲＣ５０以上）の十分な硬さを得るための炭素量、各種合金元素の選定（Ｃ、Ｓｉ、Ａｌ、Ｃｒ、Ｍｏ、Ｖ、Ｗ）とその添加量の適正化および後述するような合金元素間の相互作用を考慮した適正化を図り、必要以上の合金元素添加による脆性劣化を防止し、かつ、経済性を確保することを図った。

さらに、Ａｌが焼戻し軟化抵抗性を顕著に高めるとともに、ＡｌとＮｉとを複合添加によって前記焼戻し脆性を示すことなく、低温の焼戻し処理によっても靭性が顕著にされることを見出し、また、１．２重量％までの炭素添加量範囲においてシャルピー衝撃値が５ｋｇｆ・ｍ／ｃｍ^２以上の高靭性を示し、高硬度で高靭性な焼戻しマルテンサイト組織鋼を使った前記各種耐摩耗部材の耐摩耗性の改善を図った。

またさらに、高温焼戻し脆性を回避して高靭性を得るために、焼入れ焼戻しマルテンサイトの磁気変態温度を高めるＣｏを適量添加することによって靭性を損なうことなく、高温焼戻しによる軟化抵抗性をより改善した。

本発明において、鋼中の各合金成分の含有量（重量％）の限定理由は下記のとおりである。これは、後述の実施例にて示されるように、各種耐摩耗鋼を２００〜７００℃で焼戻しした硬さデータを解析した結果に基づいて得られたものである。

Ｃ：０．１０〜１．２重量％
各種炭素量を含有する焼入れ鋼に２００℃の低温焼戻しを施した後の硬さを調査した結果、ＨＲＣ４５以上を確保する下限の炭素量が０．１５重量％であり、かつシャルピー衝撃値として５ｋｇｆ・ｍ／ｃｍ^２以上が確保される上限の炭素量がほぼ０．６０重量％であるが、さらに、ＡｌとＮｉが複合添加された本発明鋼における上限炭素含有量が１．２０重量％であり、かつ、本発明鋼を前記浸炭歯車などに利用する場合を想定した場合の下限炭素量が０．１重量％であることから、本発明の炭素含有量を０．１〜１．２重量％とした。

また、前記のように焼戻し軟化抵抗性が重要となる部材に用いる高硬度高靭性鋼については、０．２５〜０．５５重量％炭素を含有するが、合金元素をほとんど含有しない鋼においては、４００〜６００℃焼戻し状態での硬さは炭素量にあまり影響されないので（０．５５重量％炭素以上では５００℃でΔＨＲＣ＝＋２．５、６００℃でΔＨＲＣ＝＋１．０となる）、合金元素の添加による４００〜６００℃焼戻し処理による硬さと基準とする炭素鋼の硬さの差を合金元素添加による焼戻し軟化抵抗量（硬さ上昇量）として解析した。また、６００℃焼戻しによってＨＲＣ４５以上の硬さを得るためには炭素含有量は０．２５重量％以上であることが好ましい。

また、焼戻し軟化抵抗性を高めるために、後述するＭｏ，Ｖ等の合金元素を積極的に添加する高硬度高靭性鋼においては、０．６０重量％以上に炭素量が増大すると、焼入れ加熱時におけるオーステナイト相域での焼戻し軟化抵抗性に寄与する合金元素の固溶量が低下し、焼戻し軟化抵抗性に寄与する合金元素の役割が減ずることからあまり経済的でないこと、さらには焼戻しマルテンサイト中における炭化物の増量、粗大化によって靭性が劣化することから好ましくない。

さらに、炭素はオーステナイトを顕著に安定化させる元素であり、後述のようにフェライトを安定化させるＳｉ、Ａｌ、Ｍｏを多量に添加する本発明鋼においては、焼入れ温度を９５０℃以下に抑えるために、少なくとも０．１０重量％以上の炭素を添加することが好ましく、また、焼き入れ温度を低くすることができるオーステナイト安定化元素であるＭｎ、Ｎｉ、Ｃｒの添加量を抑える観点からは炭素含有量は０．１０重量％以上がより好ましい。

Ｓｉ：０．０５〜２．５重量％
Ｓｉは不可避的に製鋼中に含有されるものであり、通常、０．０５〜０．３重量％含有されているが、本発明では、セメンタイトの析出を抑制し、約４００℃以下での焼戻しによる靭性向上に寄与するとともに、焼戻し軟化抵抗性をより高める元素として２．５重量％未満までの添加を許容した。このＳｉの添加量は０．３重量％未満ではその効果が顕著でなく、また約４重量％までは焼戻し軟化抵抗性を高めることが知られているが、ＳｉがαＦｅ相を安定化してＡ３変態温度を高め、焼入れ温度を高め過ぎない範囲でその添加量が決められるべきであることから、炭素量が０．１〜０．３５重量％の範囲で、浸炭焼入れ焼戻し処理を施して使用する歯車部材に適用する場合には、２．５重量％以下に抑制することが好ましく、より好ましくは後述のＭｏ，Ｖに対するＳｉ添加の影響を考慮して１．８重量％である。

また、Ｓｉの添加は後述のＭｏが有効に作用する最大添加量（ＹＭｏ重量％）を、ＹＭｏ＝１．７−０．５×Ｓｉ重量％（ａｔ９５０℃）の関係式で減じ、Ｓｉ添加量に応じてＭｏ添加を有効添加量以下にすることが好ましいことがわかった。

ＳｉとＶとの関係においてもＭｏと同様の相互作用が認められ、１．８重量％Ｓｉ以上でのＶの有効最大添加量（ＹＶ）は９２５℃では０．１５重量％、それ以下では０．３重量％であり、９５０℃ではそれぞれ０．２重量％、０．４重量％であった。なお、本発明では、Ｓｉと同様に鋼のフェライト相を安定化するＡｌも含有することから、Ａｌ＋Ｓｉ≦１．８重量％として、いたずらに焼入れ処置温度を高めるのを避けるものとした。

さらに、Ｓｉ添加による４００℃以上での焼戻し軟化抵抗性は、Ｃｒが３．５重量％以上共存する場合顕著に減退させられることから（６００℃では約１／２に減退する）、３．５重量％以上のＣｒとＳｉの複合添加は効果的でないことがわかった。これは、Ｃｒの増量によってＳｉのセメンタイト析出抑制効果が減退されることによる。

また、Ｃｒが３．５重量％以上共存する場合、焼戻し軟化抵抗性を高めるのに有効に作用する上限のＭｏ添加量が約１／２に減ずるので、その有効添加量以上のＭｏの添加は靭性を損なうことが明らかである。

Ａｌ：０．１５〜１．６重量％
Ａｌは脱酸作用が極めて強力であり、また鋼中の窒素とＡｌＮを形成して結晶粒の微細化に作用することが知られており、通常のキルド肌焼き鋼においては０．００５〜０．０５重量％の範囲で添加されている。鋼中に固溶するＡｌは粒界への偏析傾向が強く、かつ粒界強度を劣化させる不純物元素Ｐ，Ｓを粒界から強力に排斥するとともに、粒界靭性を改善するＮｉを強力に引き寄せる作用をすることから、本発明では、ＡｌとＮｉを積極的に同時添加してより高濃度な炭素を含有し、ＨＲＣ４５以上の高硬度な焼戻しマルテンサイト組織鋼の靭性を画期的に改善する。また、ＡｌとＮｉを積極的に同時添加することによって，従来３５０℃以上の焼戻しで発現する焼戻し脆性が防止される。またさらに、前記高硬度な焼戻しマルテンサイト組織鋼の靭性を画期的に改善することは、単に衝撃的な荷重に耐えるだけでなく、粒界破壊を画期的に防止することにつながることが良く知られており、この特性を利用して、例えば後述するような履帯シューボルト等の高張力ボルト類や履帯ブッシュと履帯ピンを圧入して使用される履帯リンクアッセンの履帯ブッシュ，履帯リンクの耐遅れ破壊性の画期的な改善を図ることができる。

さらに、後述のＭｏ，Ｖが４００℃以上での高温側の焼戻し軟化抵抗性を高めるのに対してＡｌはＳｉと同様に、４００℃以下の低温側での焼戻し軟化抵抗性とそれ以上の高温側の焼戻し軟化抵抗性の両方を高めることに有効であることを見出し、前記Ａｌ＋Ｓｉ≦１．８重量％を維持しながら随時添加できるものとするが、靭性の改善からはＡｌの添加量範囲は０．１５重量％以下ではその効果が十分でなく、また１．６重量％以上ではいたずらにＡ３温度を高めることとその靭性改善効果が飽和するため、０．１５〜１．６重量％とする。なお、前記と同様に炭素量を低く抑えた歯車部材に適用する場合には、焼き入れ温度９５０℃において、αＦｅ相が共存しないように１．２重量％以下とするのが好ましい。

また、ＡｌはＮｉと共存する際においては、後述するように時効硬化性の発現が更なる焼戻し軟化抵抗性を高める作用をする（１Ａｌ−１ＮｉでΔＨＲＣ＝＋４、ａｔ６００℃）ことから、耐摩耗性の観点からは好ましいことである。

Ｎｉ：０．３〜２．５重量％
Ｎｉは焼入れ性を高めるとともに、低温焼戻しマルテンサイト鋼の靭性を向上させる元素として、例えばＳＮＣＭ肌焼き鋼やＡＩＳＩ４３４０強力鋼などにおいては３．５重量％以下の範囲で添加されている。また、トンネル掘削用のシャンク鋼材には（特許第３２２７７３０号）、２．５〜４．０重量％のＮｉを添加した焼き入れ焼戻し材料が利用されている。

本発明では、前記０．３〜２．０重量％のＡｌとＮｉの複合添加を必須にしてより効果的に靭性向上に寄与させることから、Ｎｉ添加の下限量を０．３重量％とした。また、このＮｉの上限量は、ＮｉとＡｌの複合添加によるＮｉＡｌ金属間化合物の析出による焼戻し軟化抵抗性を高め、耐摩耗性を改善するが、過剰な添加は靭性をかえって損なうとともに経済的に不利であることから２．５重量％が上限添加量として好ましい。

また、Ａｌ、Ｓｉは強力なフェライト安定化元素であるために、それらを高濃度に添加するとＡｃ３温度がより高温度側に移行して焼入れ温度が高くなる問題がある。例えば図１に示されるように、Ｆｅ−３重量％Ｓｉ−Ｃ合金のＡ３温度線に対する各種合金元素影響から、低炭素側（０．１０重量％〜）の合金鋼ほど、Ｍｎ、Ｎｉ、Ｃｒを添加して焼入れ温度を低く抑えることが熱処理コスト的に好ましく、０．４重量％Ｃ付近でも１重量％程度のＭｎやＮｉを添加することが好ましいことがわかる。

Ｍｎ：０．３〜３．０重量％
Ｍｎは顕著な脱硫作用を示すだけでなく、鋼の焼入れ性を向上させる有効な元素であるとともに、Ｎｉと同様に鋼のオーステナイト相を強力に安定化させてＡ３変態温度を降下させ、焼入れ温度を低下させるのに有効な元素である。また、前記フェライト安定化元素であるＡｌ、Ｓｉの添加によるＡ３変態温度の上昇を抑制する有効な元素であるので、本発明では、共析温度に対するＭｎ、Ｎｉ、Ｓｉ、Ａｌの影響から、近似的な（Ｓｉ＋２×Ａｌ）≒（Ｎｉ＋Ｍｎ）の関係を考慮して、３．０重量％以下とし、これによって焼入れ温度が９５０℃以上にならないように抑え、旧オーステナイト結晶粒がＡＳＴＭ粒度番号８を越えて粗大化しないようにすることが熱処理コスト的に好ましい。

Ｃｒ：０．１〜３．５重量％
Ｃｒは鋼の焼入れ性を向上させるとともに、焼戻し軟化抵抗性を高める元素であるが、Ｍｏ、Ｖ、Ｗ等に比べてその硬化程度は少ない。また、共存する炭素量の約７．５倍を越えると、Ｃｒ添加量（重量％）当たりの前記高温側の焼戻し軟化抵抗性が減少するとともに、Ｓｉ、Ａｌの前記高温側の焼戻し軟化抵抗性を減ずる作用があるために、Ｓｉ、Ａｌの前記高温側の焼戻し軟化抵抗性を利用する鋼に対しては、Ｃｒ添加の最大量は炭素量の７．５倍以下とした。より具体的には、０．５５重量％Ｃに対して３．５重量％Ｃｒ、０．４５重量％Ｃに対して２．９重量％Ｃｒ、０．３５重量％Ｃに対して２．３重量％Ｃｒ、０．２５重量％Ｃに対して１．６重量％Ｃｒとする。これ以上のＣｒを添加する場合においては、後述のＭｏ有効添加量を約１／２に減ずることを考慮して合金設計がなされるべきである。

また、Ｃｒの焼戻し軟化抵抗性は５．５重量％以上において約１／２に減少するので、合金設計的な手段としては次の２通りが考えられる。
１）Ｃｒ添加量を３．５重量％以下に抑えて、Ｓｉ、Ａｌ、Ｍｏ、Ｖ、Ｗを調整する方法
２）Ｃｒ添加量を３．５〜５．５重量％の範囲に設定した上で、Ｓｉの添加量を０．５重量％以下、Ｍｏの有効添加量範囲（〜１．０重量％）にして、Ａｌ、Ｖ、Ｗを調整する方法（１．０重量％以上のＭｏの添加は焼戻し軟化抵抗性を高めることには有効に寄与しない。）

前記１）の方法では、コスト的にもＣｒの最大添加量を３．５重量％未満に留めておくことがより望ましいし、Ｃｒの焼戻し軟化抵抗性がさほど大きなものでないことから、Ｃｒの下限添加量は鋼の焼入れ性を高めることを考慮し、０．１重量％以上含有されることが好ましい。しかし、Ｃｒがセメンタイトの析出を顕著に促進し、約３５０℃以上の焼戻しで発現する焼戻し脆性を顕著に高めるために、１重量％未満に抑えることが靭性の観点からはより好ましい。

また、前記２）の方法では、３．５重量％以上のＣｒを添加する鋼においては、Ｓｉ添加を少量にし、かつＭｏを前記有効添加量以下の範囲で添加し、さらに焼戻し軟化抵抗性を顕著に高めるＶ、Ｗの添加によって焼戻し軟化抵抗性を高めるのが好ましい。例えば熱間工具鋼ＳＫＤ６（Ｃ：０．３２〜０．４２％、Ｓｉ：０．８〜１．２％、Ｍｎ：０．５％以下、Ｃｒ：４．５〜５．５％、Ｍｏ：１．０〜１．５％、Ｖ：０．３〜０．５％）相当の６００℃焼戻し硬化を達成する成分として、Ｓｉ：０．５重量％以下、Ｃｒ：３．５〜５．５重量％、Ｍｏ：０．３〜１．０重量％、Ｖ：０．２〜０．４重量％、Ｗ：０．１〜０．８重量％およびまたはこれにＡｌ：０．１５〜０．６重量％，Ｎｉ：０．３〜１．５重量％を添加したものを利用するのが好ましい。

Ｍｏ：０．１〜１．９重量％
Ｍｏは焼入れ性を向上させ、かつ低温焼戻しマルテンサイト鋼における靭性を高める元素であるとともに、前述のように焼戻し軟化抵抗性を高める元素である。このため、有効な焼戻し軟化抵抗性が現れる０．１重量％を下限値とし、上限値は、焼入れ温度でのＭｏが焼入れ軟化抵抗性に作用する最大添加量（ＹＭｏ重量％）となるが、Ｍｏ炭化物の固溶限との関係に基づき、Ｓｉ、Ａｌを含有しない場合にはＹＭｏ＝１．６（９００℃）とし、Ｓｉ、Ａｌが共存する場合にはＹＭｏ＝１．６重量％−０．５×（Ｓｉ重量％＋Ａｌ重量％）とする。ただし、定数１．６重量％は焼入れ温度に対して変化するもので、９００℃では１．６、９５０℃では１．９、１０００℃では２．３が適正である。なお、焼入れ設備やその生産性および加熱時の結晶粒成長による結晶粒の粗大化を考慮した場合には、焼入れ温度は９５０℃以下に設定するのが好ましく、９００℃以下がより好ましい。

また、６００℃における焼戻し軟化抵抗性に対する寄与度は、Ｓｉ、Ａｌが１重量％当たりＨＲＣ＝＋５．８であるのに対し、ＭｏはＨＲＣ＝＋１１である。このため、前記ＹＭｏの関係式から、Ｓｉ、Ａｌを最大限に有効利用することによって、焼戻し軟化抵抗性をさほど減じることなく、Ｍｏ添加量を低減できることがわかったので、本発明では、経済的な観点からＭｏの最大添加量を１重量％未満に設定することが好ましい。

また、前述のように３．５重量％以上Ｃｒが共存する場合においては、有効な最大添加量（ＹＭｏ重量％）がさらに１／２ほどに減じることから、３．５〜５．５重量％Ｃｒを含有する鋼に対しては、Ｍｏを１重量％以下にするのが好ましい。

Ｖ：０．０５〜０．４重量％
ＶはＣｒ、Ｍｏと異なり、６００℃以上の焼戻し温度域においても焼戻し軟化抵抗性を顕著に高め、耐摩耗性を高めるのに有効な元素であるため、本発明においては、ＶおよびＶと同様の作用を示す後述のＷのいずれかを含有することを必須としているが、Ｖ炭化物の固溶度が小さく、焼入れ温度での加熱時にＶ炭化物がオーステナイト相中に析出して、靭性を劣化させるために、その上限添加量を０．３重量％とするのが好ましい。なお、この上限添加量は、前記と同様、焼入れ温度が９５０℃のときは０．４重量％、１０００℃のときは０．５重量％とするのが適正である。

また、Ｓｉ、Ａｌと共存するとき、（Ｓｉ＋Ａｌ）が１．８重量％以上の場合には、上限添加量を、前記焼入れ温度に応じた上限添加量のそれぞれ１／２に相当する０．１５重量％，０．２重量％，０．２５重量％とした。この焼入れ温度は、焼入れ設備やその生産性、および加熱時の結晶粒成長による結晶粒の粗大化を考慮した場合には９５０℃以下に設定するのが好ましいことから、添加量の上限を０．４重量％とした。なお、この焼入れ温度は９００℃以下がより好ましいことから、添加量の上限は０．３重量％であるのがより好ましい。さらに、１．０重量％以上の添加によって、Ｓｉが共存する場合において、Ｓｉの焼戻し軟化抵抗性を減ずることから、最大添加量を０．４重量％以下にするのが好ましい。

Ｗ：０．１〜１．０重量％
Ｗは前記Ｍｏ、Ｖほどの焼戻し軟化抵抗性はないが、６００〜７００℃において最大の焼戻し軟化抵抗性を示すことと、有効作用する添加量の上限値（ＹＷ）が大きいことから、ＷとＶのいずれかが含有されることが必須である。Ｗ添加量は０．１重量％以上においてその効果が有効になり、Ｖ、Ｍｏと同様、有効作用する上限値は９００℃で０．８重量％、９５０℃で１．７重量％、１０００℃で２．５重量％となる。Ｗを１重量％以上添加した場合には、Ｍｏの焼戻し軟化抵抗性を顕著に減じること、およびＷがＭｏに比べて高価な材料であることから、その最大添加量を１．０重量％以下にするのが好ましい。

Ｃｏ：１〜２０重量％
Ｃｏ自身は焼戻し軟化抵抗性を発現する元素でないことは良く知られている。本発明では、Ｃｏの添加によってマルテンサイトの磁気変態点を急速に高め、他の合金元素の拡散性を抑えることによって、例えばＳｉ、Ａｌ、Ｃｒ、Ｍｏ、Ｖ、Ｗの焼戻し軟化抵抗性を生む各種炭化物反応を高温側にまで引き上げる効果を発揮し、またＳｉ、Ａｌとの共存によって時効硬化性を発揮し、Ａｌとの共存によってＣｏの磁気変態点がより効率的に高められる。このＣｏの適正な添加量としては、１重量％当たり１８℃での磁気変態点上昇による効果が１０重量％あたりまで認められ、それ以上の２０重量％までは１重量％当たり１０℃の上昇が認められた。しかし、それ以上では効果が飽和するとともに、高価になり過ぎる問題がある。なお、より効率的には１０重量％以下に抑えて使用することが好ましい。

Ｂ：０．０００５〜０．００３０重量％
Ｂは顕著な焼入れ性の向上を図る元素であり、多くの場合において、焼入れ性を向上させるＭｎ、Ｃｒ、Ｍｏ等の合金元素量を低減できる経済的効果が期待されるだけでなく、高温焼戻し脆性を引き起こし易いＣｒの添加量を低減できるために、本発明では積極的に利用することが好ましい。Ｂの添加量としては、０．０００５重量％以下ではその効果が得られず、また０．００３０重量％を越えると、ＢＮの析出によって靭性を劣化することが知られているので、その適正添加量は０．０００５〜０．００３０重量％とした。

また、Ｂはオーステナイト結晶粒界にＰ，Ｓよりも強力に偏析し易く、Ｓを強力に偏析し易く、とりわけＳを強力に粒界から排出し、粒界強度を改善するので積極的に利用するのが好ましい。

Ｚｒ、Ｎｂ、Ｔｉ：０．００５〜０．２０重量％
Ｚｒ、Ｎｂ、Ｔｉは、結晶粒を微細化する元素として良く知られており、通常の範囲内で添加されるものであるが、０．２重量％を越えると炭化物、窒化物の析出量が多くなり、靭性に対しても良くないことが知られている。

Ｐ、Ｓ：０．０３重量％以下
Ｐ、Ｓは不可避的不純物元素として含有され、前記３５０〜５５０℃での焼戻し脆性に関与する重要な元素であり、高清浄度鋼はこれらの元素を極力低減している。本発明においては、６００℃以上での高温焼戻しの適用および／またはＡｌ＋Ｎｉの添加による焼戻し脆性の回避を図っているので、Ｐ、Ｓの最大含有量が０．０３重量％を越えるものであっても良いが、より高靭性の安定化を考慮した場合には０．０３重量％以下とするのが好ましく、さらに現状の製鋼技術でコスト的に問題とならない０．０１５重量％以下とするのがより好ましい。

前述の検討結果に基づき、第１発明による高硬度高靭性鋼は、Ｓｉによる焼戻し軟化抵抗性を効率良く利用しながら、強力な焼戻し軟化抵抗性を発現させるＭｏ、Ｖ、Ｗを適正量添加した経済的な強靭性耐摩耗鋼であって、
Ｃ：０．２５〜０．５５重量％、Ｓｉ：０．８重量％未満、Ｃｒ：３．５〜５．５重量％、Ｍｏ：０．３〜１．０重量％、Ａｌ：０．１５〜０．７５重量％、Ｎｉ：０．３〜２．５重量％が含有され、Ｖ：０．１０〜０．４０重量％、Ｗ：０．１〜１．０重量％の一種以上およびＭｎ：０．３〜３．０重量％が含有され、さらにＴｉ、Ｎｂ、Ｚｒ、Ｔａ、Ｈｆの一種以上が総量で０．００５〜０．２重量％含有され、残部がＰ、Ｓ、Ｎ、Ｏ等の不可避的不純物元素とＦｅからなる焼き入れ焼戻しマルテンサイト鋼であることを特徴とするものである。

また、第２発明は、前記第１発明において、さらに、０．０００５〜０．００５重量％のＢが添加された点にある。

また、第３発明は、前記第１発明または第２発明において、さらに、１〜２０重量％のＣｏが添加された点にある。

また、第４発明は、前記第１発明乃至第３発明において、さらに、総量で０．００５〜０．２重量％のＴｉ、Ｎｂ、Ｚｒ、Ｔａ、Ｈｆの一種以上が添加された点にある。

また、第５発明は、前記第１発明乃至第４発明の成分範囲において、式２１．２≦５．８×（Ｓｉ（重量％）＋Ａｌ(重量％)）＋２．８×Ｃｒ（重量％）＋１１×Ｍｏ（重量％）＋２５．７×Ｖ（重量％）＋７．５×Ｗ（重量％）≦４１．２の関係に合金添加量を調整したことを特徴とする高硬度高靭性鋼である。

次に、本発明による高硬度高靭性鋼の具体的な実施例について、図面を参照しつつ説明する。

（実施例１；予備調査と予備実験）
本実施例１においては、「鋼の熱処理」改訂５版、日本鉄鋼協会編（１９８５年、丸善株式会社発行）に記載されている各種の強靭鋼（マルテンサイト鋼）の焼戻し温度とロックウエル硬さとの関係を整理し、本発明における耐摩耗鋼の改善目標値を検討した。

この検討の結果、図２に示されているように、０．６重量％以下の炭素を含有するＳＣｒ、ＳＣＭ、ＳＮＣＭおよび高Ｓｉ系の強靭鋼においては、６００℃の焼戻しによってＨＲＣ４５を越えるものはなく、ＳＫＤ６（０．４Ｃ５Ｃｒ１．３Ｍｏ０．３Ｖ）においてその目標が達成できることがわかった。

図３、図４には、ＳＵＪ２，ＳＫＨ９を含めた鋼の１５０〜７００℃の焼戻し硬さとシャルピー衝撃値との関係が示されている。このグラフから、シャルピー衝撃値が５ｋｇｆ・ｍ／ｃｍ^２以上であるための上限の硬さが約ＨＲＣ５６であることがわかる。また、表１に示される組成の鋼を焼入れ後２００℃２ｈｒの焼戻しを実施したもののシャルピー衝撃値と炭素量との関係を調査した予備実験結果が図５に示されているが、炭素量０．５５重量％以上においてシャルピー衝撃値が５ｋｇｆ・ｍ／ｃｍ^２以上になる可能性がほぼ無いことがわかる。

（実施例２；耐摩耗試験鋼の準備）
表２には、本発明で使用した鋼材の組成が示されている。各種元素の添加範囲は、Ｃ：０．１４〜０．７３重量％、Ｓｉ：〜２．５重量％、Ｍｎ：〜１．３重量％、Ｃｒ：０．３〜８重量％、Ｍｏ：〜４重量％、Ｖ：〜１重量％、Ｗ：〜２重量％、Ａｌ：〜２重量％、Ｎｉ：〜２重量％で、その他Ｎｂ、Ｂ、Ｔｉなどを微量添加、Ｐ、Ｓの調整等に関する水準を選択し、各合金元素の焼戻し軟化抵抗性に対する影響（およびシャルピー衝撃値）を調査するのに用いた。なお、各鋼は、約２５ｋｇを高周波溶解炉により溶製し、熱間鍛造により直径３２ｍｍの丸棒状に成形した後、直径２５ｍｍの丸棒に機械加工し、適当な長さに切断したものに所定の熱処理を施して以下の実験に供した。

（実施例３；焼戻し軟化抵抗性の確認テスト（焼戻し硬さに及ぼす合金元素の影響）
本実施例では、表２に示される組成の直径２５ｍｍの試験片をＮ_２ガス雰囲気中で８７０〜９８０℃で１ｈｒ加熱した後に水焼入れし、２００〜７００℃で２ｈｒ焼戻し、水中急冷したものから硬度を測定し、各合金元素の焼戻し軟化抵抗性に対する影響を調査・解析するとともに、６００℃の焼戻しによっても焼戻し硬さがＨＲＣ４５以上となる合金設計手法を確立することを目的としている。

この確認テストの結果、例えば９００℃から焼入れた後の６００℃焼戻しによるマルテンサイト鋼の硬さに及ぼす合金元素の影響は次式で算出されることがわかった。
ΔＨＲＣ＝５．７×（Ｓｉ重量％＋Ａｌ重量％）＋２．８×Ｃｒ重量％＋１１×Ｍｏ重量％＋２５．７×Ｖ重量％＋７．５×Ｗ重量％
ただし、前述のようにＭｏ、Ｖ、Ｗについてはそれぞれ最大添加量ＹＭｏ、ＹＶ、ＹＷが存在して、この最大添加量以上に添加した合金鋼の硬さは、計算式中に最大添加量を代入して計算されるものである。

図６〜図１０には、表２に示されている各種供試鋼の焼戻し硬さの測定結果（「実測」と表記）と、この焼戻し硬さに及ぼす各合金元素の影響を解析定量化して計算方式に基づいて算出した結果（「計算」と表記）とが併せて示されている。これらグラフから明らかなように、各合金鋼の焼戻し硬さの計算値と実測値とが極めて良く合致し、前述の各種合金元素影響がほぼ合理的に定量化できることがわかった。

図６には、Ｎｏ．１〜Ｎｏ．９の焼戻し硬さの実測値（焼入れ温度８７０℃）と計算値とが比較して示されている。この図において、Ｎｏ．１〜Ｎｏ．３は低Ｃｒ−高Ｓｉ系でＭｏ、Ｖ添加の影響を調べたもの、Ｎｏ．４〜Ｎｏ．６はＶ、Ｎｉ、Ｗの影響を調べたもの、Ｎｏ．７〜Ｎｏ．９はＡｌ、Ｎｉの複合添加の影響を調べたものである。この図から明らかなように、低ＣｒにおいてもＳｉ、Ｍｏ、Ｖ、Ｗ、Ａｌの顕著な焼戻し軟化抵抗性が認められ、特にＡｌの焼戻し軟化抵抗性Ｓｉと同じ影響度で極めて良く算出され、焼戻し軟化抵抗性の発現メカニズムがＳｉにほぼ等しいことがわかった。

また、解析に基づく計算結果と実測値との比較から、ＡｌとＮｉとが共存する場合においては、ＮｉＡｌ系金属間化合物の時効効果に起因する硬化が確認された（１Ａｌ＋１ＮｉでΔＨＲＣ＝＋４）。ただし、焼入れ温度を８７０℃とした場合には、Ｎｏ．２ではＭｏ、Ｎｏ．４ではＭｏ、Ｖが、Ｎｏ．５ではＶ、Ｎｏ．６ではＶ、Ｗが前述の有効添加量をわずかに越えており、例えば９５０℃からの焼入れ後に焼戻しした場合の方（例えば有効Ｍｏ量；ＹＭｏ＝１．３−０．５×（Ｓｉ＋Ａｌ））が、より効果的な焼戻し軟化抵抗性を発揮することがわかった。

図７には、Ｎｏ．１０〜Ｎｏ．２２の焼戻し硬さの実測値（焼入れ温度８７０℃）と計算値とが比較して示されている。この図において、Ｎｏ．１６は焼入れ温度を９８０℃に上げて焼戻し処理を施したものであり、その合金中に含まれる０．５重量％Ｖを固溶させて焼戻し処理を施すことが焼戻し軟化抵抗性に有効に寄与することがわかった。

図８には、Ｎｏ．２３〜Ｎｏ．２９の焼戻し硬さの実測値（焼入れ温度９００℃）と計算値とが比較して示されている。これは高Ｃｒ、Ｍｏ化とＶ添加の関係を調査したもので、約３重量％のＣｒが共存する場合でも前述のＭｏ、Ｖの関係が成立することが確認できた。また、Ｎｏ．２８は高濃度にＭｏを添加しているが、その有効Ｍｏ量は共存するＳｉ量と高炭素（オーステナイト中でのＭｏ炭化物の析出を考慮する（ΔＹＭｏ＝０．１５））であることを考慮すると１．０重量％程度であり、例えば熱間工具鋼ＳＫＤ６の６００℃での焼戻し硬さと同等以上のＨＲＣ５５と非常に高硬度化されていることがわかった。さらに、ＳＫＤ６は１０００〜１０５０℃から焼入れし、５５０〜６００℃の焼戻し処理を施して、ＨＲＣ５３以下に調整して実用に供されることと比較すれば、本実施例のＮｏ．２３〜Ｎｏ．２９はＣｒを３重量％未満、Ｍｏを１重量％未満に抑え、焼入れ温度９００℃に抑えたより経済的な熱間工具鋼としても有効であることがわかる。なお、これらの鋼の炭素量は０．５５重量％以下に抑えるが、より好ましくはＳＫＤ６の成分範囲を考慮して０．４５重量％以下にすることがより好ましいことがわかる。

図９には、Ｎｏ．３０〜Ｎｏ．３３の焼戻し硬さの実測値（焼入れ温度９５０℃）と計算値とが比較して示されている。この図は図８よりもさらに高Ｃｒ化の影響を調べたものである。例えばＮｏ．３１とＮｏ．３３との比較からも明らかなように、約３．５重量％以上の高Ｃｒによって焼戻し軟化抵抗性に対するＣｒの影響が激減し、またＣｒが３．５重量％を越える鋼においてはＳｉの焼戻し軟化抵抗性が激減することがこの解析結果からわかった。したがって、Ｃｒの焼戻し軟化抵抗性を有効に発揮させるためには、３．５重量％以下に抑えて使用することが好ましいことがわかる。

また、Ｎｏ．２９〜Ｎｏ．３３のように高Ｃｒが添加されている場合には、炭素量がＣｒ添加量に比べて少なくなるほどＣｒの焼戻し軟化抵抗性の発現機構が顕著になり、解析の結果、炭素量の約７．５倍を越えたＣｒが添加される場合には、前述のようにＣｒ添加量当たりの抵抗性が減少することがわかる。

図１０には、Ｎｏ．３４〜Ｎｏ．３８の焼戻し硬さの実測値（焼入れ温度９００℃）と計算値とが比較して示されている。この図はより高Ｃｒ領域でのＭｏ、Ｗ、Ｓｉの影響を調査したものである。これらの結果から、Ｗの最大有効添加量は９００℃で約１．０重量％であり、１重量％以上のＷの添加は急激にＭｏの最大有効添加量を減じることがわかり、Ｗの添加量が１重量％を越えないことが望ましいことがわかる。また、Ｃｒが６重量％以上になった場合には、Ｃｒ焼戻し軟化抵抗性はさらに急減する（Ｎｏ．３８）こともわかった。

以上のことから、高靭性的な硬質耐摩耗鋼を開発するに当たっては、前述のような最大添加量を越えるような合金元素の添加は不経済であるだけでなく、耐摩耗性にほとんど寄与せずに靭性を損なうことは明らかである。また、Ｓｉ、Ａｌ、Ｃｒ等の合金元素についてもその添加量範囲によって、耐焼戻し軟化抵抗性に対する作用性が異なることから、経済性を考慮しながらより有効に添加されるのが好ましいことがわかる。

また、６００℃焼戻しによるマルテンサイト鋼硬さがＨＲＣ４５以上であるためには、次式を満足させるような合金元素の組み合わせが必要である。
２１．１≦５．７×（Ｓｉ（重量％）＋Ａｌ（重量％））＋２．８×Ｃｒ（重量％）＋１１×Ｍｏ（重量％）＋２５．７×Ｖ（重量％）＋７．５×Ｗ（重量％）

また、高靭性な耐摩耗鋼であるためには、６００℃の焼戻しによって得られる上限硬さを規制しておくことが好ましく、例えばＳＫＤ６等を従来基準として参考にした場合にはＨＲＣ５５以下に設定することが好ましいが、Ａｌ，Ｎｉの複合添加によって上限の硬さはＨＲＣ６５にまで高めることができるので、合金元素添加範囲は次式であることがより好ましい。
２１．２≦５．８×（Ｓｉ（重量％）＋Ａｌ（重量％））＋２．８×Ｃｒ（重量％）＋１１×Ｍｏ（重量％）＋２５．７×Ｖ（重量％）＋７．５×Ｗ（重量％）≦４１．２

（実施例４；衝撃テスト結果）
表２には、２００℃、６００℃２ｈｒの焼戻し処理を施したものを２Ｕシャルピー衝撃試験に供した結果が合わせて示され、表３にも追加の本発明材と比較材の結果が示されている。この結果、２００℃、６００℃２ｈｒの焼戻し処理の両方の材料において、
１）Ｃｒを約１重量％以下に抑え、Ｍｏを積極的に添加したもの
２）Ｗを０．８１重量％以下添加したもの
３）ＡｌとＮｉを複合添加したもの
等が強靭性を示し、シャルピー衝撃値５ｋｇｆ・ｍ／ｃｍ^２以上の靭性を示す焼戻しマルテンサイト組織鋼の上限炭素含有量が、ＡｌとＮｉの複合添加によってほぼ１．２重量％になることがわかる。

図１１には、Ｎｏ．４７、４８，４９を表中の温度から焼入れ、２００〜５００℃の各温度で３ｈｒ焼戻した硬さとシャルピー衝撃値の関係が示されている。ＨＲＣ６０の低温焼戻し状態からＨＲＣ４７の５００℃焼戻しまでの間に焼戻し脆性による衝撃値の低下が観測されず、とりわけ２００℃の焼戻し温度で急速な靭性の回復が認められた。

また、図１２には、表３中のＮｏ．４７と表２中のＮｏ．１０、Ｎｏ．１２の各焼戻し温度とシャルピー衝撃値の関係が示されており、Ｎｏ．１２が２００℃以上の焼戻しによって急速に脆化するのに対して、Ｎｏ．１０の高Ｓｉ材は３５０℃以下において靭性を維持し、５００℃で顕著に脆化し、６００℃で靭性が回復することがわかる。また、ＡｌとＮｉを複合添加したＮｏ．４７材では焼戻し脆化現象が認められず、極めて高い靭性を示すことがわかる。

また、低炭素なＡｌＮｉ鋼（Ｎｏ．４０）の例では、２００℃の低温焼戻しの状態においても極めて優れた靭性を示すことがわかる。また、表３の鋼材（Ｎｏ．３９、Ｎｏ．４１、Ｎｏ．４５、Ｎｏ．４６）の結果を比較して、ＡｌＮｉ鋼は広い炭素含有領域、広い硬さ範囲において靭性が極めて高く、適正な炭素含有量としては炭素量０．１５重量％〜１．２０重量％が好ましいことがわかる。したがって、耐摩耗性をＨＲＣ４５以上を確保することを考慮しながら、６００℃焼戻しでＨＲＣ４５以上が確保できるような合金設計が好ましいことがわかる。

（実施例５；浸炭焼き入れ焼戻し鋼の衝撃テスト結果）
本実施例に供する試験片は、表３中のＮｏ．３９，４０，４１の鋼材を９８０℃での焼きならし処理を施した後、シャルピー衝撃試験片形状に加工したものを使った。また、浸炭焼き入れ焼戻し処理は、図１３に示すように９３０℃で炭素ポテンシャルが０．８５重量％炭素となるようにし、浸炭硬化深さが０．８〜１．２ｍｍになるように浸炭拡散時間を５時間と設定した。焼戻し処理は１８０℃、３時間とした。

図１４には浸炭焼き入れ焼戻し後の試験片の硬さ分布を示したが、表面浸炭硬化層の硬さはビッカース硬さＨｖ７５０〜８００（ＨＲＣ６２〜６４相当）であり、その試験片のシャルピー衝撃値はＮｏ．３９：１．７４ｋｇｆ・ｍ／ｃｍ^２、Ｎｏ．４０：１１．９ｋｇｆ・ｍ／ｃｍ^２、Ｎｏ．４１：１．２４ｋｇｆ・ｍ／ｃｍ^２であった。また、組織観察の結果Ｎｏ．３９，Ｎｏ．４０はαＦｅ相が残留していたので、浸炭後の焼き入れ温度を８５０℃から９１０℃に高めた試験片についてシャルピー衝撃試験を実施したところ、Ｎｏ．３９：２．５２ｋｇｆ・ｍ／ｃｍ^２、Ｎｏ．４０：２２．６ｋｇｆ・ｍ／ｃｍ^２と画期的な改善が認められた。とりわけ、Ｎｏ．４０の衝撃値は表３に示した低炭素濃度なベース材の衝撃値に近いものである。

この結果は、衝撃荷重のかかりやすい建機・土木機械の歯車減速機や旋回装置の歯車に適用することが極めて好ましいことがわかる。さらに、前記浸炭焼き入れ焼戻して使用される履帯ブッシュなどに対しても好ましいことがわかる。

図１５（ａ）、（ｂ）はＮｏ．４０を表面炭素量が１．１重量％、１．３重量％となるように１０００℃で浸炭し、Ａ１温度以下にいったん冷却した後に、８７０℃に再加熱焼入れした後に、２００℃で３時間焼戻し処理を施したシャルピー試験片の表面から０．２ｍｍ深さの組織写真を示したものである。平均粒径が１μｍ以下のセメンタイト粒子がほぼ均一に分散しており、その表面浸炭硬化層の硬さはＨＲＣ６２である。このようなセメンタイト粒子が微細に多く分散する表面硬化層組織を有する歯車部材は耐面圧強度に優れ、よりコンパクトな歯車減速機用歯車として期待されているが、極めて靭性に乏しいことが問題になっていたが、シャルピー衝撃試験の結果（Ｎｏ．４０；４〜６ｋｇｆ・ｍ／ｃｍ^２、Ｎｏ．４１；０．７〜１．０ｋｇｆ・ｍ／ｃｍ^２）から、前述のＡｌとＮｉの複合添加する本発明鋼を使用することによって靭性が改善され、前記セメンタイト粒子を分散させた高耐面圧用の歯車に適用できることがわかった。

（実施例６；高硬度高靭性鋼の適用事例の形態１）
本実施例においては、上述の高硬度高靭性鋼の適用が期待される建設・土木機械における耐摩耗部品の耐摩耗性を整理し、本発明による作用効果を明らかにした。表４には代表の各部品の炭素濃度と焼き入れ焼戻し硬さおよび代表的な合金成分から算出される焼戻しパラメータを示したが、まず、これら部品の多くは高靭性化と高硬度化の両立を配慮して、全体的には、含有される炭素量は０．２５〜０．４０重量％の範囲に設定し、ＨＲＣ５２以上の硬さで使用されることは少ないために、その耐摩耗性が十分でないことがわかる。また、岩盤掘削作業などの頻度が高く、焼戻し軟化抵抗性を必要とするバケットツース、リッパポイント、エンドビット、カッティングエッジ類において、前述の焼戻しパラメータは１０〜２２の範囲で成分調整されており、６００℃焼戻し後の硬さがＨＲＣ３３〜４６の範囲と低いために、十分な耐摩耗性が得られないことが分かる。

また、これらの鋼材においては、ＡｌとＮｉの複合添加による高硬度高靭性化事例は無く、また前記の実施例でのシャルピー衝撃値の結果から靭性不足による割れ、欠け、折損の不具合が十分解決されていない。

なお、当社においては、ビッカース硬さＨｖ５００の焼き入れ焼戻し鋼の耐摩耗性（Ｗ；摩耗量）を１とした場合の、各種鋼材の硬さと摩擦発熱による硬さ軟化が顕著でない条件でのガウジング耐摩耗性の関係を調査したデータがあり、近似的には耐摩耗性は式Ｗ×（Ｈｖ）^２＝２５００００関係で表される（図１６参照）。この結果によると、例えば前記部品の靭性を変えずに平均硬さＨＲＣ５０（Ｈｖ５１３）をＨＲＣ５５（Ｈｖ６００）高めることが可能になると、その耐摩耗性は約２０％以上の大きく改善されることが分かり、例えば、前記ＡｌとＮｉを複合添加した高硬度高靭性鋼を使って、適切な熱処理を施し、ＨＲＣ５５以上でシャルピー衝撃値を５ｋｇｆ・ｍ／ｃｍ^２以上に改善した履帯リンク、履帯シュー、履帯ブッシュ、バケットツース、カッティングエッジ、エンドビット，セグメントティース、下転輪ローラ、トンネル掘削用のツールビット、シャンク、ディスクカッター、チゼル工具、土質改良機の土砂攪拌用のソイルカッター等の耐摩耗性を顕著に改善できることは明らかである。

また、前記岩盤掘削作業などの頻度が高く、焼戻し軟化抵抗性を必要とするバケットツース、リッパポイント、エンドビット、カッティングエッジ類は前述の焼戻しパラメータを使って、６００℃の焼戻しでＨＲＣ４５以上の硬さ、より好ましくはＨＲＣ５０以上になるように合金元素を適正に添加し、さらに、ＡｌとＮｉの複合添加によってより靭性を高めることによって、割れ、欠け，折損不具合を防止できることは明らかである。

さらにまた、実施例４、５の衝撃試験結果から明らかなように、ＡｌとＮｉの複合添加によって改善される靭性は、粒界強度（旧オーステナイト粒界）の強化に繋がり、耐遅れ破壊性が問題になるような履帯シューボルトの改善に極めて効果的である。ボルト類の遅れ破壊は、ＨＲＣ４０以上の焼き入れ焼戻し鋼を使用するボルトにおいて頻発することが知られており、かつ、焼戻し脆性の顕著な鋼において発生しやすいことから、合金元素をあまり含有せず、Ｂで焼入れ性を高めた表４中のＳ３５Ｃのボロン鋼が多く用いられているが、そのシャルピー衝撃値はＨＲＣ４０硬さで、７〜１１ｋｇｆ・ｍ／ｃｍ^２程度であり、本発明でのＡｌとＮｉの複合添加によるシャルピー衝撃値の改善効果に比べて十分でなく、本発明の焼戻し脆性の抑制と顕著な粒界強度の改善によってＨＲＣ４１以上でシャルピー衝撃値が式ｌｏｇ（シャルピー衝撃値(ｋｇｆ・ｍ／ｃｍ^２)）＞−０．０２６３×ＨＲＣ＋２．２２５の関係を満足させることによって、より高張力なボルトが製造できることは明らかである。

また、実施例４の図１１に示すように、表３のＮｏ．４０は硬さＨＲＣ６０においても顕著なシャルピー衝撃値を確保しており、歯車を想定したＳＣＭ４２０Ｈ浸炭焼き入れ焼戻し材に比べても極めて靭性が高いこと（実施例５参照）から、ＡｌとＮｉを複合添加した０．４５〜１．２重量％炭素を含有する本発明鋼を用いて、歯車加工後に高周波焼入れ焼戻しもしくは適切な公知の焼き入れ焼戻し処理を施し、表面硬さがＨＲＣ５５以上の歯車が、従来の浸炭焼き入れ焼戻した歯車よりもより安価に製造できることは明らかである。なお、歯車の耐面圧強度を高めるためには、表面硬さがＨＲＣ５８以上であることがより好ましく、さらに、表面層において平均粒径が１μｍ以下のセメンタイト粒子が分散していることが好ましいことは明らかである。

また、実施例４、５の衝撃試験結果から明らかなように、炭素濃度が〜１．２重量％の高濃度な範囲の焼入れ焼戻し鋼および浸炭焼入れ焼戻し鋼においても５ｋｇｆ・ｍ／ｃｍ^２以上のシャルピー衝撃値を示すことから、タップ、プレス金型、たがね、シャーリング用剪断刃、鋸刃、刃物などの部材に対しても適用することができることは明らかである。

（実施例７；高硬度高靭性鋼の適用事例の形態２）
本実施例においては、上述の高硬度高靭性鋼の適用が期待される建設・土木機械における高張力鋼板や耐摩耗鋼板等の低温割れ、再熱割れが、溶接熱による母材の旧オーステナイト粒界の脆化に起因することに着眼し、本高硬度高靭性鋼がこれらの溶接割れを防止するのに有効であることを明らかにする。

より高張力な溶接用鋼板や耐摩耗性溶接鋼板の開発とともに、溶接後の母材における低温割れを防止する対策が重要となり、それらの鋼板の化学成分に基づく規格が制定されている。当社においても、５０ｋｇｆ／ｍｍ^２以上の高張力鋼やそれを利用した耐摩耗溶接用鋼に対しては、各元素の重量％で計算される新日本製鉄社の規格値ＰＨ：
ＰＨ＝Ｃ＋Ｍｎ／１０＋Ｃｒ／１５＋Ｍｏ／６＋３Ｖ＋４０Ｐ＋１００Ｂ
が１．０以下となるように鋼板成分が調整されており、この関係式から、粒界脆化を顕著に引き起こすＰが極めて顕著に溶接割れを助長するために、Ｐが０．０１重量％以下に規され、鋼材の焼入れ性を確保するためのＢ量が慎重に制御され、かつ、炭素量が０．１〜０．３重量％にとどめられたものとなっている。

例えば、表４のバケット耐摩耗用鋼板はバッケットの底面に隅肉溶接されて利用されるものであるため、炭素量が０．３重量％以下に制御され、かつ、上述のような成分規制をして溶接割れの発生を防止したものであるために、十分な耐摩耗性が得られない問題があったが、本実施例ではＦｅ−０．４５Ｃ−０．２１Ｓｉ−１．２Ｍｎ−０．５Ｎｉ−０．１５Ｃｒ−０．０１８Ｐ−０．００１１Ｂ（ＰＨ＝１．４１）とそれに０．２６重量％Ａｌを添加した鋼（ＰＨ＝１．４８）の二種類の焼入れ焼戻し鋼板（硬さ：約ＨＲＣ５４、厚さ１５ｍｍ、幅７０ｍｍ、長さ６００ｍｍ）をバケット底面に室温で長手方向の二隅を隅肉ＣＯ_２溶接し、その溶接割れを調査した結果、Ａｌ無添加鋼においては５本中２本に割れが発生したが、Ａｌ添加鋼においては２０本中に割れの無いことが分かった。

また、それらを溶接したバケットを残留応力除去の目的で、５００℃に３０分加熱した後に、室温に空冷し、溶接部の割れを調査した結果、Ａｌ無添加鋼においては残り３本すべてに割れが発生するのに対してＡｌ添加鋼には割れの発生が認められないことがわかった。したがって、０．１５重量％以上のＡｌと０．３重量％以上のＮｉが複合添加される高張力鋼板の上限ＰＨ値がＰＨ＝１．４〜１．４８となり、Ｐ含有量を０．０２重量％以下に限定した場合には、炭素添加量は約０．６重量％が上限となるので、適正炭素量が０．１〜０．６重量％であることがわかる。

ＦｅＳｉ系合金のＡｃ３温度線に対する各種合金元素影響を示すグラフ各種耐摩耗鋼の焼戻し硬さを示すグラフ各種焼戻し鋼の硬さと衝撃値との関係を示すグラフ（１）各種焼戻し鋼の硬さと衝撃値との関係を示すグラフ（２）。シャルピー衝撃値と炭素量との関係を調査した予備実験結果を示すグラフＮｏ．１〜Ｎｏ．９の焼戻し硬さの実測値（焼入れ温度８７０℃）と計算値とを比較して示すグラフＮｏ．１０〜Ｎｏ．２２の焼戻し硬さの実測値（焼入れ温度８７０℃）と計算値とを比較して示すグラフＮｏ．２３〜Ｎｏ．２９の焼戻し硬さの実測値（焼入れ温度９００℃）と計算値とを比較して示すグラフ。Ｎｏ．３０〜Ｎｏ．３３の焼戻し硬さの実測値（焼入れ温度９５０℃）と計算値とを比較して示すグラフＮｏ．３４〜Ｎｏ．３８の焼戻し硬さの実測値（焼入れ温度９００℃）と計算値とを比較して示すグラフＮｏ．４７〜Ｎｏ．４９の焼戻し硬さとシャルピー衝撃値との関係を示すグラフＮｏ．１０，１２，４７の焼戻し温度とシャルピー衝撃値との関係を示すグラフ浸炭焼き入れ条件を示すグラフ浸炭焼き入れ焼戻し後のシャルピー試験片における硬さ分布図表面炭素濃度が１．１重量％、１．３重量％になるように１０００℃で２時間浸炭した後に室温に冷却し、８５０℃で１時間の再加熱焼入れ焼戻し処理を施した表面硬化層組織Ｓ４５Ｃの焼き入れ焼戻し鋼（Ｈｖ５００）のガウジング摩耗量を１とした時の各種鋼の硬さと摩耗比の関係を示すグラフ

Claims

Ｃ：０．２５〜０．５５重量％、Ｓｉ：０．８重量％未満、Ｃｒ：３．５〜５．５重量％、Ｍｏ：０．３〜１．０重量％、Ａｌ：０．１５〜０．７５重量％、Ｎｉ：０．３〜２．５重量％が含有され、Ｖ：０．１０〜０．４０重量％、Ｗ：０．１〜１．０重量％の一種以上およびＭｎ：０．３〜３．０重量％が含有され、残部がＰ、Ｓ、Ｎ、Ｏ等の不可避的不純物元素とＦｅからなる焼き入れ焼戻しマルテンサイト鋼であることを特徴とする高硬度高靭性鋼。
さらに、０．０００５〜０．００５重量％のＢが添加される請求項１に記載の高硬度高靭性鋼。
さらに、１〜２０重量％のＣｏが添加される請求項１または２に記載の高硬度高靭性鋼。
さらに、総量で０．００５〜０．２重量％のＴｉ、Ｎｂ、Ｚｒ、Ｔａ、Ｈｆの一種以上が添加される請求項１〜３のいずれかに記載の高硬度高靭性鋼。
式２１．２≦５．８×（Ｓｉ（重量％）＋Ａｌ(重量％)）＋２．８×Ｃｒ（重量％）＋１１×Ｍｏ（重量％）＋２５．７×Ｖ（重量％）＋７．５×Ｗ（重量％）≦４１．２の関係に合金添加量が調整される請求項１〜４のいずれかに記載の高硬度高靭性鋼。