JP2015140482A - 肌焼鋼及びこれを用いた浸炭部品 - Google Patents
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Abstract
【解決手段】球状化焼鈍後の材料から切り出したφ15×22.5mmの試験片に対し、端面拘束状態且つ圧縮率70%で冷間で圧縮変形させたときの最大変形抵抗(σMAX(MPa))とジョミニー焼入試験により求めたDI値との関係が以下の式(1)
σMAX<12.8×DI+745・・・式(1)
を満たすように肌焼鋼を構成する。またその肌焼鋼を用いて浸炭焼入れし、浸炭部品を得る。
【選択図】 なし
Description
しかし熱間鍛造では被鍛材を高温に加熱しなければならないとともに、金型もまた加熱が必要であることから熱エネルギーを多く消費し、また加工の工数も多くなって所要コストが高くなってしまう問題がある。
そこで加工手段として、熱間鍛造を冷間鍛造に置き換えることが進められている。冷間鍛造では加熱が不要であり、加工の工数も少なくなって所要コストを低減することができる。
この問題を解決するため、従来にあっては合金元素の添加を抑制することで素材(鋼材)の硬さを低下させ、鍛造加工する際の変形抵抗を小さくする等の対策が取られてきた。
しかしながら合金元素の添加を減らすことで硬さ,変形抵抗を小さくすることは、部品の強度を低下させてしまうことに繋がる。
従来、浸炭の際の焼入れとして油焼入れが主流であったが、近年、小型の浸炭炉においてガス冷却による焼入れが行われることもある。ガス冷却による焼入れは、従来の油焼入れよりも焼入時の歪みが小さい利点がある。
しかしながら、ガス冷却は油冷却よりも冷却速度が遅いため、強度を確保できる硬さを得るためには多量の合金元素を添加しなければならない。焼入性を向上させるために多量の合金元素を添加すれば鋼材の硬さも高くなり、先に述べた冷間鍛造性が悪化してしまう。
即ち冷間鍛造性と焼入性とは、従来トレードオフの関係にあり、両特性をともに両立させることに技術的な困難があった。
この特許文献1に記載のものでは、TiCを析出するためにTiを多く添加しており(Ti-Nバランスは本発明とは異なったものとなっている)、また本発明では不純物成分の扱いとなるNbを添加したものがあり、本発明とは異なる。
σMAX<12.8×DI+745・・・式(1)
を満たす冷間鍛造性及び焼入性に優れたことを特徴とする。
σMAX<12.8×DI+745・・・式(1)
を満たす肌焼鋼を用いて冷間鍛造にて部品形状に加工した上で浸炭焼入れを施して得た部品であって、浸炭焼入後における旧オーステナイト粒の粒界面積1mm2当りのTiC,AlN,ZrCの析出物粒子量が4.5×10−10モル以下であることを特徴とする。
|[Ti]/47.9+[Zr]/91.2−[N]/14|/100≦3.5×10−6モル/g・・・式(2)
本発明において、このDI値はJIS G 0561に規定するジョミニー焼入試験の結果に基づいて定められる。
詳しくは、先ずジョミニー焼入試験でJI値を求める。ここでJI値は50%マルテンサイト硬さと定義される。
ジョミニー焼入試験では、規定の焼入温度に加熱した状態の円柱状の試験片の下端面を噴水で冷却して焼入れし、その後側面を規定の厚みで平坦に削って、下端面から高さ1.5mmの位置の硬さ(HRC)を測定する。この1.5mm高さ(位置)の硬さから、以下のようにしてJI値を求める。
JI=1.5mm位置硬さ(HRC)−12(HRC)
以上により求めたJI値を、以下の式に代入してDI値を算出する。
一般則として、鋼材の焼入性を高くするには、前述したように焼入れに関連した合金元素を多く添加する。このとき鋼材のDI値は高くなる。
これと同時に鋼材の冷間鍛造性は悪化し、上記のσMAXの値は大となる。即ちDI値,σMAXの値の何れもが高くなる。
この肌焼鋼は、DI値を大きくして焼入性を高めても、最大変形抵抗値σMAXは一定以下の低い値に保持される。従って良好な冷間鍛造性と良好な焼入性との両特性をともに確保することが可能で、冷間鍛造での部品成形を可能としつつ、浸炭処理に際しての焼入れをガス冷却にて行うのに必要な焼入性を改善することができる。
ここでガス冷却とは、窒素,アルゴンガス等の不活性ガス等の非酸化性ガスを対象物に吹き付けて冷却する手法を意味する。
しかしながらこの種の析出物粒子によって粒界をピンニング(ピン止め)する技術にあっては、局部的に結晶粒が異常に粗大化する異常粒成長の現象を十分には防ぐことができない。
また冷間鍛造を施した部品では、鍛造時に部品内部に塑性歪分布が導入され、歪みが大きい領域では浸炭中に結晶粒成長の駆動力とピンニング力の逆転が起きることで、結晶粒の異常粒成長が起る。
図1(ロ)(A)は浸炭初期の状態を示したもので、pは析出物粒子(ピン止め粒子)を表している。浸炭初期の状態ではこれら析出物粒子pが多数粒界に介在して結晶粒qの粒界をピンニングし拘束しており、結晶粒qが大きくなろうとするのを妨げている。
ところが粒界をピンニングしている一部析出物粒子pが、浸炭中に固溶により消失し、析出物粒子pによるピンニング(拘束)が破れると(外れると)、ここにおいて粒界でのピンニングの外れた隣接結晶粒同士が合体して1つの結晶粒に粒成長する。
即ち一旦析出物粒子pによる結晶粒界のピンニングが破れると、そのピンニングの破れた結晶粒界を中心として結晶粒の粒成長が連鎖的に発生し、図1(ロ)(B)に示すように異常粒成長が生じて遂には異常に巨大化した結晶粒Qが発生する。
このような異常粒成長が起ると、局部的な焼入性の上昇のために熱処理歪みが生じて、これが騒音や振動の原因となったり、また疲労強度が低下してしまうといった問題が生ずる。
またこのように析出物粒子を多く分散析出させたときには、析出物粒子そのものが冷間鍛造時の変形抵抗を上げる1つの要因となる。
特に近年においては、浸炭時間の短縮を目的とした浸炭温度の高温化、部品製造コスト低減のための冷間鍛造化、生産中のCO2削減や強度の向上を目的とした真空浸炭等の環境対応技術が普及しているが、これらの技術の下では上記の異常粒成長がより生じ易い。
そこで請求項2では、浸炭後における旧オーステナイト粒の粒界面積1mm2当りのTiC,AlN,ZrCの合計の析出物粒子量が4.5×10−10モル(mol)以下となるように析出物粒子密度を少なくするもので、浸炭初期から「析出物粒子のピンニング力<結晶粒成長の駆動力」の状態とするものである。
図1(イ)のモデル図において(ここでは理解を容易にするため便宜的に析出物粒子が析出していないものとして示している)、(A)の浸炭初期においては、各結晶粒qはほぼ同じような大きさでそれぞれの結晶粒界で互いに接している。
析出物粒子によって結晶粒界をピンニングする従来の技術にあっては、その後、先に述べたように浸炭中に析出物粒子が一部固溶し消失する等によって、ある結晶粒が特異的に粒成長を続けて粗大化し、巨大結晶粒となる異常粒成長を生じる。
これに対して本発明のモデル図1(イ)の場合には、当初から析出物粒子が結晶粒界を拘束し、ピンニングしていないため、浸炭中に結晶粒qは析出物粒子によるピンニング作用を受けないで自由に粒成長しようとする。
因みに図1(イ)(C)は、析出物粒子の析出を極力少なくすることで異常粒成長が抑制されている実例写真(浸炭後結晶粒写真)を示したものである。
尚、析出物粒子を極力少なくすることで異常粒成長を抑制し、各結晶粒を均等に粒成長させ得る点は、本出願人の出願に係る特願2013-134262,特願2013-134263(何れも未公開)に開示されている。
このように請求項2では析出物粒子の析出を極力少なくすることで、異常粒成長を抑制しつつ結晶粒を均等に大粒化させ、そのことによって変形抵抗を小さくして冷間鍛造性を高めるとともに、焼入性を高める。析出物粒子を少なくすることで、析出物粒子自体が冷間鍛造時の変形抵抗を増す原因となるのを防ぎ、冷間鍛造性を高める。
第1に、析出物粒子によるピンニング(ピン止め)の効果は粒界面積によって異なり、粒界面積が大きければ沢山の析出物粒子が必要で、逆に粒界面積が小さければ粒子の数は少なくて済むこと、
第2に、析出物粒子量はあくまで浸炭部品中に測定される析出物の粒子量であって、これには旧オーステナイト粒界に存在しているものも存在していないものも含まれている。但しその析出量が多ければ、当然に粒界に存在する量も多くなること、
第3に、本発明において問題となるのは結晶粒界における析出物粒子の量であるが、トータルの析出物量が多ければ結晶粒界に存在する析出物量も多くなるから、全体の析出物量を旧オーステナイト粒の単位面積当りに換算して整理することで、析出物粒子によるピンニングへの影響を判断できると考えられること、等による。
この場合、浸炭焼入れに伴って生ずる歪みを小さくすることができる。
このようにすることで、浸炭前における平均結晶粒度番号を小さくしておくこと、即ち結晶粒を大粒化しておくことができ、冷間鍛造性と焼入性を高めることができる。
請求項5の化学組成の肌焼鋼では、上記の式(2)を充足するようにTi,Zr,Nの含有量を規制することで、結晶粒界のピンニングに働く析出物粒子密度を極力少なくすることができる。
但しTi,Zrを過剰に添加するとTiC,ZrCが析出し、これらがピンニング作用を有する析出物粒子となってしまうため、それらが過剰とならないように式(2)を満たすようにすることが重要である。
即ち鋼中のAlと反応してAlNと成り得るNが鋼中に多くあったり、或いは鋼中のCと反応してTiC,ZrCと成り得るTi,Zrが多くあったりすると、何れの場合にも析出物粒子が鋼中に望ましくない量で析出してしまうことから、鋼中のNとTi及びZrを凝固時に晶出物として晶出せしめることで、析出物粒子形成可能なN,Ti及びZrを固定し(消費し)、以て余剰のTi,Zr,Nを式(2)で規定し、その値を目標とする3.5×10−6モル/g以下とする。
具体的にはこの請求項6では、鋼中のNを晶出物形成によって消費するTi及びZrを無添加とする一方で、これに伴って析出物粒子を形成するS-Alの添加量を微量とし、以て析出物粒子の密度を極力少なくするようにしている。
(粒界面積の求め方)
浸炭品の表面を垂直に切断し、浸炭品から観察用試料を切り出し、表層を含む断面を研磨し、旧オーステナイト粒界を現出させた後、JlS G 0551で規定された方法で平均結晶粒度nを測定する(測定の際、表層(浸炭層)を含めて測定してもよい)。そして以下の式より旧オーステナイト粒半径rを算出する。
r=(3/2×1/(2(n+3)×π))0.5 ・・・式(3)
尚、式(3)は以下のようにして求めたものである。
JlS G 0551における単位面積(1mm2)当たりの結晶粒の数mと平均結晶粒度nとの間には、m=2(n+3)の関係がある。この関係式より、旧オーステナイト粒を半径rの球形と仮定した場合の結晶粒の断面積はπr2=3/2×1/m=3/2×1/(2(n+3))となる。これより半径rは式(3)で表すことができる。
ここで係数3/2は、測定した断面が一般には結晶粒の中心からずれていることを考慮して定めた係数である。
粒界面積=(鋼材単位質量(1g)中に含まれる旧オーステナイト粒の個数)×旧オーステナイト粒1個の表面積×1/2=(1OOO/7.8)/(4/3×π×r3)×4πr2×1/2 ・・・式(4)
ここで(1OOO/7.8)は鋼の密度の逆数、1/2は隣接する結晶粒が互いに接していることを考慮した係数である。
従って上記式(3)及び式(4)より、旧オーステナイト粒の粒界面積は、平均結晶粒度nを測定することにより求めることができる。
10%アセチルアセトン-1%塩化テトラメチルアンモニウム-メタノール(1O%AA溶液)を用いた電解法により全析出物の抽出を行う。電解後、孔径O.2μmのニュークリポアフィルターによって吸引ろ過し、得られた残渣の一部を混酸分解による融解で溶液としたのち、全析出物中の金属元素成分をICP発光分析法によって定量し、所定質量当りのTiの析出物量を求めて単位g当りの析出物量に換算する。また得られた残渣の他の一部を1O%臭素-メタノール溶液に浸漬処理することによりTiNのみ残渣として抽出し、質量測定によって所定質量当りのTiNを定量し、単位g当りの量に換算する。そしてTiC量=(全Tiの析出物量)−(TiN量)からTiC量(単位g当りのTiC量)を求める。
TiCと同様の方法で行う。
14%ヨウ素-メタノール溶液による母材の溶解での残渣の一部をICP発光分析法により単位g当りの全A1(AlN,A12O3)の定量を行う。また残渣の他の一部を硫酸で酸分解することにより、窒化物と酸化物を分離すると残渣中には酸化物が残る。元素分析しA1量を定量すると、A12O3量を定量したことになる。よって、AlN量=全Al(AlN,A12O3)−A12O3量で求めることができる。
上記の方法で求めた粒界面積、析出物量より
旧オーステナイト粒界1mm2あたりの析出物量=(析出物量)/(旧オーステナイト粒界面積)・・で求めることができる。
C:O.lO〜O.30%
Cは硬さ,強度を確保する上で0.10%以上含有させる。但し0.30%を超えて多量に含有させると、鋼材から歯車等の部品形状を冷間鍛造にて加工する際の加工性が低下するため、上限を0.30%とする。
Siは焼入性、強度確保のために0.01%以上含有させる必要がある。但し1.50%を超えて多量に含有させると鍛造性、被削性の低下をもたらすため、上限を1.50%とする。
MnはMnS等の介在物形態制御を図るとともに、焼入性を確保するために0.40%以上含有させる。またMnは0.40%未満であると芯部にフェライトを生成し、強度低下を生じるため、この意味においても0.40%以上を含有させる。但し1.50%を超えて多量に含有させると被削性の低下をもたらすため、上限を1.50%とする。
Sは被削性確保のため0.01%以上含有させる。但し0.10%を超えて多量に含有させると強度の低下をもたらすため、上限を0.10%とする。
Pは本発明において強度低下をもたらす不純物成分であり、0.03%以下にこれを規制する。
Cuは0.05%以上含有させることで焼入性確保に有用である。一方1.00%を超えて多量に含有させると熱間加工性の低下をもたらすため、上限を1.00%以下とする。
Niは0.05%以上含有させることで焼入性確保に有用である。一方1.00%を超えて多量に含有させると、炭化物析出量が減少し強度低下を招くため、上限を1.00%とする。
Crは焼入性を良くし、強度向上させるのに有効な元素で、そのために0.01%以上含有させる。但し2.00%を超えて多量に含有させると加工性、特に被削性の低下を招くため、上限を2.00%とする。
Moは強度向上させる元素であり、0.01%以上含有させる。Moによる強度向上の効果をより求める場合には0.15%以上含有させることが望ましい。但し0.50%を超えて多量に含有させると、加工性の劣化を招くとともにコスト高をもたらすので、上限を0.50%とする。
本発明においてNbは不純物元素となるものであり、Nbが含有されているとNbCが析出し、結晶粒界をピンニングするため、0.001%以下に含有量を規制する。
Alは脱酸剤としての使用により鋼に含有される。請求項5においては0.005%以上、0.050%以下の範囲内の含有量とする。
一方請求項6においては、鋼の含有成分としてのZr,Tiが実質無添加となるため、AlNの生成を抑制するために含有量が0.008%以下に規制される。
Ti:O.OO1〜O.150%(請求項5),<0.001%(請求項6)
Zr:O.OO0〜0.300%(請求項5),<0.001%(請求項6)
これらN,Ti,Zrはそれぞれが互いに相互に作用し合うことで有害な析出物粒子の析出密度を極力少なくする。その条件は請求項5においては式(2)を満たす範囲内である。
また請求項6においても、同様に有害な析出物粒子の析出密度を極力少なくするために必要な範囲内である。
尚請求項5においては、Ti及びZrのうちTiだけを含有することで式(2)を満たすこともできる。この場合にはZrの含有は不要である。即ち請求項5においてはZrは任意成分であり、含有量は0.000を含む範囲である。
Bは焼入性を向上させる元素であり、必要に応じて0.001%以上含有させることができる。但し0.010%を超えて含有させた場合粒界にBの析出物を形成し、強度を低下させる。
浸炭後の部品の旧オーステナイト粒の粒界面積1mm2当りのTiC,AlN,ZrNの合計の析出物粒子量が4.5×10−10モル以下であることは、浸炭初期から析出物粒子を極力少なくし、析出物粒子が結晶粒界を実質的にピンニングし拘束しないように若しくはピンニングの力を弱めるようにし、異常結晶粒の発生を防ぎつつ結晶粒を大粒化する上で重要である。
そしてジェミニー焼入試験用の試験片を用いてジョミニー焼入試験を実施し、DI値を求めた。
またφ30mmの棒鋼を用いて以下の鍛造試験を含む各種試験を行った。
通常、冷間鍛造される部品は鍛造前に軟化熱処理を行うので、その後、この棒鋼を760℃×4hで保持した後に、15℃/hで650℃まで温度を下げ、空冷する軟化熱処理を行い、軟化処理後の硬さ(ロックウェル硬さHRB)を測定した。
また軟化熱処理を施した棒鋼からφ15×22.5Lmmの冷間鍛造用試験片10(図2(I)参照)を作製した。この試験片10を図2(II),(III)に示すように一対の鍛造型12A,12Bを用い、試験片10の各端面に鍛造型12A,12Bを当て、端面拘束状態でプレスし、圧下率=70%,圧下速度(ひずみ速度)6.7(1/S)で冷間鍛造をして、最大変形抵抗を測定した。最大変形抵抗は各鋼種n=3で試験を実施し、その平均を求めた。
浸炭条件は温度950℃,CP(カーボンポテンシャル):0.8%で2h保持した後、850℃,CP:0.8%で0.5h保持の条件とした。その後に80℃の油での焼入れ(油焼入れ)と、ガス冷却(ガス吹付けによる冷却)即ちガス焼入れとを行い、それぞれの焼入れ後の硬さ(HRC)の測定を行った。
尚ガス冷却では、冷却ガスとしてN2ガスを用い、これをガス圧力9barで、冷却ファンにより回転数60Hzで対象物に吹き付けた。
また硬さ測定は、冷間鍛造及び浸炭焼入れした試験片を横断面で切断し、R/2(R:半径)部をロックウェル硬度計で周方向に90°ごと隔たった4点硬さ測定し、その平均値を求めた。
尚1050℃の浸炭処理は、950℃の浸炭に代えて1050℃で浸炭を行う他、その他の条件は上記と同様の条件(焼入れは油焼入れ)とした。
1050℃での浸炭のときと、950℃の浸炭とで結晶粒度に大きな差はなく、本実施例の鋼材から作られる部品は、高温でも結晶粒度特性が安定している。
これらの結果が表2及び表3と図3及び図4とに示してある。
そして比較例のものは、何れも浸炭後の旧オーステナイト粒の平均結晶粒度が8以上で結晶粒が微細であり、冷間鍛造時における最大変形抵抗の値が大きい。即ち冷間鍛造性が良くない。
そして実施例のものは、何れも浸炭後の旧オーステナイト粒の平均結晶粒度が6以下で結晶粒が大粒であり、これに起因して冷間鍛造時における圧縮の最大変形抵抗σMAXの値が800(MPa)以下と小さく、冷間鍛造性が良いことを示している。
この図から、本実施例では比較例に比べて同じDI値の下で最大変形抵抗が小さいことが見て取れる。或いは同一の最大変形抵抗σMAXの下ではDI値が高いことが見て取れる。
これに対して比較例のものは、σMAXの値が12.8×DI+745よりも大であり、式(1)の関係を満たしていない。
即ち、比較例及び実施例において、DI値が高くなると何れもσMAXの値がこれに対応して大となっているが、比較例ではσMAXの値のレベルが、実施例のものに比べて高く、焼入性を高くするとσMAXの値が高いレベルを保ちつつ、より大となり、焼入性を高くした上で冷間鍛造をすることが困難である一方、実施例では良好な冷間鍛造性を確保しつつ、焼入性を効果的に高め得ることが分る。
この図4の結果から、本実施例のものはガス焼入れを用いた浸炭焼入後の硬さが、比較例において油焼入れを用いた浸炭焼入後の硬さとほぼ同等の硬さが得られていることが見て取れる。
Claims (7)
- 球状化焼鈍後の材料から切り出したφ15×22.5mmの試験片に対し、端面拘束状態且つ圧縮率70%で冷間で圧縮変形させたときの最大変形抵抗(σMAX(MPa))とジョミニー焼入試験により求めたDI値との関係が以下の式(1)
σMAX<12.8×DI+745・・・式(1)
を満たす冷間鍛造性及び焼入性に優れた肌焼鋼。 - 球状化焼鈍後の材料から切り出したφ15×22.5mmの試験片に対し、端面拘束状態且つ圧縮率70%で冷間で圧縮変形させたときの最大変形抵抗(σMAX(MPa))とジョミニー焼入試験により求めたDI値との関係が以下の式(1)
σMAX<12.8×DI+745・・・式(1)
を満たす肌焼鋼を用いて冷間鍛造にて部品形状に加工した上で浸炭焼入れを施して得た部品であって、
浸炭焼入後における旧オーステナイト粒の粒界面積1mm2当りのTiC,AlN,ZrCの析出物粒子量が4.5×10−10モル以下であることを特徴とする浸炭部品。 - 前記浸炭焼入れが、ガス焼入れを用いた浸炭焼入れであることを特徴とする請求項2に記載の浸炭部品。
- 前記浸炭焼入後における組織が、前記旧オーステナイト粒の平均結晶粒度が6番以下の組織であることを特徴とする請求項2,請求項3の何れかに記載の浸炭部品。
- 質量%で
C:O.1O〜O.30%
Si:0.O1〜1.50%
Mn:O.40〜1.50%
S:O.01〜O.1O%
P:O.03%以下
Cu:0.05〜1.00%
Ni:O.05〜1.00%
Cr:O.01〜2.00%
Mo:O.01〜0.50%
Nb:0.OO1%以下
s-Al:O.O05〜O.050%
N:O.005〜O.030%
Ti:O.001〜O.150%
Zr:O.000〜O.300%
残部Fe及び不可避的不純物の組成を有し、
且つTi,Zr,Nの含有量[Ti],[Zr],[N]が下記式(2)を満たす前記肌焼鋼を冷間鍛造で部品形状に加工し、浸炭焼入れして成る請求項2〜請求項4の何れかに記載の浸炭部品。
|[Ti]/47.9+[Zr]/91.2−[N]/14|/100≦3.5×10−6モル/g・・・式(2) - 質量%で
C:O.1O〜O.30%
Si:O.01〜1.50%
Mn:O.40〜1.50%
S:O.O1〜O.lO%
P:O.03%以下
Cu:0.05〜1.00%
Ni:O.05〜1.00%
Cr:O.O1〜2.00%
Mo:O.01〜O.50%
Nb:O.OO1%以下
s-A1:O.001〜O.008%
N:O.005〜O.030%
Ti:<0.OO1%
Zr:<0.001%
残部Fe及び不可避的不純物の組成を有する前記肌焼鋼を冷間鍛造で部品形状に加工し、浸炭焼入れして成る請求項2〜請求項4の何れかに記載の浸炭部品。 - 前記肌焼鋼が、質量%で
B:O.001〜O.O1O%
を更に含有していることを特徴とする請求項5,請求項6の何れかに記載の浸炭部品。
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