JP2016069728A - Cold tool material and method of manufacturing cold tool - Google Patents
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Abstract
Description
本発明は、プレス金型や鍛造金型、転造ダイス、金属刃物といった多種の冷間工具に最適な冷間工具材料と、それを用いた冷間工具の製造方法に関するものである。 The present invention relates to a cold tool material most suitable for various cold tools such as a press die, a forging die, a rolling die, and a metal blade, and a method for producing a cold tool using the cold tool material.
冷間工具は、硬質の被加工材と接触しながら使用されるため、その接触に耐え得る硬度を備えている必要がある。そして、従来、冷間工具材料には、例えばＪＩＳ鋼種であるＳＫＤ１１系の合金工具鋼が用いられていた。
冷間工具材料は、通常、鋼塊または鋼塊を分塊加工した鋼片でなる素材を出発材料として、これに様々な熱間加工や熱処理を行って所定の鋼材とし、この鋼材に焼鈍処理を行って仕上げられる。そして、冷間工具材料は、通常、硬度の低い焼鈍状態で、冷間工具の作製メーカーに供給される。冷間工具の作製メーカーに供給された冷間工具材料は、冷間工具の形状に機械加工された後に、焼入れ焼戻しによって所定の使用硬度に調整される。そして、この使用硬度に調整された後に、仕上げの機械加工を行うことが一般的である。焼入れとは、冷間工具材料を（または、機械加工された後の冷間工具材料を）オーステナイト温度域にまで加熱し、これを急冷することで、組織をマルテンサイト変態させる作業である。よって、冷間工具材料の成分組成は、焼入れによってマルテンサイト組織に調整できるものとなっている。
Since a cold tool is used while being in contact with a hard workpiece, it needs to have a hardness that can withstand the contact. Conventionally, for example, SKD11-based alloy tool steel, which is a JIS steel type, has been used as a cold tool material.
Cold tool materials are usually steel ingots or steel slabs that have been processed into pieces, and are subjected to various hot workings and heat treatments to obtain predetermined steel materials, which are then annealed. To finish. And cold tool material is normally supplied to the manufacture maker of a cold tool in the annealing state with low hardness. The cold tool material supplied to the cold tool manufacturing manufacturer is machined into the shape of the cold tool and then adjusted to a predetermined working hardness by quenching and tempering. And after adjusting to this use hardness, it is common to perform finishing machining. Quenching is an operation of heating the cold tool material (or the cold tool material after being machined) to an austenite temperature range and quenching it to transform the structure into martensite. Therefore, the component composition of the cold tool material can be adjusted to a martensite structure by quenching.
ところで、冷間工具材料には、焼入れ焼戻しの前後において、その体積（寸法）が変化する「熱処理変寸」が生じる。そして、冷間工具材料の各方向で、この熱処理変寸の変化量に大きな差があると（つまり、熱処理変寸の異方性が大きいと）、焼入れ焼戻し前の機械加工で、仕上げの機械加工時の「削りしろ」の調整が複雑となる。そして、焼入れ焼戻し後には、仕上げの機械加工に大きな工数を要する。
そこで、上記の熱処理変寸の異方性の要因が、組織中に異方的に存在しやすい大きな炭化物にあるとして、冷間工具材料の成分組成を、ＳＫＤ１１に比してＣおよびＣｒ、Ｍｏ、Ｗ、Ｖ等の炭化物形成元素を低減したものとすることで、上記の大きな炭化物を減じた「マトリックス系」の冷間工具材料が提案されている（特許文献１）。そして、マトリックス系の冷間工具材料において、その断面組織での円相当径が０．３μｍ以上の炭化物や、同円相当径が２μｍ以上の炭化物が、熱処理変寸に“直接的に”作用しているとして、これら炭化物の量を増やしたり、均等化したりする手法が提案されている（特許文献２、３）。
By the way, in the cold tool material, “heat treatment size change” in which the volume (size) changes before and after quenching and tempering occurs. If there is a large difference in the amount of change in heat treatment size in each direction of the cold tool material (that is, if the anisotropy of heat treatment size change is large), the machining of the finish machine is performed before quenching and tempering. Adjustment of the “cutting margin” at the time of machining becomes complicated. After quenching and tempering, a large number of man-hours are required for finishing machining.
Therefore, assuming that the cause of anisotropy of the heat treatment size change is a large carbide that tends to exist anisotropically in the structure, the component composition of the cold tool material is C, Cr, Mo as compared with SKD11. A “matrix-based” cold tool material in which the above-mentioned large carbides are reduced by reducing carbide forming elements such as W, V, etc. has been proposed (Patent Document 1). In the matrix-type cold tool material, carbides having an equivalent circle diameter of 0.3 μm or more in the cross-sectional structure and carbides having an equivalent circle diameter of 2 μm or more act “directly” on the heat treatment size change. As a result, methods for increasing or equalizing the amount of these carbides have been proposed (Patent Documents 2 and 3).
特許文献１〜３の冷間工具材料は、焼入れ焼戻し時の熱処理変寸の抑制効果に優れるものである。しかし、熱処理変寸の異方性の低減については、更なる改良の余地があった。
本発明の目的は、焼入れ焼戻し時に生じる熱処理変寸の異方性の軽減に有効な冷間工具材料と、それを用いた冷間工具の製造方法を提供することである。
The cold tool material of patent documents 1-3 is excellent in the suppression effect of the heat treatment size change at the time of quenching and tempering. However, there is room for further improvement in reducing the anisotropy of heat treatment size change.
An object of the present invention is to provide a cold tool material effective in reducing the anisotropy of heat treatment size change that occurs during quenching and tempering, and a method of manufacturing a cold tool using the cold tool material.
本発明は、炭化物を含む焼鈍組織を有し、焼入れ焼戻しされて使用される冷間工具材料において、
この冷間工具材料は、質量％で、Ｃ：０．４０％以上０．８０％未満、Ｃｒ：４．００〜１０．００％、ＭｏおよびＷは単独または複合で（Ｍｏ＋１／２Ｗ）：０．５０〜１．７０％、Ｖ：０．１５〜０．４０％を含み、上記の焼入れによってマルテンサイト組織に調整できる成分組成を有し、
この冷間工具材料の断面の焼鈍組織の、円相当径が５．０μｍを超える炭化物を含まない縦９０μｍ横９０μｍの領域において、円相当径が０．１μｍを超えて２．０μｍ以下の炭化物Ａの個数密度が９．０×１０５個／ｍｍ２以上であり、円相当径が０．１μｍを超えて０．４μｍ以下の炭化物Ｂの個数密度が７．０×１０５個／ｍｍ２以上の冷間工具材料である。
好ましくは、上記した縦９０μｍ横９０μｍの領域において、炭化物Ａの個数に占める炭化物Ｂの個数の割合が、９０．０％を超える冷間工具材料である。
The present invention has an annealed structure containing carbide, in a cold tool material used by quenching and tempering,
This cold tool material is, by mass%, C: 0.40% or more and less than 0.80%, Cr: 4.00 to 10.00%, Mo and W alone or in combination (Mo + 1 / 2W): 0 .50 to 1.70%, V: 0.15 to 0.40%, having a component composition that can be adjusted to a martensite structure by the above quenching,
Carbide A having an equivalent circle diameter exceeding 0.1 μm and not more than 2.0 μm in a region of 90 μm in length and 90 μm in width, which does not include carbides having an equivalent circle diameter exceeding 5.0 μm, in the annealed structure of the cross section of the cold tool material. the number density is not more 9.0 × 10 5 cells / mm 2 or more, the number density of the following carbide B 0.4 .mu.m circle equivalent diameter beyond 0.1μm is 7.0 × 10 5 cells / mm 2 or more It is a cold tool material.
Preferably, it is a cold tool material in which the ratio of the number of carbides B to the number of carbides A exceeds 90.0% in the region of 90 μm in length and 90 μm in width.
そして、本発明は、上記した冷間工具材料に、焼入れ焼戻しを行う冷間工具の製造方法である。 And this invention is a manufacturing method of the cold tool which quenches and tempers the above-mentioned cold tool material.
本発明によれば、焼入れ焼戻し時に生じる熱処理変寸の異方性を軽減することができる。 According to the present invention, it is possible to reduce the anisotropy of heat treatment size change that occurs during quenching and tempering.
本発明者は、焼入れ焼戻し時に生じる熱処理変寸の異方性に影響を及ぼす、冷間工具材料の焼鈍組織中の因子を調査した。その結果、焼鈍組織中に存在する炭化物の中には、焼入れ焼戻し後もマトリックス（基地）中に固溶しないで残存して、熱処理変寸の異方性に“直接的に”作用する“未固溶炭化物”がある一方で（特許文献２、３）、焼入れ時に基地中に固溶する“固溶炭化物”があることに注目した。そして、この固溶炭化物の分布状態が、熱処理変寸の異方性に大きく影響を及ぼしていることを知見した。そして、この固溶炭化物の分布状態を調整することで、引用文献２、３とは異なる作用効果から、熱処理変寸の異方性を軽減できることを見いだし、本発明に到達した。以下に、本発明の各構成要件について説明する。 The present inventor has investigated factors in the annealed structure of the cold tool material that affect the anisotropy of heat treatment size change that occurs during quenching and tempering. As a result, the carbides present in the annealed structure remain in the matrix (base) without being dissolved even after quenching and tempering, and act “directly” on the anisotropy of heat treatment deformation. While there was “solid solution carbide” (Patent Documents 2 and 3), attention was paid to the presence of “solid solution carbide” that dissolves in the matrix during quenching. And it discovered that the distribution state of this solid solution carbide had big influence on the anisotropy of heat processing size change. And by adjusting the distribution state of this solid solution carbide, it discovered that the anisotropy of heat processing size change could be reduced from the effect different from the cited references 2 and 3, and reached this invention. Below, each component of this invention is demonstrated.
（１）本発明の冷間工具材料は、炭化物を含む焼鈍組織を有し、焼入れ焼戻しされて使用されるものである。
焼鈍組織とは、焼鈍処理によって得られる組織のことであり、好ましくは、硬さが、例えば、ブリネル硬さで１５０〜２３０ＨＢＷ程度に軟化された組織である。そして、一般的には、フェライト相や、このフェライト相にパーライトやセメンタイト（Ｆｅ３Ｃ）が混合した組織である。また、冷間工具材料の場合、通常、この焼鈍組織には、Ｃと、Ｃｒ、Ｍｏ、Ｗ、Ｖ等とが結合してなる炭化物が含まれている。そして、これら炭化物には、次工程の焼入れで基地中に固溶しない“未固溶炭化物”と、次工程の焼入れで基地中に固溶する“固溶炭化物”とがある。
(1) The cold tool material of the present invention has an annealed structure containing carbide and is used after being quenched and tempered.
An annealed structure is a structure obtained by an annealing treatment, and is preferably a structure whose hardness is softened to, for example, about 150 to 230 HBW in Brinell hardness. In general, it is a ferrite phase or a structure in which pearlite or cementite (Fe 3 C) is mixed in the ferrite phase. In the case of a cold tool material, this annealed structure usually contains carbide formed by combining C and Cr, Mo, W, V, or the like. These carbides include “undissolved carbide” that does not dissolve in the matrix by quenching in the next step, and “solid solution carbide” that dissolves in the matrix by quenching in the next step.
（２）本発明の冷間工具材料は、質量％で、Ｃ：０．４０％以上０．８０％未満、Ｃｒ：４．００〜１０．００％、ＭｏおよびＷは単独または複合で（Ｍｏ＋１／２Ｗ）：０．５０〜１．７０％、Ｖ：０．１５〜０．４０％を含み、焼入れによってマルテンサイト組織に調整できる成分組成を有するものである。
焼鈍組織を有する冷間工具材料は、通常、鋼塊または鋼塊を分塊加工した鋼片でなる素材を出発材料として、これに様々な熱間加工や熱処理を行って所定の鋼材とし、この鋼材に焼鈍処理を施して、ブロック形状に仕上げられる。そして、従来、冷間工具材料に、焼入れ焼戻しによってマルテンサイト組織を発現する素材が用いられていることは、上述の通りである。マルテンサイト組織は、各種の冷間工具の絶対的な機械的特性を基礎付ける上で必要な組織である。このような冷間工具材料の素材として、例えば各種の冷間工具鋼が代表的である。冷間工具鋼は、その表面温度が概ね２００℃以下までの環境下で使用されるものである。そして、これら冷間工具鋼の成分組成には、例えば特許文献１〜３の工具鋼や、その他提案されているものを代表的に適用できる。また、上記の工具鋼に規定される以外の元素種も、必要に応じて添加が可能である。
(2) The cold tool material of the present invention is mass%, C: 0.40% or more and less than 0.80%, Cr: 4.00 to 10.00%, and Mo and W are singly or in combination (Mo + 1) / 2W): 0.50 to 1.70%, V: 0.15 to 0.40%, and has a component composition that can be adjusted to a martensite structure by quenching.
A cold tool material having an annealed structure is usually made of a steel ingot or a material made of a steel piece obtained by dividing a steel ingot. The steel material is annealed and finished into a block shape. And as above-mentioned, the raw material which expresses a martensite structure | tissue by quenching and tempering is conventionally used for the cold tool material. The martensite structure is a structure necessary for basing the absolute mechanical characteristics of various cold tools. As a material for such a cold tool material, for example, various cold tool steels are typical. Cold tool steel is used in an environment where the surface temperature is approximately 200 ° C. or less. And as a component composition of these cold tool steels, for example, the tool steels of Patent Documents 1 to 3 and others proposed can be representatively applied. In addition, element types other than those defined in the tool steel can be added as necessary.
そして、本発明の“熱処理変寸の異方性を軽減する”という効果（以下、単に「変寸異方性軽減効果」と言う。）は、焼鈍組織が焼入れ焼戻しされてマルテンサイト組織を発現する素材であるならば、あとは、この焼鈍組織が後述する（３）の要件を満たすことで、好ましくは、これに（４）の要件も満たすことで、達成が可能である。そして、本発明の変寸異方性軽減効果を高いレベルで得るためには、マルテンサイト組織を発現する成分組成のうちで、もとより、大きな未固溶炭化物を低減でき得る「マトリックス系」の成分組成としておくことが効果的である。具体的には、質量％で、Ｃ：０．４０％以上０．８０％未満、Ｃｒ：４．００〜１０．００％、ＭｏおよびＷは単独または複合で（Ｍｏ＋１／２Ｗ）：０．５０〜１．７０％、Ｖ：０．１５〜０．４０％を含む成分組成である。
冷間工具材料の焼鈍組織において、大きな未固溶炭化物を極力減らしておくことで、本発明の変寸異方性軽減効果に、熱処理変寸の変寸量自体の減少効果も相乗的に働いて、二つの効果の面で熱処理変寸の抑制効果に優れた冷間工具材料を得ることができる。本発明の冷間工具材料の成分組成を構成する各種元素について、以下の通りである。
The effect of “reducing the anisotropy of heat treatment size change” of the present invention (hereinafter simply referred to as “the effect of reducing the size change anisotropy”) is that the annealed structure is quenched and tempered to express a martensite structure. If it is a material to be used, this annealing structure can be achieved by satisfying the requirement (3) described later, and preferably satisfying the requirement (4). And, in order to obtain the effect of reducing the size change anisotropy of the present invention at a high level, among the component compositions that express the martensite structure, the “matrix-based” component that can reduce the large insoluble carbides. It is effective to keep the composition. Specifically, by mass%, C: 0.40% or more and less than 0.80%, Cr: 4.00 to 10.00%, Mo and W are singly or in combination (Mo + 1 / 2W): 0.50 It is a component composition containing -1.70%, V: 0.15-0.40%.
In the annealed structure of the cold tool material, by reducing the large undissolved carbides as much as possible, the reduction effect of the heat treatment size change itself works synergistically with the effect of reducing the size change anisotropy of the present invention. Thus, it is possible to obtain a cold tool material that is excellent in the effect of suppressing heat treatment deformation in terms of two effects. Various elements constituting the component composition of the cold tool material of the present invention are as follows.
・Ｃ：０．４０質量％以上０．８０質量％未満（以下、単に「％」と表記）
Ｃは、一部が基地中に固溶して基地に硬度を付与し、一部は炭化物を形成することで耐摩耗性や耐焼付き性を高める、冷間工具材料の基本元素である。また、侵入型原子として固溶したＣは、ＣｒなどのＣと親和性の大きい置換型原子と共に添加した場合に、Ｉ（侵入型原子）−Ｓ（置換型原子）効果（溶質原子の引きずり抵抗として作用し、冷間工具を高強度化する作用）も期待される。但し、過度の添加は、未固溶炭化物の過度の増加による熱処理変寸の助長および靭性の低下を招く。よって、０．４０％以上０．８０％未満とする。好ましくは、０．７８％以下である。また、好ましくは、０．５０％以上である。より好ましくは、０．６０％以上である。更に好ましくは、０．７０％以上である。
C: 0.40% by mass or more and less than 0.80% by mass (hereinafter simply expressed as “%”)
C is a basic element of a cold tool material that partly dissolves in the base to impart hardness to the base and partly forms carbides to improve wear resistance and seizure resistance. In addition, C dissolved as interstitial atoms, when added together with substitutional atoms having a high affinity with C, such as Cr, has the I (interstitial atom) -S (substitutional atom) effect (the drag resistance of solute atoms). It is also expected that the strength of the cold tool will be increased. However, excessive addition leads to heat treatment size change and toughness reduction due to excessive increase of undissolved carbides. Therefore, it is 0.40% or more and less than 0.80%. Preferably, it is 0.78% or less. Moreover, Preferably, it is 0.50% or more. More preferably, it is 0.60% or more. More preferably, it is 0.70% or more.
・Ｃｒ：４．００〜１０．００％
Ｃｒは、焼入性を高める元素である。また、炭化物を形成して、耐摩耗性の向上に効果を有する元素である。そして、焼戻し軟化抵抗の向上にも寄与する、冷間工具材料の基本元素である。但し、過度の添加は、大きな未固溶炭化物を形成して熱処理変寸の助長および靱性の低下を招く。よって、４．００〜１０．００％とする。好ましくは、６．００％以上である。より好ましくは、７．００％以上である。また、好ましくは、９．００％以下である。より好ましくは、８．００％以下である。
・ Cr: 4.00 to 10.00%
Cr is an element that enhances hardenability. In addition, it is an element that forms carbides and has an effect of improving wear resistance. And it is a basic element of a cold tool material which also contributes to the improvement of temper softening resistance. However, excessive addition forms a large undissolved carbide, which leads to increased heat treatment size change and toughness reduction. Therefore, it is set to 4.00 to 10.00%. Preferably, it is 6.00% or more. More preferably, it is 7.00% or more. Moreover, Preferably, it is 9.00% or less. More preferably, it is 8.00% or less.
・ＭｏおよびＷは単独または複合で（Ｍｏ＋１／２Ｗ）：０．５０〜１．７０％
ＭｏおよびＷは、焼戻しにより微細炭化物を析出または凝集させて、冷間工具に強度を付与する元素である。ＭｏおよびＷは、単独または複合で添加できる。そして、この際の添加量は、ＷがＭｏの約２倍の原子量であることから、（Ｍｏ＋１／２Ｗ）の式で定義されるＭｏ当量で一緒に規定できる（当然、いずれか一方のみの添加としても良いし、双方を共に添加することもできる）。そして、上記した効果を得るためには、（Ｍｏ＋１／２Ｗ）の値で０．５０％以上の添加とする。好ましくは、０．８０％以上である。より好ましくは、１．００％以上である。但し、多過ぎると、大きな未固溶炭化物を形成して、その一方では、小さな固溶炭化物の個数が減少して、熱処理変寸を助長する。また、被削性や靭性の低下も招くので、（Ｍｏ＋１／２Ｗ）の値で１．７０％以下とする。好ましくは１．５０％以下である。より好ましくは、１．３０％以下である。
Mo and W are single or composite (Mo + 1 / 2W): 0.50 to 1.70%
Mo and W are elements that impart strength to the cold tool by precipitating or agglomerating fine carbides by tempering. Mo and W can be added alone or in combination. And since the addition amount in this case is about twice the atomic weight of Mo, it can be specified together by the Mo equivalent defined by the formula of (Mo + 1 / 2W). Or both can be added together). And in order to acquire an above-described effect, it is set as 0.50% or more of the value of (Mo + 1 / 2W). Preferably, it is 0.80% or more. More preferably, it is 1.00% or more. However, if too much, large undissolved carbides are formed, while the number of small dissolved carbides is reduced to promote heat treatment size change. Moreover, since the machinability and toughness are also reduced, the value of (Mo + 1 / 2W) is set to 1.70% or less. Preferably it is 1.50% or less. More preferably, it is 1.30% or less.
・Ｖ：０．１５〜０．４０％
Ｖは、炭化物を形成して、基地の強化や耐摩耗性、焼戻し軟化抵抗を向上する効果を有する。そして、焼鈍組織中に分布したＶの炭化物は、焼入れ加熱時のオーステナイト結晶粒の粗大化を抑制する“ピン止め粒子”として働き、靭性の向上にも寄与する。これらの効果を得るために、Ｖは０．１５％以上とする。好ましくは、０．２０％以上である。但し、多過ぎると、大きな未固溶炭化物を形成して、その一方では、小さな固溶炭化物の個数が減少して、熱処理変寸を助長する。また、被削性や、炭化物自身の増加による靭性の低下を招くので、０．４０％以下とする。好ましくは、０．３０％以下である。
・ V: 0.15-0.40%
V has the effect of forming carbides and improving the strength of the base, wear resistance, and temper softening resistance. And the carbide | carbonized_material V distributed in the annealing structure | tissue works as "pinning particle | grains" which suppress the coarsening of the austenite crystal grain at the time of quenching heating, and contributes also to the improvement of toughness. In order to obtain these effects, V is 0.15% or more. Preferably, it is 0.20% or more. However, if too much, large undissolved carbides are formed, while the number of small dissolved carbides is reduced to promote heat treatment size change. In addition, machinability and toughness decrease due to an increase in the carbide itself are caused, so 0.40% or less. Preferably, it is 0.30% or less.
本発明の冷間工具材料の成分組成は、上記した元素種を含んだ鋼の成分組成とすることができる。また、上記した元素種を含み、残部をＦｅおよび不純物とした成分組成とすることができる。そして、上記した元素種の他には、下記の元素種の含有も可能である。
・Ｓｉ：２．５０％以下
Ｓｉは、製鋼時の脱酸剤であるが、多過ぎると焼入性が低下する。また、焼入れ焼戻し後の冷間工具の靱性が低下する。よって、２．５０％以下とすることが好ましい。より好ましくは、１．８０％以下である。更に好ましくは、１．２０％以下である。特に好ましくは、０．８０％以下である。一方、Ｓｉには、工具組織中に固溶して、冷間工具の硬度を高める効果がある。この効果を得るためには、０．１０％以上の添加が好ましい。より好ましくは、０．２０％以上である。さらに好ましくは、０．４０％以上である。
The component composition of the cold tool material of the present invention can be the component composition of steel containing the above-described element species. Moreover, it can be set as the component composition which contains the above-mentioned element seed | species and made the remainder Fe and an impurity. In addition to the above element species, the following element species can also be contained.
-Si: 2.50% or less Si is a deoxidizer at the time of steel making, but if it is too much, hardenability decreases. Moreover, the toughness of the cold tool after quenching and tempering is reduced. Therefore, it is preferable to be 2.50% or less. More preferably, it is 1.80% or less. More preferably, it is 1.20% or less. Particularly preferably, it is 0.80% or less. On the other hand, Si has an effect of increasing the hardness of the cold tool by dissolving in the tool structure. In order to obtain this effect, addition of 0.10% or more is preferable. More preferably, it is 0.20% or more. More preferably, it is 0.40% or more.
・Ｍｎ：２．００％以下
Ｍｎは、多過ぎると基地の粘さを上げて、材料の被削性を低下させる。よって、２．００％以下とすることが好ましい。より好ましくは、１．８０％以下である。さらに好ましくは、１．５０％以下である。一方、Ｍｎは、オーステナイト形成元素であり、焼入性を高める効果を有する。また、非金属介在物のＭｎＳとして存在することで、被削性の向上に大きな効果がある。これらの効果を得るためには、０．１０％以上の添加が好ましい。より好ましくは、０．５０％以上である。更に好ましくは、０．８０％以上である。特に好ましくは、１．００％以上である。
-Mn: 2.00% or less If Mn is too much, the viscosity of a base will be raised and the machinability of material will be reduced. Therefore, it is preferable to set it as 2.00% or less. More preferably, it is 1.80% or less. More preferably, it is 1.50% or less. On the other hand, Mn is an austenite forming element and has an effect of improving hardenability. Moreover, since it exists as MnS of a nonmetallic inclusion, there is a great effect in improving machinability. In order to obtain these effects, addition of 0.10% or more is preferable. More preferably, it is 0.50% or more. More preferably, it is 0.80% or more. Particularly preferably, it is 1.00% or more.
・Ｐ：０．０５０％以下
Ｐは、通常、添加を行わなくても、各種の冷間工具材料に不可避的に含まれる元素である。そして、焼戻しなどの熱処理時に旧オーステナイト粒界に偏析して、粒界を脆化させる元素である。したがって、冷間工具の靭性を向上するためには、添加する場合も含めて、０．０５０％以下に規制することが好ましい。より好ましくは、０．０３０％以下である。
-P: 0.050% or less P is an element which is inevitably contained in various cold tool materials even if it is not added. It is an element that segregates at the prior austenite grain boundaries during heat treatment such as tempering and embrittles the grain boundaries. Therefore, in order to improve the toughness of the cold tool, it is preferable to regulate it to 0.050% or less including the case where it is added. More preferably, it is 0.030% or less.
・Ｓ：０．１５０％以下
Ｓは、通常、添加を行わなくても、各種の冷間工具材料に不可避的に含まれる元素である。そして、熱間加工前の素材時において熱間加工性を劣化させ、熱間加工中に割れを生じさせる元素である。したがって、素材時における熱間加工性を向上するためには、規制することが好ましい。一方、Ｓには、上記のＭｎと結合して、非金属介在物のＭｎＳとして存在することで、被削性を向上する効果がある。よって、本発明では、添加する場合でも、０．１５０％以下とする。好ましくは、０．１００％以下である。なお、上記の被削性の向上効果を得るためには、０．０１０％以上の添加を行ってもよい。好ましくは、０．０３０％以上の添加が可能である。
S: 0.150% or less S is an element that is inevitably contained in various cold tool materials, even if not added. And it is an element which degrades hot workability at the time of the raw material before hot working, and causes a crack during hot working. Therefore, in order to improve the hot workability at the time of raw material, it is preferable to regulate. On the other hand, S has an effect of improving machinability by being combined with the above Mn and existing as MnS of non-metallic inclusions. Therefore, in the present invention, even when added, the content is made 0.150% or less. Preferably, it is 0.100% or less. In addition, in order to acquire said machinability improvement effect, you may add 0.010% or more. Preferably, 0.030% or more can be added.
・Ｎｉ：１．００％以下
Ｎｉは、基地の粘さを上げて被削性を低下させる元素である。よって、Ｎｉの含有量は１．００％以下とすることが好ましい。より好ましくは、０．５０％以下、さらに好ましくは、０．３０％以下である。この０．３０％以下のＮｉは、本発明の冷間工具材料の成分組成がＮｉを不純物として含有する場合の、好ましい規制上限でもある。
一方、Ｎｉは、工具組織中のフェライトの生成を抑制する元素である。また、冷間工具材料に優れた焼入性を付与し、焼入れ時の冷却速度が緩やかな場合でもマルテンサイト主体の組織を形成して、靭性の低下を防ぐことのできる効果的元素である。さらに、基地の本質的な靭性も改善するので、本発明では必要に応じて添加してもよい。添加する場合、上記した１．００％を上限として、０．１０％以上の添加が好ましい。より好ましくは、０．３０％超である。また、より好ましくは、０．８０％以下である。
Ni: 1.00% or less Ni is an element that increases the viscosity of the matrix and decreases the machinability. Therefore, the Ni content is preferably 1.00% or less. More preferably, it is 0.50% or less, More preferably, it is 0.30% or less. This 0.30% or less Ni is also a preferable upper limit of regulation when the component composition of the cold tool material of the present invention contains Ni as an impurity.
On the other hand, Ni is an element that suppresses the formation of ferrite in the tool structure. Further, it is an effective element that imparts excellent hardenability to the cold tool material and forms a martensite-based structure even when the cooling rate during quenching is slow, thereby preventing a reduction in toughness. Furthermore, since the essential toughness of the matrix is also improved, it may be added as necessary in the present invention. In the case of addition, 0.10% or more is preferable with the upper limit being 1.00%. More preferably, it is more than 0.30%. More preferably, it is 0.80% or less.
・Ｎｂ：０．６０％以下
Ｎｂは、被削性の低下を招くので、０．６０％以下とすることが好ましい。より好ましくは、０．３０％未満である。さらに好ましくは、０．１０％未満である。この０．１０％未満のＮｂは、本発明の冷間工具材料の成分組成がＮｂを不純物として含有する場合の、好ましい規制上限でもある。
一方、Ｎｂは、炭化物を形成し、基地の強化や耐摩耗性を向上する効果を有する。また、焼戻し軟化抵抗を高めるとともに、Ｖと同様、結晶粒の粗大化を抑制し、靭性の向上に寄与する効果を有する。よって、Ｎｂは、必要に応じて添加してもよい。添加する場合、上記した０．６０％を上限として、０．０５％以上の添加が好ましい。より好ましくは０．１０％以上である。また、より好ましくは、０．５０％以下である。
-Nb: 0.60% or less Since Nb causes a decrease in machinability, it is preferable to set it to 0.60% or less. More preferably, it is less than 0.30%. More preferably, it is less than 0.10%. This Nb of less than 0.10% is also a preferable upper limit when the component composition of the cold tool material of the present invention contains Nb as an impurity.
On the other hand, Nb has the effect of forming carbides and improving the reinforcement of the base and the wear resistance. In addition to increasing the temper softening resistance, similarly to V, it suppresses the coarsening of crystal grains and contributes to the improvement of toughness. Therefore, Nb may be added as necessary. When added, 0.05% or more is preferable with the upper limit being 0.60%. More preferably, it is 0.10% or more. More preferably, it is 0.50% or less.
Ｃｕ、Ａｌ、Ｃａ、Ｍｇ、Ｏ（酸素）、Ｎ（窒素）は、不可避的不純物として鋼中に残留する可能性のある元素である。本発明の冷間工具材料の成分組成において、これら元素はできるだけ低い方が好ましい。しかし一方で、これら元素は、介在物の形態制御や、その他の機械的特性、そして製造効率の向上といった付加的な作用効果を得るために、少量を含有してもよい。この場合、Ｃｕ≦０．２５％、Ａｌ≦０．２５％、Ｃａ≦０．０１００％、Ｍｇ≦０．０１００％、Ｏ≦０．０１００％、Ｎ≦０．０３００％の範囲であれば十分に許容でき、本発明の好ましい規制上限である。 Cu, Al, Ca, Mg, O (oxygen), and N (nitrogen) are elements that may remain in the steel as inevitable impurities. In the component composition of the cold tool material of the present invention, these elements are preferably as low as possible. However, on the other hand, these elements may contain a small amount in order to obtain additional effects such as the control of the form of inclusions, other mechanical properties, and the improvement of production efficiency. In this case, Cu ≦ 0.25%, Al ≦ 0.25%, Ca ≦ 0.0100%, Mg ≦ 0.0100%, O ≦ 0.0100%, N ≦ 0.0300% are sufficient. This is a preferable upper limit of regulation of the present invention.
（３）本発明の冷間工具材料は、その断面の焼鈍組織の、円相当径が５．０μｍを超える炭化物を含まない縦９０μｍ横９０μｍの領域において、円相当径が０．１μｍを超えて２．０μｍ以下の炭化物Ａの個数密度が９．０×１０５個／ｍｍ２以上であり、円相当径が０．１μｍを超えて０．４μｍ以下の炭化物Ｂの個数密度が７．０×１０５個／ｍｍ２以上のものである。
冷間工具材料は、通常、鋼塊または鋼塊を分塊加工した鋼片でなる素材を出発材料として、これに様々な熱間加工や熱処理を行って所定の鋼材とし、この鋼材に焼鈍処理を施して、ブロック形状に仕上げられる。このとき、上記の鋼塊は、一般的に、所定の成分組成に調整された溶鋼を鋳造して得られる。よって、鋼塊の鋳造組織中には、凝固開始時期の差異等に起因して（デンドライトの成長挙動に起因して）、大きな炭化物が集合した「正偏析」の部位と、それに比して小さな炭化物が集合した「負偏析」の部位とが存在する。そして、このような鋼塊を熱間加工することで、上記の炭化物の集合は、熱間加工の延伸方向（つまり、材料の長さ方向）に延ばされて、かつ、その垂直方向（つまり、材料の厚さ方向）に圧縮される。そして、この熱間加工後の鋼材を焼鈍処理して得られた冷間工具材料の焼鈍組織において、上記の炭化物の分布様態は、大きな炭化物の集合でなる層と、小さな炭化物の集合でなる層とでなる、略縞状の様態となる。そして、この大きな炭化物の集合でなる層は、大きな炭化物を低減すべく「マトリックス系」の成分組成とした、本発明の冷間工具材料においても、少なからず存在する（図１を参照）。
図１において、基地中に存在する“明度の高い分散物”が炭化物である。そして、これら炭化物のうちで、専ら筋状に集合して明確に確認されるのが、後述する、円相当径が５．０μｍを超えるような大きな炭化物である。そして、図１の倍率（２００倍）では全てを確認することができないような、例えば、図１中に示した実線による囲み部の中に存在する炭化物が、後述する、円相当径が５．０μｍ以下の小さな炭化物である。
(3) The cold tool material of the present invention has an equivalent circle diameter of more than 0.1 μm in the region of 90 μm in length and 90 μm in width which does not include carbides having an equivalent circle diameter of more than 5.0 μm in the annealed structure of the cross section. The number density of carbide A having a diameter of 2.0 μm or less is 9.0 × 10 5 pieces / mm 2 or more, and the number density of carbide B having a circle equivalent diameter of more than 0.1 μm but not more than 0.4 μm is 7.0 ×. 10 5 pieces / mm 2 or more.
Cold tool materials are usually steel ingots or steel slabs that have been processed into pieces, and are subjected to various hot workings and heat treatments to obtain predetermined steel materials, which are then annealed. To finish the block shape. At this time, the steel ingot is generally obtained by casting molten steel adjusted to a predetermined component composition. Therefore, in the cast structure of the steel ingot, due to the difference in the solidification start time, etc. (due to the growth behavior of dendrites), the portion of “positive segregation” where large carbides gathered and smaller than that There is a portion of “negative segregation” in which carbides gather. Then, by hot working such a steel ingot, the above-mentioned aggregate of carbides is extended in the hot working drawing direction (that is, the length direction of the material) and in the vertical direction (that is, , Compressed in the thickness direction of the material). In the annealed structure of the cold tool material obtained by annealing the steel material after the hot working, the distribution of carbides described above is a layer composed of large carbides and a layer composed of small carbides. It becomes a substantially striped state. And the layer which consists of this big carbide | carbonized_material aggregate exists notably in the cold tool material of this invention made into the "matrix type | system | group" component composition in order to reduce a big carbide | carbonized_material (refer FIG. 1).
In FIG. 1, the “light dispersion” present in the base is carbide. Of these carbides, the large carbides having a circle-equivalent diameter exceeding 5.0 μm, which will be gathered in a streak shape and are clearly confirmed, will be described later. And, for example, the carbide existing in the encircled portion indicated by the solid line shown in FIG. 1 which cannot be confirmed at the magnification (200 times) in FIG. It is a small carbide of 0 μm or less.
そして、上記の焼鈍組織において、大きな炭化物は、専ら“未固溶炭化物”として機能し、焼入れ時の基地中に固溶せず、焼入れ焼戻し後の組織中に残って、冷間工具材料の熱処理変寸の異方性を助長する。よって、本発明の冷間工具材料では、その成分組成を「マトリックス系」とすることで、この大きな炭化物（つまり、図１の筋状に集合した炭化物）を低減している。そして、小さな炭化物（つまり、図１中に示した実線による囲み部の中に存在する炭化物）は“固溶炭化物”として機能し、焼入れ時の基地中に固溶しやすい。そして、基地中に固溶した炭化物は、焼入れ後の基地中の固溶炭素量に影響して、上述した大きな炭化物を低減することとは異なる原理で、熱処理変寸の異方性の軽減に働く。 In the above-mentioned annealed structure, large carbides function exclusively as “undissolved carbides”, do not dissolve in the base during quenching, remain in the structure after quenching and tempering, and heat treatment of the cold tool material. Contributes to the anisotropy of change. Therefore, in the cold tool material of the present invention, the large carbides (that is, the carbides gathered in a streak shape in FIG. 1) are reduced by setting the component composition to “matrix system”. Then, small carbides (that is, carbides present in the encircled portion shown in FIG. 1) function as “solid solution carbides” and are easily dissolved in the base during quenching. The carbide dissolved in the base affects the amount of solid solution carbon in the base after quenching, and reduces the anisotropy of heat treatment size change based on a principle different from reducing the large carbide described above. work.
つまり、上記の固溶炭化物の調整によって熱処理変寸の異方性を軽減できる原理は、次の通りである。まず、焼入れ焼戻し前の焼鈍組織において、大きな炭化物の集合でなる層は、鋳造時の正偏析に起因して、その基地中に固溶している炭素量も多い。一方、小さな炭化物の集合でなる層は、鋳造時の負偏析に起因して、基地中に固溶している炭素量が少ない。そして、このような基地中の固溶炭素量の差が、焼入れ焼戻し時の「基地自体」の変寸量の差となって、熱処理変寸の異方性を助長する。よって、熱処理変寸の異方性は、焼入れ焼戻し時において、基地中の広範囲で固溶炭素量の差を縮めることで、軽減することができる。そして、この基地中の固溶炭素量の差は、焼入れ焼戻し前の焼鈍組織における“固溶炭化物”の分布で決定付けられる。 That is, the principle that the anisotropy of heat treatment size change can be reduced by adjusting the solid solution carbide is as follows. First, in the annealed structure before quenching and tempering, a layer composed of large carbide aggregates has a large amount of carbon dissolved in the matrix due to positive segregation during casting. On the other hand, a layer composed of small carbide aggregates has a small amount of carbon dissolved in the matrix due to negative segregation during casting. Such a difference in the amount of dissolved carbon in the base becomes a difference in the amount of change in the “base itself” during quenching and tempering, and promotes the anisotropy of heat treatment size change. Therefore, the anisotropy of heat treatment size change can be reduced by reducing the difference in the amount of solute carbon in a wide range in the matrix during quenching and tempering. The difference in the amount of solid solution carbon in the base is determined by the distribution of “solid solution carbide” in the annealed structure before quenching and tempering.
そこで、本発明は、焼鈍組織における上記の“固溶炭化物”の分布を調整することで、熱処理変寸の異方性を軽減できるものである。具体的には、本発明では、冷間工具材料の断面の焼鈍組織において、便宜上、円相当径が５．０μｍを超える炭化物を未固溶炭化物として扱うことで、円相当径が５．０μｍ以下の固溶炭化物のみで構成される「縦９０μｍ横９０μｍ」の領域に注目した（例えば、図１中に示した実線による囲み部）。つまり、この「縦９０μｍ横９０μｍ」の領域が、上記の「小さな炭化物の集合でなる層」の領域に相当する。そして、この領域の炭化物を“固溶炭化物”として扱うことで、この炭化物の分布を調整することが、本発明の「変寸異方性軽減効果」の達成に利用できることを見いだした。 Therefore, the present invention can reduce the anisotropy of heat treatment size change by adjusting the distribution of the “solid solution carbide” in the annealed structure. Specifically, in the present invention, in the annealed structure of the cross section of the cold tool material, for the sake of convenience, a carbide having an equivalent circle diameter of more than 5.0 μm is treated as an undissolved carbide so that the equivalent circle diameter is 5.0 μm or less. The region of “vertical 90 μm and horizontal 90 μm” composed only of the solid solution carbides (for example, a solid line encircled portion shown in FIG. 1) was noted. That is, the region of “90 μm in length and 90 μm in width” corresponds to the above-mentioned region of “a layer formed by a collection of small carbides”. Then, it has been found that adjusting the distribution of carbides by treating the carbides in this region as “solid solution carbides” can be used to achieve the “sizing anisotropy reducing effect” of the present invention.
本発明者は、焼入れ焼戻し時に生じる熱処理変寸の異方性に及ぼす、円相当径が５．０μｍ以下の炭化物の影響を調べた。その結果、これら炭化物の中でも、円相当径が更に小さい「２．０μｍ以下」の炭化物（以下、炭化物Ａと表記する）は、焼入れ時において、より固溶しやすいことを知見した。そして、円相当径が「０．４μｍ以下」の極めて微細な炭化物（以下、炭化物Ｂと表記する）は、特に固溶しやすいことを知見した。
してみると、円相当径が５．０μｍを超える炭化物を含まない領域において、この領域に含まれる炭化物ＡおよびＢの個数を増やすことが、焼入れ時におけるこの領域の基地中の固溶炭素量の増加に効果的である。そして、炭化物ＡおよびＢのうちでも、より固溶しやすい炭化物Ｂの個数を増やすことこそが、上記した領域の固溶炭素量の更なる増加に効果的である。これにより、焼入れ前の焼鈍組織で固溶炭素量の少ない、小さな炭化物の集合でなる層でも、焼入れ時には固溶炭素量を増加させることができる。したがって、これらのことが、上記した大きな炭化物の集合でなる層と、小さな炭化物の集合でなる層との間で、焼入れ焼戻し時に生じる基地中の固溶炭素量の差の緩和に効果的であり、本発明の「変寸異方性軽減効果」の達成に効果的である。
The present inventor examined the influence of carbide having an equivalent circle diameter of 5.0 μm or less on the anisotropy of heat treatment size change that occurs during quenching and tempering. As a result, it was found that among these carbides, “2.0 μm or less” carbide having a smaller equivalent circle diameter (hereinafter referred to as “carbide A”) is more easily dissolved during quenching. It was found that extremely fine carbides (hereinafter referred to as carbide B) having an equivalent circle diameter of “0.4 μm or less” are particularly easily dissolved.
Then, in a region that does not contain carbides with an equivalent circle diameter exceeding 5.0 μm, increasing the number of carbides A and B contained in this region is the amount of solute carbon in the base of this region during quenching It is effective to increase Further, among the carbides A and B, increasing the number of carbides B that are more easily dissolved is effective in further increasing the amount of dissolved carbon in the above-described region. Thereby, even if it is a layer formed by an aggregate of small carbides with a small amount of dissolved carbon in the annealed structure before quenching, the amount of dissolved carbon can be increased during quenching. Therefore, these are effective in mitigating the difference in the amount of dissolved carbon in the matrix that occurs during quenching and tempering between the layer composed of large carbides and the layer composed of small carbides. This is effective in achieving the “sizing anisotropy reducing effect” of the present invention.
そして、本発明の場合、縦９０μｍ横９０μｍの上記の領域において、円相当径が０．１μｍを超えて２．０μｍ以下の炭化物Ａの個数が、その個数密度で９．０×１０５個／ｍｍ２以上であり、円相当径が０．１μｍを超えて０．４μｍ以下の炭化物Ｂの個数が、その個数密度で７．０×１０５個／ｍｍ２以上となる組織とすることで、本発明の「変寸異方性軽減効果」を達成できる。なお、炭化物Ａ、Ｂの大きさについて、その円相当径の下限値を０．１μｍとしたのは、０．１μｍ以下の炭化物の特定が、計測上、正確性に欠け得るからである。 In the case of the present invention, the number of carbide A having an equivalent circle diameter of more than 0.1 μm and not more than 2.0 μm in the above-mentioned region of 90 μm in length and 90 μm in width is 9.0 × 10 5 / and mm 2 or more, that the circle equivalent diameter is the number of the following carbide B 0.4 .mu.m beyond 0.1μm is, the tissue in the number density becomes 7.0 × 10 5 cells / mm 2 or more, The “sizing anisotropy reducing effect” of the present invention can be achieved. In addition, about the magnitude | size of the carbide | carbonized_material A and B, the reason why the lower limit of the equivalent circle diameter was set to 0.1 μm is because the specification of the carbide of 0.1 μm or less may lack accuracy in measurement.
なお、炭化物Ａの個数密度について、より好ましくは、９．５×１０５個／ｍｍ２以上である。さらに好ましくは、１０．０×１０５個／ｍｍ２以上である。特に好ましくは、１１．０×１０５個／ｍｍ２以上である。また、炭化物Ｂの個数密度について、より好ましくは、８．０×１０５個／ｍｍ２以上である。さらに好ましくは、８．５×１０５個／ｍｍ２以上である。特に好ましくは、９．０×１０５個／ｍｍ２以上である。このとき、炭化物Ｂの個数密度が、炭化物Ａの個数密度を超えることはない。そして、炭化物ＡおよびＢの個数密度について、上限は特に要しないが、後述する個数の割合が９５．０％以下となる関係が現実的である。 The number density of the carbide A is more preferably 9.5 × 10 5 pieces / mm 2 or more. More preferably, it is 10.0 × 10 5 pieces / mm 2 or more. Particularly preferably, it is 11.0 × 10 5 pieces / mm 2 or more. The number density of the carbide B is more preferably 8.0 × 10 5 pieces / mm 2 or more. More preferably, it is 8.5 × 10 5 pieces / mm 2 or more. Particularly preferably, it is 9.0 × 10 5 pieces / mm 2 or more. At this time, the number density of the carbide B does not exceed the number density of the carbide A. And although the upper limit in particular is not required about the number density of the carbide | carbonized_material A and B, the relationship from which the ratio of the number mentioned later becomes 95.0% or less is realistic.
（４）好ましくは、本発明の冷間工具材料は、縦９０μｍ横９０μｍの上記した領域において、炭化物Ａの個数に占める炭化物Ｂの個数の割合が、９０．０％を超えるものである。
前述の（３）において、炭化物ＡおよびＢのうちで、極めて微細な炭化物Ｂが特に固溶しやすいことは、述べた通りである。よって、焼鈍組織の、上記した領域に分布させた微細な炭化物ＡおよびＢは、その炭化物Ａの個数に占める炭化物Ｂの個数の割合が高いほど、本発明の「変寸異方性軽減効果」の達成により有利である。そして、本発明の場合、その割合を９０．０％超とすることが好ましい。なお、この割合について、上限は特に要しないが、９５．０％以下が現実的である。
(4) Preferably, in the cold tool material of the present invention, the ratio of the number of carbides B to the number of carbides A in the above-mentioned region of 90 μm in length and 90 μm in width exceeds 90.0%.
In the above (3), as described above, of the carbides A and B, the extremely fine carbide B is particularly easily dissolved. Accordingly, the fine carbides A and B distributed in the above-described region of the annealed structure have a higher “ratio anisotropy reducing effect” according to the present invention as the proportion of the number of carbides B in the number of the carbides A is higher. Is more advantageous. And in the case of this invention, it is preferable to make the ratio over 90.0%. In addition, about this ratio, although an upper limit in particular is not required, 95.0% or less is realistic.
炭化物ＡおよびＢの円相当径および個数（個数密度）の測定手法の一例について説明しておく。
まず、冷間工具材料の断面組織を、例えば倍率２００倍の光学顕微鏡で観察する。このとき、観察する断面は、冷間工具を構成することとなる冷間工具材料の中心部とすることができる。そして、観察する断面は、熱間加工の延伸方向（つまり、材料の長さ方向）に対して平行な断面であり、一具体的には、この平行な断面のうちで、ＴＤ方向（Ｔｒａｎｓｖｅｒｓｅ Ｄｉｒｅｃｔｉｏｎ；延伸直角方向）に垂直な断面（いわゆる、ＴＤ断面）である。そして、この断面において、例えば断面積が１５ｍｍ×１５ｍｍの切断面をダイヤモンドスラリーとコロイダルシリカを用いて鏡面に研磨した断面とすることができる。図１（実施例１で評価した本発明例の「冷間工具材料１」である。）は、本発明の冷間工具材料の一例について、上述の要領で得た断面組織の倍率２００倍での光学顕微鏡写真である（視野面積０．５８ｍｍ２）。
そして、上記の断面組織から、円相当径が５．０μｍを超える炭化物を含まない縦９０μｍ横９０μｍの領域を抽出する。このとき、円相当径が５．０μｍを超えるような大きな炭化物は、光学顕微鏡の視野から容易に確認することができる（図１を参照）。そして、この確認した炭化物の円相当径は、既知の画像解析ソフト等によって求めることができる。
An example of a method for measuring the equivalent circle diameter and the number (number density) of the carbides A and B will be described.
First, the cross-sectional structure of the cold tool material is observed with an optical microscope with a magnification of 200 times, for example. At this time, the cross-section to be observed can be the central part of the cold tool material that constitutes the cold tool. The cross section to be observed is a cross section parallel to the drawing direction of hot working (that is, the length direction of the material), and more specifically, in the parallel cross section, the TD direction (Transverse Direction). A cross section perpendicular to the direction perpendicular to the stretching direction (so-called TD cross section). And in this cross section, it can be set as the cross section which grind | polished the cut surface whose cross-sectional area is 15 mm x 15 mm to the mirror surface using the diamond slurry and colloidal silica, for example. FIG. 1 (“cold tool material 1” of the present invention example evaluated in Example 1) shows an example of the cold tool material of the present invention at a magnification of 200 times the cross-sectional structure obtained in the above-described manner. This is an optical micrograph of (visual field area 0.58 mm 2 ).
And the area | region of 90 micrometers in length and 90 micrometers in width which do not contain the carbide | carbonized_material whose circular equivalent diameter exceeds 5.0 micrometers is extracted from said cross-sectional structure | tissue. At this time, a large carbide having an equivalent circle diameter exceeding 5.0 μm can be easily confirmed from the field of view of the optical microscope (see FIG. 1). The confirmed equivalent circle diameter of the carbide can be obtained by known image analysis software or the like.
次に、上記にて抽出した縦９０μｍ横９０μｍの領域（図１中に示した実線による囲み部）を、走査型電子顕微鏡（倍率３０００倍）で観察し、この観察した視野をＥＰＭＡで分析して、Ｃ（炭素）の元素マッピング画像を得る。そして、このＣの元素マッピング画像による分析結果に、炭化物を形成しているＣ量に基づいて、２５カウント（ｃｐｓ）以上のＣの検出強度を閾（しきい）値とした二値化処理を行い、断面組織の基地中に分布する炭化物を示した二値化画像を得る。
図２は、図１中に示した実線による囲み部の領域内について、上述の要領で得た、Ｃの元素マッピング画像である（視野面積３０μｍ×３０μｍ）。そして、図３は、図２を二値化処理して得た、上記の領域の炭化物分布を示す図である。図２、３において、Ｃおよび炭化物は、淡色の分布で示されている。
Next, the region of 90 μm in length and 90 μm in width extracted above (enclosed by the solid line in FIG. 1) is observed with a scanning electron microscope (magnification 3000 times), and the observed visual field is analyzed with EPMA. Thus, an element mapping image of C (carbon) is obtained. Then, based on the analysis result based on the elemental mapping image of C, binarization processing is performed with a detection intensity of C of 25 counts (cps) or more as a threshold value based on the amount of C forming carbides. And obtain a binarized image showing carbides distributed in the base of the cross-sectional tissue.
FIG. 2 is an element mapping image of C obtained in the above-described manner in the area of the encircled portion shown by the solid line in FIG. 1 (viewing area 30 μm × 30 μm). And FIG. 3 is a figure which shows the carbide | carbonized_material distribution of said area | region obtained by binarizing FIG. 2 and 3, C and carbides are shown in a light color distribution.
そして、「円相当径が５．０μｍを超える炭化物を含まない」図３の炭化物分布から、各円相当径の炭化物を抽出して、上述した炭化物Ａの個数（個数密度）や、炭化物Ｂの個数（個数密度）、そして、これら炭化物ＡおよびＢの存在割合を求めればよい。炭化物の円相当径や個数は、既知の画像解析ソフト等によって求めることができる。 Then, “the carbide equivalent diameter does not include carbide exceeding 5.0 μm”, the carbide equivalent diameter is extracted from the carbide distribution of FIG. 3, and the number of carbides A (number density) described above or the carbide B What is necessary is just to obtain | require a number (number density) and the abundance ratio of these carbide | carbonized_material A and B. FIG. The equivalent circle diameter and number of carbides can be obtained by known image analysis software or the like.
本発明の冷間工具材料の場合、上述した縦９０μｍ横９０μｍの「小さな炭化物の集合でなる層」の領域において、円相当径が２．０μｍ以下のような小さな炭化物は、略均一の個数密度で分布している（図３を参照）。よって、本発明の「変寸異方性軽減効果」を確認するにおいて、上述した縦９０μｍ横９０μｍの領域から採取する元素マッピング画像は、一画像であり、かつ、３０μｍ×３０μｍの面積があれば十分である（画素数：５３０×５３０）。そして、この元素マッピング画像の採取位置は、上述した領域から任意に選択すればよい。そして、このような一連の測定作業を、上述した「縦９０μｍ横９０μｍ」の領域とは別の、少なくとも２つの「縦９０μｍ横９０μｍ」の領域でも行って（計３領域）、数値の結果を平均すれば、本発明の「変寸異方性軽減効果」を確認するのに十分である。 In the case of the cold tool material of the present invention, in the above-mentioned region of 90 μm in length and 90 μm in the “layer consisting of small carbide aggregates”, small carbides having an equivalent circle diameter of 2.0 μm or less have a substantially uniform number density. (See FIG. 3). Therefore, in confirming the “scaling anisotropy reducing effect” of the present invention, the element mapping image taken from the above-mentioned 90 μm long and 90 μm wide area is one image and has an area of 30 μm × 30 μm. It is sufficient (number of pixels: 530 × 530). And the collection position of this element mapping image should just be selected arbitrarily from the area | region mentioned above. Then, such a series of measurement operations is also performed in at least two “90 μm vertical 90 μm” regions (a total of 3 regions) different from the above-mentioned “90 μm vertical 90 μm” region, and numerical results are obtained. On average, it is sufficient to confirm the “sizing anisotropy reducing effect” of the present invention.
本発明の冷間工具材料の焼鈍組織は、出発材料となる鋼塊の作製段階において、その鋳造工程の進行具合を適切に管理することで、達成が可能である。例えば、鋳型に注ぐ直前の「溶鋼の温度」の調整が大切である。溶鋼の温度を低めに管理することで、例えば、冷間工具材料の融点＋１００℃前後までの温度範囲に管理することで、鋳型内の各位置における凝固開始時期の差異による溶鋼の局部的な濃化を軽減して、デンドライトの成長に起因する炭化物の粗大化を抑えることができる。 The annealed structure of the cold tool material of the present invention can be achieved by appropriately managing the progress of the casting process in the production stage of the steel ingot as the starting material. For example, it is important to adjust the “molten steel temperature” just before pouring into the mold. By managing the temperature of the molten steel at a low level, for example, by managing the temperature within the range of the melting point of the cold tool material to around 100 ° C, local concentration of the molten steel due to the difference in the solidification start timing at each position in the mold. Therefore, the coarsening of carbides caused by dendrite growth can be suppressed.
そして、本発明の冷間工具材料の焼鈍組織は、上記の鋳造工程の操作に加えて、鋳造後の鋼塊に熱間加工を行った後に、特別な熱処理を行うことで、達成が可能である。例えば、１１００〜１２５０℃の温度範囲で１０時間以上保持するソーキング処理である。このようなソーキング処理の前に、あらかじめ鋼塊に熱間加工を行っておくことで、鋼塊の鋳造組織中の「正偏析」の部位と「負偏析」の部位との距離を狭めておくことができる。この結果、ソーキング処理時において、正偏析の部位から負偏析の部位への炭素の拡散を促すことができ、焼入れ焼戻し前の焼鈍組織において、小さな炭化物の集合でなる層中の固溶炭化物量を増やすことができる。
なお、上記のソーキング処理を行った後に、追加の熱間加工を行って、鋼材の形状に仕上げてもよい。また、熱間加工前の鋼塊にも、上記のソーキング処理と同様のソーキング処理を追加で行ってもよい。
And the annealing structure of the cold tool material of the present invention can be achieved by performing a special heat treatment after performing hot working on the steel ingot after casting in addition to the operation of the casting process described above. is there. For example, it is a soaking process in which the temperature is maintained at 1100 to 1250 ° C. for 10 hours or more. Prior to such soaking treatment, the steel ingot is hot-worked in advance to reduce the distance between the “positive segregation” portion and the “negative segregation” portion in the cast structure of the steel ingot. be able to. As a result, during the soaking process, it is possible to promote the diffusion of carbon from the site of positive segregation to the site of negative segregation, and in the annealed structure before quenching and tempering, the amount of solid solution carbide in the layer composed of small carbides is reduced. Can be increased.
In addition, after performing said soaking process, you may perform additional hot working and it may finish in the shape of steel materials. Moreover, you may additionally perform the soaking process similar to said soaking process also to the steel ingot before hot processing.
（５）本発明の冷間工具の製造方法は、上述した本発明の冷間工具材料に焼入れおよび焼戻しを行うものである。
上述した本発明の冷間工具材料は、焼入れおよび焼戻しによって所定の硬さを有したマルテンサイト組織に調製されて、冷間工具の製品に整えられる。そして、冷間工具材料は、切削や穿孔といった各種の機械加工等によって、冷間工具の形状に整えられる。この機械加工のタイミングは、焼入れ焼戻し前の、材料の硬さが低い状態（つまり、焼鈍状態）で行うことが好ましい。さらに、この場合、焼入れ焼戻し後に仕上げの機械加工を行ってもよい。そして、本発明の冷間工具材料は、焼入れ焼戻し時の熱処理変寸が小さく、かつ、その異方性が軽減されているので、冷間工具の形状に機械加工してから焼入れ焼戻しを行う冷間工具の製造方法にとって好適である。
(5) The manufacturing method of the cold tool of this invention performs hardening and tempering to the cold tool material of this invention mentioned above.
The above-described cold tool material of the present invention is prepared into a martensite structure having a predetermined hardness by quenching and tempering, and arranged into a cold tool product. The cold tool material is then adjusted to the shape of the cold tool by various machining such as cutting and drilling. The timing of this machining is preferably performed in a state where the hardness of the material is low (that is, in an annealed state) before quenching and tempering. Further, in this case, finishing machining may be performed after quenching and tempering. The cold tool material of the present invention has a small heat treatment size change during quenching and tempering, and its anisotropy is reduced. Therefore, the cold tool material is cooled to the shape of the cold tool before quenching and tempering. It is suitable for the manufacturing method of an interstitial tool.
この焼入れおよび焼戻しの温度は、素材の成分組成や狙い硬さ等によって異なるが、焼入れ温度は概ね９５０〜１１００℃程度、焼戻し温度は概ね１５０〜６００℃程度であることが好ましい。焼入れ焼戻し硬さは５８ＨＲＣ以上とすることが好ましい。より好ましくは６０ＨＲＣ以上である。なお、この焼入れ焼戻し硬さについて、上限は特に要しないが、６６ＨＲＣ以下が現実的である。 The quenching and tempering temperatures vary depending on the component composition of the raw material and the target hardness, but the quenching temperature is preferably about 950 to 1100 ° C, and the tempering temperature is preferably about 150 to 600 ° C. The quenching and tempering hardness is preferably 58 HRC or more. More preferably, it is 60 HRC or more. In addition, about this quenching tempering hardness, although an upper limit in particular is not required, below 66HRC is realistic.
所定の成分組成に調整した溶鋼を鋳造して、表１の「マトリックス系」の成分組成を有する素材１、２（融点：約１４５０℃）の鋼塊を準備した。このとき、鋳型への注湯前において、素材１、２の溶鋼の温度は１５００℃に調整した。 Molten steel adjusted to a predetermined component composition was cast to prepare steel ingots of materials 1 and 2 (melting point: about 1450 ° C.) having the “matrix-based” component composition shown in Table 1. At this time, the temperature of the molten steel of the raw materials 1 and 2 was adjusted to 1500 ° C. before pouring into the mold.
次に、素材１については、鋼塊を１１００℃に加熱して鍛錬成形比１．５の第一の熱間加工を行った後に、１１７０℃で２５時間保持するソーキング処理を行った。そして、このソーキング処理の後に、先に行った第一の熱間加工との総鍛錬成形比が１１．５となるように、１１００℃で第二の熱間加工を行った。素材２については、鋼塊に、熱間加工を行わない状態で、１１７０℃で１０時間保持するソーキング処理を行った。そして、このソーキング処理の後に、鍛錬成形比が１１．５となるように、１１００℃で熱間加工を行った。そして、素材１、２ともに、熱間加工終了後には室温まで放冷して、厚さ７５ｍｍ×幅３００ｍｍ×長さ５００ｍｍの鋼材に仕上げ、この鋼材に８６０℃の焼鈍処理を行って、冷間工具材料１、２を作製した（硬さ２２０ＨＢＷ）。 Next, about the raw material 1, after heating the steel ingot to 1100 degreeC and performing the 1st hot working of the forging molding ratio 1.5, the soaking process hold | maintained at 1170 degreeC for 25 hours was performed. And after this soaking process, the 2nd hot work was performed at 1100 degreeC so that the total forge forming ratio with the 1st hot work performed previously might be set to 11.5. For material 2, the steel ingot was subjected to a soaking process in which the steel ingot was held at 1170 ° C. for 10 hours without performing hot working. And after this soaking process, it hot-worked at 1100 degreeC so that a forge molding ratio might be set to 11.5. Then, both the raw materials 1 and 2 are allowed to cool to room temperature after the hot working is finished, and finished to a steel material having a thickness of 75 mm × width of 300 mm × length of 500 mm, and this steel material is annealed at 860 ° C. Tool materials 1 and 2 were produced (hardness 220 HBW).
冷間工具材料１、２の中心部の、熱間加工の延伸方向（つまり、材料の長さ方向）に対して平行なＴＤ面より、断面積が１５ｍｍ×１５ｍｍの切断面を採取し、この切断面をダイヤモンドスラリーとコロイダルシリカを用いて鏡面に研磨した。次に、この研磨した切断面の焼鈍組織から、円相当径が５．０μｍを超える炭化物を含まない縦９０μｍ横９０μｍの領域を、それぞれ３領域抽出した。図１に、冷間工具材料１の、上記の領域の一例を示しておく（実線による囲み部）。 From the TD surface parallel to the hot working drawing direction (that is, the length direction of the material) at the center of the cold tool materials 1 and 2, a cut surface having a cross-sectional area of 15 mm × 15 mm is obtained. The cut surface was polished to a mirror surface using diamond slurry and colloidal silica. Next, from the annealed structure of the polished cut surface, three regions each having a length of 90 μm in length and 90 μm in width not including carbides having an equivalent circle diameter exceeding 5.0 μm were extracted. In FIG. 1, an example of said area | region of the cold tool material 1 is shown (enclosed part by a continuous line).
そして、上記した個々の領域について、前述の要領に従って、円相当径が０．１μｍを超えて２．０μｍ以下の炭化物Ａの個数、円相当径が０．１μｍを超えて０．４μｍ以下の炭化物Ｂの個数、および、炭化物Ａの個数に占める炭化物Ｂの個数の割合を求めた。炭化物の円相当径や個数を求めるための画像処理および解析には、アメリカ国立衛生研究所（ＮＩＨ）が提供しているオープンソース画像処理ソフトウェアＩｍａｇｅＪ（ｈｔｔｐ:／／ｉｍａｇｅＪ．ｎｉｈ．ｇｏｖ／ｉｊ／）を用いた。図２に、冷間工具材料１の、上記した領域内におけるＣの元素マッピング画像を示しておく。図２の視野面積は３０μｍ×３０μｍである。そして、その視野は、上記の縦９０μｍ横９０μｍの領域を縦横３等分にして、９つの区画に分割したときの、その真ん中の区画のものである。そして、図３に、図２の元素マッピング画像を、２５カウント（ｃｐｓ）のＣの検出強度の閾値で二値化処理した画像を、示しておく。 For each of the above regions, the number of carbides A having an equivalent circle diameter of more than 0.1 μm and not more than 2.0 μm, and a carbide having an equivalent circle diameter of more than 0.1 μm and not more than 0.4 μm in accordance with the above-described procedure. The number of B and the ratio of the number of carbides B to the number of carbides A were determined. For image processing and analysis to determine the equivalent circle diameter and number of carbides, open source image processing software ImageJ (http://imageJ.nih.gov/ij/) provided by the National Institutes of Health (NIH) ) Was used. FIG. 2 shows an element mapping image of C in the above-described region of the cold tool material 1. The visual field area in FIG. 2 is 30 μm × 30 μm. The field of view is that of the middle section when the above-mentioned 90 μm long and 90 μm wide area is divided into three equal parts, vertically and horizontally. FIG. 3 shows an image obtained by binarizing the element mapping image of FIG. 2 with a threshold value of C detection intensity of 25 counts (cps).
そして、個々の領域で求めた炭化物Ａ、Ｂの個数を、抽出した３領域で平均して、冷間工具材料１、２の炭化物Ａ、Ｂの個数とし、これらの値から炭化物Ａ、Ｂの個数密度、および、炭化物Ａ、Ｂの個数割合を求めた。結果を表２に示す。また、図４には、抽出した３領域で平均して求めた冷間工具材料１、２の炭化物の個数（縦軸）を、その炭化物の円相当径の範囲毎（横軸）に纏めてプロットした図を示す。冷間工具材料１、２で抽出した上記の領域には、「円相当径が５．０μｍを超える炭化物」は含まれていなかった。 Then, the number of carbides A and B obtained in each region is averaged in the three extracted regions to obtain the number of carbides A and B of the cold tool materials 1 and 2, and from these values, the carbides A and B The number density and the number ratio of the carbides A and B were determined. The results are shown in Table 2. In FIG. 4, the number of carbides of the cold tool materials 1 and 2 obtained on average in the three extracted regions (vertical axis) is summarized for each range of circle equivalent diameters of the carbides (horizontal axis). The plotted figure is shown. The above-mentioned regions extracted with the cold tool materials 1 and 2 did not contain “carbide having an equivalent circle diameter exceeding 5.0 μm”.
そして、炭化物分布を測定したときと同様に、冷間工具材料１、２の中心部から、熱間加工の延伸方向（つまり、材料の長さ方向）が試験片の長さ方向と一致するようにして、長さ３０ｍｍ×幅２５ｍｍ×厚さ２０ｍｍの試験片を採取した。なお、採取した試験片の６面には、各面間が平行になるように、研磨を行った。次に、この研磨後の試験片に、１０２０℃からの焼入れと、５００℃の焼戻しを行って、マルテンサイト組織を有した冷間工具１、２を得た（硬さ６０〜６１ＨＲＣ）。そして、焼入れ焼戻しの前後で、各面間の寸法を測定して、試験片の各方向（長さ、幅、厚さ）の熱処理変寸を求めた。各面間の寸法は、各面の中心付近の３点における面間を測定して、その３点での平均値とした。そして、熱処理変寸は、焼入れ焼戻し後の寸法Ｌ２の、焼入れ焼戻し前の寸法Ｌ１からの変化率［（寸法Ｌ２−寸法Ｌ１）／寸法Ｌ１）］×１００（％）（つまり、膨張の場合、プラス値となる。）を熱処理変寸率として求めた。これら各方向における熱処理変寸率を、図５に示す。 Then, in the same manner as when the carbide distribution is measured, from the center of the cold tool materials 1 and 2, the hot working drawing direction (that is, the length direction of the material) matches the length direction of the test piece. Then, a test piece having a length of 30 mm, a width of 25 mm, and a thickness of 20 mm was collected. In addition, it grind | polished so that each surface might become parallel to 6 surfaces of the extract | collected test piece. Next, quenching from 1020 ° C. and tempering at 500 ° C. were performed on the polished test piece to obtain cold tools 1 and 2 having a martensite structure (hardness 60 to 61 HRC). And before and after quenching and tempering, the dimension between each surface was measured and the heat treatment size change of each direction (length, width, thickness) of a test piece was calculated | required. The dimension between each surface was determined by measuring the distance between three surfaces near the center of each surface, and taking the average value at the three points. The heat treatment size change is the rate of change of the dimension L 2 after quenching and tempering from the dimension L 1 before quenching and tempering [(dimension L 2 -dimension L 1 ) / dimension L 1 )] × 100 (%) (ie In the case of expansion, a positive value is obtained) as a heat treatment sizing ratio. The heat treatment size change rate in each direction is shown in FIG.
図５では、試験片の厚さ方向の熱処理変寸率を“ゼロ基準”にしたときの、試験片の長さ方向および幅方向の熱処理変寸率のみを示している。これは、熱処理変寸が、試験片の長さ方向および幅方向（つまり、熱間加工によって素材の拡がる方向）には膨張して、試験片の厚さ方向（つまり、熱間加工によって素材が圧縮される方向）には収縮する結果であったことから、この厚さ方向の熱処理変寸率を“ゼロ”として換算することで、各方向の熱処理変寸率を厚さ方向の熱処理変寸率との差（つまり、図５の縦軸の「変寸異方性（％）」）で示すことが、熱処理変寸の異方性の程度を把握しやすいことによる。そして、図５より、本発明例の冷間工具１は、比較例の冷間工具２に比べて、各方向の熱処理変寸が小さいことがわかる。そして、比較例の冷間工具２で、厚さ方向の熱処理変寸に対する長さ方向および幅方向の熱処理変寸が大きいことに対して、本発明例による冷間工具１は、全方向の熱処理変寸の差が小さく、熱処理変寸の異方性が改善されていることがわかる。 FIG. 5 shows only the heat treatment size change rate in the length direction and the width direction of the test piece when the heat treatment change rate in the thickness direction of the test piece is set to “zero standard”. This is because heat treatment size changes in the length direction and width direction of the specimen (that is, the direction in which the material spreads by hot working), and the thickness direction of the specimen (that is, by hot working) In the direction of compression, the heat shrinkage rate in each direction was converted to “zero” to convert the heat treatment change rate in each direction to the heat treatment size change in the thickness direction. The difference from the rate (that is, “size anisotropy (%)” on the vertical axis in FIG. 5) is due to the fact that the degree of anisotropy of heat treatment size change can be easily grasped. FIG. 5 shows that the cold tool 1 of the present invention example has a smaller heat treatment dimension in each direction than the cold tool 2 of the comparative example. And in the cold tool 2 of a comparative example, the heat treatment change of the length direction and the width direction with respect to the heat treatment change of a thickness direction is large, whereas the cold tool 1 by the example of this invention is the heat treatment of all directions. It can be seen that the difference in size change is small and the anisotropy of heat treatment size change is improved.
所定の成分組成に調整した溶鋼を鋳造して、表３の「マトリックス系」の成分組成を有する素材３〜５の鋼塊を準備した。このとき、素材３〜５の融点は、いずれも約１４５０℃であった。そして、鋳型への注湯前において、素材３〜５の溶鋼の温度は１５００℃に調整した。 Molten steel adjusted to a predetermined component composition was cast to prepare steel ingots of materials 3 to 5 having the “matrix-based” component composition shown in Table 3. At this time, the melting points of the materials 3 to 5 were all about 1450 ° C. And the temperature of the molten steel of the raw materials 3-5 was adjusted to 1500 degreeC before the pouring to a casting_mold | template.
次に、素材３〜５の鋼塊を１１００℃に加熱して鍛錬成形比１．５の第一の熱間加工を行った後に、１１７０℃で２０時間保持するソーキング処理を行った。そして、このソーキング処理の後に、先に行った第一の熱間加工との総鍛錬成形比が７．６となるように、１１００℃で第二の熱間加工を行った。そして、熱間加工終了後に室温まで放冷して、厚さ３０ｍｍ×幅３０ｍｍ×長さ７００ｍｍの鋼材に仕上げ、この鋼材に８６０℃の焼鈍処理を行って、冷間工具材料３〜５を作製した（硬さ２２０ＨＢＷ）。 Next, the steel ingots of the raw materials 3 to 5 were heated to 1100 ° C. and subjected to a first hot working with a forging ratio of 1.5, and then a soaking treatment was performed at 1170 ° C. for 20 hours. And after this soaking process, the 2nd hot work was performed at 1100 degreeC so that the total forge forming ratio with the 1st hot work performed previously might be set to 7.6. Then, after the hot working is finished, it is allowed to cool to room temperature to finish a steel material having a thickness of 30 mm × width of 30 mm × length of 700 mm, and this steel material is annealed at 860 ° C. to produce cold tool materials 3 to 5 (Hardness 220HBW).
そして、これら冷間工具材料３〜５の中心部の、熱間加工の延伸方向（つまり、材料の長さ方向）に対して平行なＴＤ面より、断面積が１５ｍｍ×１５ｍｍの切断面を採取し、この切断面をダイヤモンドスラリーとコロイダルシリカを用いて鏡面に研磨した。次に、この研磨した切断面の焼鈍組織から、円相当径が５．０μｍを超える炭化物を含まない縦９０μｍ横９０μｍの領域を、それぞれ３領域抽出した。そして、これら個々の領域について、実施例１と同じ要領で、炭化物Ａの個数密度、炭化物Ｂの個数密度、および、炭化物Ａの個数に占める炭化物Ｂの個数の割合を求めた。結果を表４に示す。 Then, a cut surface having a cross-sectional area of 15 mm × 15 mm is taken from a TD surface parallel to the hot working drawing direction (that is, the length direction of the material) at the center of the cold tool materials 3 to 5. The cut surface was polished to a mirror surface using diamond slurry and colloidal silica. Next, from the annealed structure of the polished cut surface, three regions each having a length of 90 μm in length and 90 μm in width not including carbides having an equivalent circle diameter exceeding 5.0 μm were extracted. And about these individual area | regions, the number density of the carbide | carbonized_material A, the number density of the carbide | carbonized_material B, and the ratio of the number of the carbide | carbonized_material B to the number of the carbide | carbonized_material A were calculated | required in the same way as Example 1. The results are shown in Table 4.
そして、冷間工具材料３〜５の中心部から、熱間加工の延伸方向（つまり、材料の長さ方向）が試験片の長さ方向と一致するようにして、長さ３０ｍｍ×幅２５ｍｍ×厚さ２０ｍｍの試験片を採取して、実施例１と同じ要領で冷間工具３〜５を得た。この冷間工具３〜５に対し、焼入れ焼戻し後の熱処理変寸率を求めた。焼入れ温度は１０２０℃とし、焼戻し温度は５００℃とした（硬さ５９〜６２ＨＲＣ）。各方向における熱処理変寸率を、図６に示す。なお、実施例２においても、熱処理変寸は、試験片の長さ方向および幅方向には膨張して、試験片の厚さ方向には収縮する結果であったことから、図６では、試験片の厚さ方向の熱処理変寸率を“ゼロ基準”にしたときの、試験片の長さ方向および幅方向の熱処理変寸率のみを示している。 And from the central part of the cold tool materials 3 to 5, the stretching direction of hot working (that is, the length direction of the material) matches the length direction of the test piece, and the length is 30 mm × the width is 25 mm × A test piece having a thickness of 20 mm was collected, and cold tools 3 to 5 were obtained in the same manner as in Example 1. The heat treatment sizing ratio after quenching and tempering was determined for these cold tools 3 to 5. The quenching temperature was 1020 ° C., and the tempering temperature was 500 ° C. (hardness 59 to 62 HRC). The heat treatment change rate in each direction is shown in FIG. In Example 2, the heat treatment size change was a result of expansion in the length direction and width direction of the test piece and contraction in the thickness direction of the test piece. Only the heat treatment size change rate in the length direction and width direction of the test piece when the heat treatment size change rate in the thickness direction of the piece is set to “zero standard” is shown.
図６より、本発明例の冷間工具３は、各方向の熱処理変寸が小さいことがわかる。そして、比較例のＭｏが１．７０％よりも多い冷間工具材料を用いた冷間工具４や、Ｖが０．４０％よりも多い冷間工具材料を用いた冷間工具５で、特に、厚さ方向の熱処理変寸に対する長さ方向の熱処理変寸が大きいことに対して、本発明例による冷間工具３は、全方向の熱処理変寸の差が小さく、熱処理変寸の異方性が改善されていることがわかる。 From FIG. 6, it can be seen that the cold tool 3 of the present invention has a small heat treatment change in each direction. And in the cold tool 4 using the cold tool material with more Mo than 1.70% of Mo of the comparative example, and the cold tool 5 using the cold tool material with more V than 0.40%, In contrast to the fact that the heat treatment dimension in the length direction is large relative to the heat treatment dimension in the thickness direction, the cold tool 3 according to the example of the present invention has a small difference in the heat treatment dimension in all directions, and the heat treatment dimension is different. It can be seen that the performance is improved.
Claims (3)
前記冷間工具材料は、質量％で、Ｃ：０．４０％以上０．８０％未満、Ｃｒ：４．００〜１０．００％、ＭｏおよびＷは単独または複合で（Ｍｏ＋１／２Ｗ）：０．５０〜１．７０％、Ｖ：０．１５〜０．４０％を含み、前記焼入れによってマルテンサイト組織に調整できる成分組成を有し、
前記冷間工具材料の断面の焼鈍組織の、円相当径が５．０μｍを超える炭化物を含まない縦９０μｍ横９０μｍの領域において、円相当径が０．１μｍを超えて２．０μｍ以下の炭化物Ａの個数密度が９．０×１０５個／ｍｍ２以上であり、円相当径が０．１μｍを超えて０．４μｍ以下の炭化物Ｂの個数密度が７．０×１０５個／ｍｍ２以上であることを特徴とする冷間工具材料。 In a cold tool material that has an annealed structure containing carbide and is used after being quenched and tempered,
The cold tool material is in mass%, C: 0.40% or more and less than 0.80%, Cr: 4.00 to 10.00%, Mo and W are used alone or in combination (Mo + 1 / 2W): 0 .50 to 1.70%, V: 0.15 to 0.40%, having a component composition that can be adjusted to a martensite structure by the quenching,
Carbide A having an equivalent circle diameter of more than 0.1 μm and not more than 2.0 μm in a region of 90 μm in length and 90 μm in width, which does not include carbides having an equivalent circle diameter of more than 5.0 μm, in the annealed structure of the cold tool material. the number density is not more 9.0 × 10 5 cells / mm 2 or more, the number density of the following carbide B 0.4 .mu.m circle equivalent diameter beyond 0.1μm is 7.0 × 10 5 cells / mm 2 or more A cold tool material characterized by
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| JP6650104B2 (en) | 2020-02-19 |
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