JP3029281B2

JP3029281B2 - 熱処理鋼部材

Info

Publication number: JP3029281B2
Application number: JP02248034A
Authority: JP
Inventors: 勝則花川; 能久三輪; 伸也柴田
Original assignee: Mazda Motor Corp
Current assignee: Mazda Motor Corp
Priority date: 1990-09-17
Filing date: 1990-09-17
Publication date: 2000-04-04
Anticipated expiration: 2015-04-04
Also published as: JPH04128342A

Description

【発明の詳細な説明】（産業上の利用分野）本発明は、熱処理鋼部材に関する。

（従来の技術）近年、各種の機械器具の軽量化が図られているが、自
動車の場合は、軽量化の要求のために、Al合金等の軽量
材料の利用が重大な課題になっている。ところが、Al合
金は鋼に比べ線膨張係数が高い（線膨張係数はAl合金AD
C10が21×10^-6/℃、鋼S48Cが11.2×10^-6/℃）。従っ
て、Al合金部材と鋼部材とを組み付けて部品を構成する
と、両部材の熱膨張差のために種々の問題が発生する。

例えば、エンジンの場合、シリンダブロックをAl合金
製とし、クランクシャフトを鋼製にすると、互いの熱膨
張差により振動騒音が大きくなるという問題がある。す
なわち、この振動騒音は、上記熱膨張差によりメタルク
リアランスが温度上昇に伴って大きくなるためである。
また、軽合金製シリンダブロック本体に鋳鉄製軸受を鋳
ぐるみ、熱膨張差の問題を解消するという提案がある
が、シリンダブロック本体と軸受との間に充分な接合強
度を得ることが難しく、しかも上記鋳ぐるみによって重
量増を招くことになる。

これに対して、特開昭61−252912号公報には、残留オ
ーステナイト量が30〜50容量％となるようにオーステン
パ処理した球状黒鉛鋳鉄（ADI）製のクランクシャフト
と、Al合金製シリンダブロックとの組み合わせにより、
メタルクリアランスの温度変化を小さく抑えるという提
案が開示されている。すなわち、このものは、基地にオ
ーステナイト組織を得ることにより、クランクシャフト
の線膨張係数を高めたものである。

（発明が解決しようとする課題）しかし、上記ADI製のクランクシャフトの場合、上述
の熱膨張差の問題についての解決は図れるが、このADI
では剛性（ヤング率）が低いために、クランクシャフト
自体の撓みによる振動騒音の問題が出てくる。

なお、オーステナイトを含むものとしては、他にオー
ステナイト系球状黒鉛鋳鉄やオーステナイト系ステンレ
ス鋼があるが、前者では強度及び硬度が低く、折損やメ
タルの焼き付きを招き易く、後者では焼入れ硬化が不可
能であるために、強度及び耐摩耗性が不足しがちである
とともに、高合金とするためにコスト高になる憾みがあ
る。

そこで、本発明者は、剛性を確保しながら線膨張係数
を高くするという観点から、鋼のオーステンパ処理を試
みたのである。しかし、従来の鋼、例えば高Si鋼SUP6,7
では、線膨張係数を高めるに充分な量の残留オーステナ
イトを生成せしめることが難しく、且つ、ベイナイト変
態時間が非常に短いために、クランクシャフトのような
大物部品への適用が難しいという問題がある。

すなわち、大物部品では質量効果のために内部のオー
ステンパ焼入れが不充分になり易く、そのためにオース
テンパ処理時間を長くすると、上述の如くベイナイト変
態時間が短いために表面側ではセメンタイトが析出して
残留オーステナイト量が少なくなるという問題があるも
のである。さらに、生成した残留オーステナイトは不安
定であり、容易に高硬度のマルテンサイトに変態してし
まい、残留オーステナイト量が少なくなる。

（課題を解決するための手段及びその作用）本発明は、このような課題に対して、オーステンパ処
理すべき鋼部材の組成をＣ量とSi量との両者が多くなる
ように調整することにより、上記課題を解決するもので
ある。

すなわち、本発明は、鋼部材のＣ量を0.7〜1.2重量％
とし、Si量を1.5〜2.5重量％とし、Mn量を0.5〜2.0重量
％とし、Mo量を0.1〜0.5重量％とし、Ni量を0.5〜2.5重
量％としてオーステンパ処理することにより、組織が30
〜60容量％の残留オーステナイトとベイナイトとの混在
組織にされて線膨張係数が15×10^-6/℃以上にされてい
ることを特徴とする熱処理鋼部材を提供するものであ
る。

この場合、残留オーステナイトは、鋼部材の線膨張係
数の上昇に不可欠のものであって、その量が30容量％未
満であると、線膨張係数を15×10^-6/℃以上にすること
ができない。一方、残留オーステナイトが60容量％を越
える量になると、強度不足を招く。

Ｃは、鋼部材の焼入れ性向上及び残留オーステナイト
の安定化、並びにベイナイト変態の遅延を図るための元
素であり、0.7重量％未満では、焼入れ性が不充分とな
って大物部品への適用が難しくなるとともに、残留オー
ステナイトが不安定になる。一方、Ｃが1.2重量％を越
える量になると、遊離炭素析出の問題が生ずる。かかる
観点から、さらに好ましいＣ量は0.8〜1.1重量％であ
る。

Siは、恒温処理でのベイナイト変態時に、炭化物の析
出抑制と、残留オーステナイトの安定化とを図るための
元素であり、1.5重量％未満では炭化物の析出抑制力が
不充分となる。一方、Siが2.5重量％を越える量になる
と、遊離炭素が析出し易くなるとともに、上記炭化物の
析出抑制及び残留オーステナイトの安定化の効果も飽和
する。

Mnは、焼入れ性の向上、残留オーステナイトの安定
化、ベイナイト変態遅延の効を奏する。この場合、Mn量
としては、0.5〜2.0重量％が好ましい。0.5重量％未満
では鋼部材の強度向上及び焼入れ性向上、並びにベイナ
イト変態遅延への寄与が少ない。一方、2.0重量％を越
えると、効果が飽和するとともに、靭性が低下すること
になる。

MoとNiとは、焼入れ性の向上を図ることができるもの
であり、添加量としては、Moの場合は0.1〜0.5重量％が
好ましく、Niの場合は0.5〜2.5重量％が好ましい。すな
わち、MoとNiとは、各々上記範囲を下回る量では効果が
不充分であり、また、上記範囲を上回る量では単に効果
が飽和するだけである。

（発明の効果）従って、本発明の熱処理鋼部材は、ＣとSiとを共に多
量に含有するとともに、Mn、Mo及びNiを含有する鋼部材
のオーステンパ処理により、従来の鋳鉄をオーステンパ
処理したものよりも高い剛性を得ながら、ベイナイト変
態を遅延させて比較的多量の安定した残留オーステナイ
トを生成せしめ、高い線膨張係数を得ているものであ
り、よって、Al合金部材との組み合わせにおける熱膨張
差や鋼部材自身の剛性不足という問題、並びに質量効果
の問題を解決することができ、例えばクランクシャフト
のような各種の大物部品への適用が可能になる。

（実施例）以下、本発明の実施例を参考例及び比較例との比較に
より説明する。

−比較テスト１− 表１に示す化学成分の鋼材により直径30mm、長さ30mm
の鋼部材（丸棒）をそれぞれ複数本作成し、オーステン
パ処理を行なった。比較例１はJISのSUP6である。

オーステンパ処理は以下の条件で行なった。

オーステナイト化熱処理 900℃×20min 恒温変態処理 400℃×１〜120min しかる後、各鋼部材についてＸ線回折により残留オー
ステナイト量を測定した。結果は第１図に示されてい
る。同図に○でプロットしたものが参考例１であり、□
でプロットしたものが比較例１である。

同図から、参考例１の場合、残留オーステナイト量は
最大で50容量％を越え、しかも恒温変態処理時間が５〜
120分の範囲で残留オーステナイトの生成量が40容量％
を越えており、ベイナイト変態時間が長く、従って、大
物部品においても、内外に略均一な量の残留オーステナ
イトが生成することがわかる。

これに対して、Ｃ量が少ない比較例１は残留オーステ
ナイトの生成量が少ない。しかも、残留オーステナイト
の生成量が30容量％を越えるのは、恒温変態処理時間が
約１〜10分の場合であって、処理時間が長くなるにつれ
て残留オーステナイト量が大きく低下していることか
ら、ベイナイト変態時間が短いことがわかる。

−比較テスト２− 表２に示す化学成分の鋼材により直径30mm、長さ30mm
の鋼部材（丸棒）をそれぞれ作成し、オーステンパ処理
を行なった。比較例２はJISのSUP7である。

オーステンパ処理は以下の条件で行なった。

オーステナイト化熱処理 900℃×20min 恒温変態処理 400℃×60min しかる後、各鋼部材についてＸ線回折により残留オー
ステナイト量を測定し、熱分析装置により室温から200
℃までの線膨張係数を測定した。その結果を表３に示
す。

表３の実施例及び参考例をみると、Ｃ量が最も少ない
参考例２でも残留オーステナイト量は42.9重量％、線膨
張係数は16.5×10^-6/℃であって、要求特性を満足して
いる。また、参考例３はＣ量が参考例２と同様に少な
く、Si量及びMn量が多い例であるが、残留オーステナイ
ト量が参考例２のものよりも多くなっている。また、実
施例はNi及びMoを添加した例であるが、これも比較的多
量の残留オーステナイトが生成し、線膨張係数も高くな
っている。

これに対して、比較例１は先の第１図の結果から予想
される通り、恒温変態処理時間が長い関係で残留オース
テナイト量が少なく、従って線膨張係数も低くなってい
る。比較例２は比較例１に比べてSi量が多い例である
が、残留オーステナイト量の増加はあまりなく、比較例
３はＣ量を少なくした例であるが、残留オーステナイト
量がかなり少なくなっている。従って、この比較例の結
果と上記実施例及び参考例についての結果とから、Ｃ量
が残留オーステナイト量の増加に大きく寄与しているこ
とがわかる。

−比較テスト３− この比較テストは、エンジン部品に関するもので、ク
ランクシャフト、コンロッドを各種の熱処理鋼部材で作
成し、これとAl合金製シリンダブロックとを組み合わせ
て、メタルクリアランスや軸剛性について検討したもの
である。組合せ例は表４の通りである。なお、表４にお
いて、ブロックはシリダブロックのことであり、シャフ
トはクランクシャフトのことである。

上記各例のクランクシャフトの化学成分及び熱処理の
態様は表５の通りである。

オーステンパＩは、次の通りである。

オーステナイト化熱処理 900℃×20min 恒温変態処理 400℃×60min オーステンパIIは、次の通りである。

オーステナイト化熱処理 890℃×60min 恒温変態処理 395℃×120min 各組合せ例のメタルクリアランスと軸剛性とは表６の
通りである。

実施例Ｂ及びＣの各々のコンロッドの化学成分は同じ
であって、次の通りである。

C;0.9,Si;2.0,Mn;1.3,残Fe そして、実施例Ｂのコンロッドについては、オーステ
ンパ処理は先に説明したオーステンパＩで行なった。残
留オーステナイト量は42.9容量％である。

一方、実施例Ｃのコンロッドについては、次の条件で
オーステンパ処理を行なった。残留オーステナイト量は
28％である。

オーステナイト化熱処理 900℃×20min 恒温変態処理 330℃×60min 参考例α及び実施例Ａ〜Ｃは、メタルクリアランス、
軸剛性、振動騒音のいずれも良好であった。特に、実施
例B,Cの場合、クランクシャフトとコンロッドとのメタ
ルクリアランスも適正化され、参考例αや実施例Ａのも
のよりも良い結果が出た。また、実施例Ｃは、コンロッ
ドの線膨張係数をクランクシャフトのそれよりも若干小
さくしたものであるが、このようにすると、コンロッド
の方がクランクシャフトよりも高温になるから、両者の
熱膨張量が略同じになり、さらに良い結果が得られる。

これに対し、比較例ａはクランクシャフトの線膨張係
数が小さいことから、温間時にメタルクリアランスが大
きくなって振動騒音が大きくなる傾向があり、比較例ｂ
ではメタルクリアランスは良いが、クランクシャフト自
体の剛性が不足し、振動騒音が大きいという結果になっ
た。

−他の適用例１− 従来、エンジンのシリンダヘッドをシリンダブロック
に締結するヘッドボルトは、シリンダヘッドがAl合金製
の場合、温間時にシリンダヘッドとの熱膨張差によって
冷間時よりも締付力が大きくなり、その結果、ガスケッ
トのへたりを招いていた。

そこで、上記ヘッドボルトに本発明を適用した。すな
わち、ヘッドボルトは先の組合せ例Ａのクランクシャフ
トと同一の鋼部材で製作した。その製造工程は次の通り
である。

（素材製作）→（加工）→（オーステンパ処理）→
（ねじ転造）このヘッドボルト及びAl合金製シリンダヘッドの線膨
張係数は表７の通りである。

上記ヘッドボルトの場合、シリンダヘッドとの温間時
の熱膨張差が小さく、上記ガスケットの実質的なへたり
は認められなかった。

上記ヘッドボルトの場合、オーステンパ処理は先の組
合せ例Ａと同じ条件であるが、その次のねじ転造により
残留オーステナイトの一部がマルテンサイトに誘起変態
し、線膨張係数が先の組合せ例Ａのクランクシャフトよ
りも若干低くなっている。もちろん、ヘッドボルトは、
上記誘起変態によって硬化し、耐疲労強度が高くなって
いる。

以上から、本発明は、Al合金製部品を締結するボルト
への適用にも適することがわかる。

−他の適用例２− 従来、エンジンにおける機械式過給機のロータをAl合
金製とした場合、そのシャフトはロータに対し焼き嵌め
あるいは圧入により固定されている。しかし、ロータと
シャフトとの結合強度が両者の温間時の熱膨張差に起因
して低下するという問題がある。

そこで、上記シャフトに本発明を適用した。

すなわち、シャフトは先の組合せ例Ａのクランクシャ
フトと同一の鋼部材で製作した。

このシャフト及びAl合金製ロータの線膨張係数は表８
の通りである。

上記シャフトをロータに圧入した場合、この両者間の
結合強度の実質的な低下は認められなかった。

従って、本発明がAl合金製部品に圧入する部品に適用
しても効を奏することがわかる。

【図面の簡単な説明】

第１図は本発明の参考例と比較例とにつき、恒温変態処
理時間と残留オーステナイトの生成量との関係を比較し
た特性図である。

フロントページの続き (56)参考文献特開平１−152240（ＪＰ，Ａ) 特開昭60−184664（ＪＰ，Ａ) (58)調査した分野(Int.Cl.⁷，ＤＢ名) C22C 38/00 - 38/04

Claims

(57)【特許請求の範囲】

【請求項１】Ｃを0.7〜1.2重量％含み、Siを1.5〜2.5重
量％含み、Mnを0.5〜2.0重量％含み、Moを0.1〜0.5重量
％含み、Niを0.5〜2.5重量％含む鋼部材であって、オー
ステンパ処理により、組織が30〜60容量％の残留オース
テナイトとベイナイトとの混在組織にされて線膨張係数
が15×10^-6/℃以上になされていることを特徴とする熱
処理鋼部材。