JP3426463B2 - 耐遅れ破壊性に優れたばね用オイルテンパ線 - Google Patents

Description

【発明の詳細な説明】 【０００１】 【発明の属する技術分野】本発明は耐遅れ破壊性に優れ
たばね用オイルテンパ線、例えば、自動車や自動二輪車
の懸架用コイルばね、エンジン用弁ばね等の製造に用い
られるばね用オイルテンパ線に関する。 【０００２】 【従来の技術】従来、コイルばね材としては、耐へたり
性を向上させるためにＮｂ含有量を０．０５重量％≦Ｎ
ｂ≦０．５０重量％に設定した鋼材が知られている（特
公平３−２３６１６号公報参照）。 【０００３】 【発明が解決しようとする課題】高強度コイルばね材に
おいて、それに傷が発生し、その傷から材料内部に水素
が侵入すると水素脆化が発生する。従来例において、高
Ｃで、且つＮｂ含有量が比較的多い場合には、熱間圧延
工程での炭化物固溶が不充分となるため炭化物が粗大化
し、これによりコイルばね材の靱性および耐水素脆性が
低下するため、例えば懸架用コイルばね、エンジン用弁
ばね等の耐遅れ破壊性が劣化する、という問題を生じ
る。 【０００４】 【課題を解決するための手段】本発明は、良好な延性、
靱性および耐熱性を有し、また高強度であると共に高い
耐へたり性を持ち、その上、優れた耐遅れ破壊性を発揮
し得る前記ばね用オイルテンパ線を提供することを目的
とする。 【０００５】前記目的を達成するため本発明によれば、 ０．６５重量％≦Ｃ≦０．８５重量％、 １．９重量％≦Ｓｉ≦２．４重量％、 ０．５重量％≦Ｍｎ≦０．９重量％、 ０．７５重量％≦Ｃｒ≦１．３重量％、 ０．１５重量％≦Ｍｏ≦０．２５重量％、 ０．２５重量％≦Ｖ≦０．５重量％、 ０．０１重量％≦Ｎｂ≦０．０４重量％および 残部Ｆｅ（不可避不純物を含む） よりなり、加熱温度Ｔを１１５０℃≦Ｔ≦１２５０℃に
設定された熱間圧延加工と、高温焼戻しを含むオイルテ
ンパ処理とを施され、炭化物の平均粒径ｄがｄ≦０．１
５μｍであるばね用オイルテンパ線が提供される。 【０００６】前記組成を持ち、且つ前記加熱温度Ｔ、つ
まり高温下にて熱間圧延加工を施されたばね用オイルテ
ンパ線は高強度であり、また延性および靱性にも優れて
いる。この場合、Ｎｂ炭化物は１０００℃以上の高温域
においても安定に微細であり、且つ結晶粒の粗大化を妨
げるため熱間圧延加工を高温域まで可能とし、しかもＮ
ｂ炭化物は微量であって他の炭化物の固溶を阻害しない
ため高Ｃ、高Ｖであっても炭化物の粗大化が抑制され
る。この炭化物の粗大化抑制は、ばね用オイルテンパ線
の延性および靱性向上に大いに寄与する。また高温焼戻
しを含むオイルテンパ処理を経たばね用オイルテンパ線
は、高い耐へたり性と良好な耐熱性を有する。さらにＮ
ｂ含有量を僅少に抑えているので、ばね用オイルテンパ
線は、高い耐水素脆性を有すると共に優れた耐遅れ破壊
性を発揮する。 【０００７】熱間圧延加工における加熱温度ＴがＴ＜１
１５０℃では前記効果を得ることができず、一方、Ｔ＞
１２５０℃では線材に表面傷が発生し易くなり、また加
熱炉や圧延設備が損傷し易くなる。炭化物の平均粒径ｄ
がｄ＞０．１５μｍではばね用オイルテンパ線の絞りが
低下し、また延性および靱性が悪化する。オイルテンパ
処理における焼戻し温度Ｔ₁ はＴ₁ ≧４８０℃であるこ
とが望ましい。Ｔ₁ ＜４８０℃では、オイルテンパ処理
直後の耐遅れ破壊性が不利となることがあり、またコイ
ルばね製造過程で行われる４８０℃付近、およびそれ以
上の温度下でのひずみ取り焼なまし処理および窒化処理
に対する耐熱性が低下することがあるからである。 【０００８】各化学成分の添加効果および含有量限定理
由は次の通りである。 【０００９】Ｃは、Ｖ、Ｍｏと共に炭化物を析出してば
ね用オイルテンパ線の強度を向上させ、またマトリック
スに固溶して加熱後のばね用オイルテンパ線の硬さ維持
を図る効果を有する。ただし、Ｃ＜０．６５重量％では
固溶Ｃ量が少なくなるため強度不足を来たし、一方、Ｃ
＞０．８５重量％では加工性および靱性の低下を招く。
Ｃ含有量は、Ｖ含有量との関係から、好ましくは０．７
５重量％程度である。 【００１０】Ｓｉは、ばね用オイルテンパ線の強度、硬
さおよび耐へたり性を向上させる効果を有する。ただ
し、Ｓｉ＜１．９重量％ではそれを添加する意義がな
く、一方、Ｓｉ＞２．４重量％ではばね用オイルテンパ
線の成形性が悪化する。 【００１１】Ｍｎは、コイル成形後窒化処理を施された
コイルばね素材の硬さを向上させる効果を有する。ただ
し、Ｍｎ＜０．５重量％では硬さ向上効果が少なく、一
方、Ｍｎ＞０．９重量％では素材の伸線作業性およびば
ね用オイルテンパ線の成形性が悪化する。 【００１２】Ｃｒは、ばね用オイルテンパ線の耐熱性お
よび焼入れ性を向上させ、また窒化深さの添加に寄与す
る。ただし、Ｃｒ＜０．７５重量％では耐熱性および焼
入れ性が低下し、一方、Ｃｒ＞１．３重量％では伸線加
工において素材に割れが発生するおそれがある。 【００１３】Ｍｏは、炭化物を析出して焼戻し軟化抵抗
を高め、これによりばね用オイルテンパ線の強度、靱性
および耐熱性を向上させる効果を有する。ただし、Ｍｏ
＜０．１５重量％では前記効果を得ることができず、一
方、Ｍｏ＞０．２５重量％では、パテンティング処理に
おいて素材の金属組織がマルテンサイト化して伸線加工
性が悪化する。 【００１４】Ｖは、ばね用オイルテンパ線の結晶粒を微
細化して、その耐へたり性および耐熱性を改善する効果
を有し、またＭｏと同様に焼戻し軟化抵抗を高める効果
も有する。ただし、Ｖ＜０．２５重量％では前記効果を
得ることができず、一方、Ｖ＞０．５重量％ではＶＣ系
炭化物の平均粒径ｄがｄ＞０．１５μｍとなるおそれが
ある。 【００１５】Ｎｂは、微細炭化物を生成してばね用オイ
ルテンパ線における結晶粒の粗大化を防止する効果を有
する。これにより、１１００℃以上の高温熱間圧延加工
で生じる結晶粒の粗大化に起因した圧延傷の発生を回避
し得る。Ｎｂによる炭化物生成温度は、Ｖの場合よりも
高く、熱間圧延加工において、約１０００℃といった高
温域から前記効果を発揮する。これは、微量ではあって
もＮｂを添加することによって得られるもので、Ｖによ
って代替することはできない。ただし、Ｎｂ＜０．０１
重量％では、熱間圧延加工において微細炭化物量が不足
するため結晶粒の粗大化を防止することができない。一
方、Ｎｂ＞０．０４重量％では、炭化物が大きくなって
固溶しにくくなるため、その平均粒径ｄがｄ＞０．１５
μｍとなるおそれがあり、また圧延傷等に起因した水素
脆化に対する抵抗力が低下して耐遅れ破壊性の劣化を招
来する。Ｎｂの含有量は、好ましくは０．０２重量％で
ある。 【００１６】 【発明の実施の形態】次のような諸工程を経て各種組成
のばね用オイルテンパ線を製造した。即ち、所定の組成
を持つ溶湯を調製する工程、その溶湯を用いて連続鋳造
法の適用下ビレットを得る工程、そのビレットに熱間圧
延加工を施して線材を得る工程、線材に焼なまし処理を
施す工程、線材にシェービング加工を施す工程、線材に
パテンティング処理を施す工程、線材に伸線加工を施し
て所定の線径を有する細線を得る工程および細線にオイ
ルテンパ処理を施してばね用オイルテンパ線を得る工程
が用いられた。 【００１７】表１は、ばね用オイルテンパ線の実施例１
〜３および比較例１〜４の組成を示す。比較例４は、一
般にばね材として使用されているシリコンクロム系高張
力鋼である。各例において、残部Ｆｅは不可避不純物を
含む。 【００１８】 【表１】 【００１９】表２は、実施例１〜３および比較例１〜４
に関する熱間圧延加工の加熱温度Ｔおよびオイルテンパ
処理条件を示す。実施例１〜３および比較例１〜３の場
合、オイルテンパ処理において高温焼戻しが採用され
た。 【００２０】 【表２】【００２１】前記熱間圧延加工における加熱温度ＴとＮ
ｂの微量添加との関係について、次のような考察がなさ
れた。 【００２２】先ず、前記連続鋳造法により得られたビレ
ットから複数の試験片を作製し、次いで、一の試験片を
１１５０℃に、また他の試験片を１２５０℃にそれぞれ
加熱し、その後各試験片に焼なまし処理を施した。 【００２３】図１は、実施例２と同様の組成を有する試
験片の金属組織を示す顕微鏡写真であり、同図（ａ）が
加熱温度１１５０℃の場合に、また同図（ｂ）が加熱温
度１２５０℃の場合にそれぞれ該当する。 【００２４】図２は、比較例３と同様の組成を有する試
験片の金属組織を示す顕微鏡写真であり、同図（ａ）が
加熱温度１１５０℃の場合に、また同図（ｂ）が加熱温
度１２５０℃の場合にそれぞれ該当する。 【００２５】図１（ａ）と図２（ａ）とを比較すると、
加熱温度１１５０℃の場合にはＮｂの有無に拘らず、両
試験片における結晶粒の大きさは略同じである。 【００２６】ところが、図１（ｂ）と図２（ｂ）とを比
較すると明らかなように、加熱温度を前記のそれよりも
１００℃高い、１２５０℃に設定した場合には、図１
（ｂ）のＮｂ含有試験片の結晶粒は、図２（ｂ）のＮｂ
無し試験片の結晶粒に比べて小さく維持される。これに
より、熱間圧延加工における加熱温度を高く設定して
も、微量のＮｂにより結晶粒の粗大化を抑制し得ること
が確認された。 【００２７】次に、前記連続鋳造法により得られたビレ
ットから直径６mmの複数の試験片を作製し、次いで、一
の試験片を１１５０℃に加熱して９７０℃にて、また他
の試験片を１２５０℃に加熱して１０２０℃にてそれぞ
れグリーブル試験（高温引張り試験）を行った。このよ
うに、試験温度を加熱温度よりも低く設定した理由は、
加熱後熱間圧延加工開始までの間にビレット温度が降下
することを考慮したからである。 【００２８】図３，４は、実施例２と同様の組成を有す
る試験片に関するもので、図３は加熱温度１１５０℃、
試験温度９７０℃の場合に、また図４は加熱温度１２５
０℃、試験温度１０２０℃の場合にそれぞれ該当する。
両図において、（ａ）は試験片の破断部を示す顕微鏡写
真であり、（ｂ）は前記破断部表面肌の顕微鏡写真であ
る。 【００２９】図５，６は、実施例３と同様の組成を有す
る試験片に関するもので、図５は加熱温度１１５０℃、
試験温度９７０℃の場合に、また図６は加熱温度１２５
０℃、試験温度１０２０℃の場合にそれぞれ該当する。
両図において、（ａ）は試験片の破断部を示す顕微鏡写
真であり、（ｂ）は前記破断部表面肌の顕微鏡写真であ
る。 【００３０】図７，８は、比較例３と同様の組成を有す
る試験片に関するもので、図７は加熱温度１１５０℃、
試験温度９７０℃の場合に、また図８は加熱温度１２５
０℃、試験温度１０２０℃の場合にそれぞれ該当する。
両図において、（ａ）は試験片の破断部を示す顕微鏡写
真であり、（ｂ）は前記破断部表面肌の顕微鏡写真であ
る。 【００３１】図３，４および図５，６に示すＮｂ含有試
験片においては、それらの破断部表面に浅い粒界割れが
生じている程度であって表面肌の荒れは少ない。一方、
図７，８に示すＮｂ無し試験片においては、その破断部
表面に深い亀裂が発生し、また比較的粗大な結晶粒が引
張り方向に変形していて、表面肌の荒れが激しい。これ
らの事実から、Ｎｂの微量添加により熱間圧延加工にお
ける加熱温度Ｔを高温に設定し得ることが判る。 【００３２】表３は実施例１〜３および比較例１，
１₁ ，２に関する炭化物の平均粒径ｄ、引張強さσ_b お
よび絞りを示す。実施例１等の線径は３．４mmである。
比較例１₁ は、オイルテンパ処理の焼入れ加熱温度を９
７０℃に設定されたもので、それ以外の諸要件は比較例
１と同じである。炭化物の平均粒径ｄは、金属組織写真
を画像解析して求められた。 【００３３】 【表３】 【００３４】図９は、表３に基づいて、炭化物の平均粒
径ｄと絞りとの関係をグラフ化したものである。図９か
らも明らかなように、炭化物の平均粒径ｄをｄ≦１．５
μｍに設定された実施例１〜３は４０％以上の絞りを有
し、このことから優れた延性および靱性を持つことが判
る。これは、冷間にてコイル成形を行う上で極めて有効
である。比較例１，１₁ ，２は絞りが劣り、４０％未満
である。 【００３５】表４は、実施例１〜３および比較例３，４
に関する内部硬さ、引張強さσ_b および小型回転曲げ疲
れ試験機による疲れ限度を示す。回転曲げ疲れ試験用試
験片の寸法は、両端の固定部の直径６mm、長さ２０mm、
両固定部間の供試部の最小直径３．５mm、長さ２０mmで
あり、この試験片は線径６．７mmのオイルテンパ線に研
磨加工を施して作製されたものである。 【００３６】 【表４】 【００３７】図１０は、表４に基づいて、内部硬さと疲
れ限度との関係をグラフ化したものである。図１０から
明らかなように、実施例１〜３は比較例３，４に比べて
内部硬さが約１２％以上増加し、また疲れ限度も約２０
％以上増加している。 【００３８】次に、実施例１〜３および比較例１，３，
４を用い、次のような諸工程を経てコイルばねを製造し
た。このコイルばねはエンジン用弁ばねに相当する。 【００３９】即ち、実施例１等を用い冷間にてコイル成
形を行ってコイルばね素材を得る工程、コイルばね素材
にひずみ取り焼なまし処理を施す工程、コイルばね素材
に窒化処理を施す工程、コイルばね素材にショットピー
ニング処理を施す工程、コイルばね素材にひずみ取り焼
なまし処理を施す工程およびセッティングを行う工程が
用いられた。コイルばねに関する線径、コイル平均径等
は表５の通りである。 【００４０】 【表５】 【００４１】前記製造工程において、ひずみ取り焼きな
まし処理および窒化処理の条件は表６の通りである。表
６において、各コイルばねは各ばね用オイルテンパ線の
種類で表わされている。これは、次の表７において同じ
である。 【００４２】 【表６】 【００４３】表７は、各コイルばねの単体疲れ試験にお
ける疲れ設定応力τ_a （τ_m ＝７０）と残留剪断ひずみ
γとの関係を示す。残留剪断ひずみγは、応力繰返し数
１．５×１０⁷ 回終了後において、γ＝（ΔＰ・τ）／
（Ｐ・Ｇ）を用いて求められた。ただし、ΔＰ：Ｐ₂ 荷
重低下（kgｆ）；Ｐ：試験前荷重（kgｆ）；τ：試験前
応力（kgｆ／mm² ）；Ｇ：横弾性係数８０００である。 【００４４】 【表７】 【００４５】図１１は表７をグラフ化したものである。
表７、図１１に示すように、例えば疲れ設定応力τ_a ＝
６０kgｆ／mm² において、実施例２，３は比較例１，３
に比べて残留剪断ひずみγが小さい、つまり耐へたり性
が優れている。これは比較例４に比べても明らかであ
る。 【００４６】疲れ設定応力τ_a を６１．６kgｆ／mm² に
設定された実施例１と同等の耐へたり性を得るために
は、比較例３の場合は疲れ設定応力τ_a を５３．５kgｆ
／mm²に、また比較例４の場合は４７．６kgｆ／mm² 未
満にそれぞれ下げなければならない。このことから実施
例１が優れた耐へたり性を有することが判る。 【００４７】実施例１，１₁ ，２および比較例４に関し
遅れ破壊試験を行った。実施例１₁はオイルテンパ処理
の焼戻し温度を５２０℃に設定されたもので、それ以外
の諸要件は実施例１と同じである。この遅れ破壊試験
は、図１２に示す試験片１を用いて、図１３に示す方法
で行われた。 【００４８】試験片１はピン状をなし、その長さ方向２
等分位置に環状ノッチ２を有する。試験片１の全長ａは
４０mm、直径ｂは６mm、環状ノッチ２の最小直径ｃは４
mmであり、この試験片は線径６．７mmのオイルテンパ線
に研磨加工を施して作製されたものである。また実施例
１，２の試験片１には、それをコイルばねに対応させる
べく、コイルばね製造過程で行われるひずみ取り焼なま
し処理または窒化処理を考慮して、４８０℃、２時間の
焼なまし処理が施された。一方、実施例１₁ 、比較例４
の試験片１はオイルテンパ処理後の状態、つまりオイル
テンパ線のままである。 【００４９】図１３に示すように、試験片１は、その一
端部をホルダ３に取付けられて水平に保持され、また他
端部にロッド４を介してウエイト５を吊下げられた。そ
して先ず、試験片１の静的曲げ破壊応力σ₀ を測定し、
次いで環状ノッチ２に０．１ＮのＨＣｌ水溶液６を滴下
して３０時間経過後、試験片１の曲げ破壊応力σ₃₀を測
定した。そして遅れ破壊定数ＫをＫ＝（σ₃₀／σ₀ ）×
１００（％）として求めた。したがって、遅れ破壊定数
Ｋが大きい程、耐遅れ破壊性が優れている、と言える。 【００５０】表８は、オイルテンパ処理の焼戻し温度
と、試験片１における環状ノッチ２の断面硬さおよび遅
れ破壊定数Ｋを示す。表中、実施例１，２に関する環状
ノッチの断面硬さにおいて、括弧内の数値はオイルテン
パ処理後、つまり焼なまし処理前の値（ＨｍＶ）であ
る。 【００５１】 【表８】 【００５２】表８から明らかなように、実施例１，２は
焼なまし処理を施されて硬さが低下し、強度は比較例４
のそれと略同等となるが、耐遅れ破壊性は比較例４に比
べて大幅に向上していることが判る。また実施例１
₁ は、硬さが比較例４に比べて大幅に高く高強度である
にも拘らず、耐遅れ破壊性は比較例４よりも優れてい
る。 【００５３】実施例１等におけるオイルテンパ処理を水
素雰囲気中で行うと、実施例１等の表面に減炭層が形成
される。この減炭層は硬さが低く、その結果、コイル成
形後においてコイルばね素材の残留応力が低下傾向とな
る。これは、コイルばねの耐遅れ破壊性と加工性を向上
させる上で極めて有効である。 【００５４】線径の大きなばね用オイルテンパ線を用い
て、自動車の懸架用コイルばねを製造する場合には次の
ような諸工程が採用される。即ち、ばね用オイルテンパ
線を用い熱間にてコイル成形を行ってコイルばね素材を
得る工程、コイルばね素材にひずみ取り焼きなまし処理
を施す工程、コイルばね素材にオイルテンパ処理を施す
工程、コイルばね素材にショットピーニング処理を施す
工程、コイルばね素材にひずみ取り焼なまし処理を施す
工程およびコイルばね素材にショットピーニング処理を
施す工程が用いられる。前記ひずみ取り焼なまし処理の
条件は、温度４２０℃、時間０．５時間であり、またオ
イルテンパ処理の条件は、焼入れ加熱温度９３０℃、焼
戻し温度４８０℃である。 【００５５】 【発明の効果】本発明によれば、前記のように構成する
ことによって、良好な延性、靱性および耐熱性を有し、
また高強度であると共に高い耐へたり性を持ち、その上
優れた耐遅れ破壊性を発揮し得るばね用オイルテンパ線
を提供することができる。

【図面の簡単な説明】 【図１】第１の試験片の金属組織を示す顕微鏡写真であ
って、（ａ）は加熱温度１１５０℃の場合に、（ｂ）は
加熱温度１２５０℃の場合にそれぞれ該当する。 【図２】第２の試験片の金属組織を示す顕微鏡写真であ
って、（ａ）は加熱温度１１５０℃の場合に、（ｂ）は
加熱温度１２５０℃の場合にそれぞれ該当する。 【図３】試験温度９７０℃にてグリーブル試験を行った
後の第３の試験片を示し、（ａ）は破断部の顕微鏡写
真、（ｂ）は破断部表面肌の顕微鏡写真である。 【図４】試験温度１０２０℃にてグリーブル試験を行っ
た後の第３の試験片を示し、（ａ）は破断部の顕微鏡写
真、（ｂ）は破断部表面肌の顕微鏡写真である。 【図５】試験温度９７０℃にてグリーブル試験を行った
後の第４の試験片を示し、（ａ）は破断部の顕微鏡写
真、（ｂ）は破断部表面肌の顕微鏡写真である。 【図６】試験温度１０２０℃にてグリーブル試験を行っ
た後の第４の試験片を示し、（ａ）は破断部の顕微鏡写
真、（ｂ）は破断部表面肌の顕微鏡写真である。 【図７】試験温度９７０℃にてグリーブル試験を行った
後の第５の試験片を示し、（ａ）は破断部の顕微鏡写
真、（ｂ）は破断部表面肌の顕微鏡写真である。 【図８】試験温度１０２０℃にてグリーブル試験を行っ
た後の第５の試験片を示し、（ａ）は破断部の顕微鏡写
真、（ｂ）は破断部表面肌の顕微鏡写真である。 【図９】炭化物の平均粒径ｄと絞りとの関係を示すグラ
フである。 【図１０】内部硬さと疲れ限度との関係を示すグラフで
ある。 【図１１】疲れ設計応力τ_a と残留剪断ひずみγとの関
係を示すグラフである。 【図１２】試験片の正面図である。 【図１３】遅れ破壊試験法の説明図である。

───────────────────────────────────────────────────── フロントページの続き (72)発明者 西村 泰輔 埼玉県和光市中央１丁目４番１号 株式 会社本田技術研究所内 (72)発明者 音羽 卓 埼玉県和光市中央１丁目４番１号 株式 会社本田技術研究所内 (72)発明者 広瀬 謙治 埼玉県和光市中央１丁目４番１号 株式 会社本田技術研究所内 (72)発明者 橋村 雅之 北海道室蘭市仲町12番地 新日本製鐵株 式會社 室蘭製鐵所内 (72)発明者 柳瀬 雅人 北海道室蘭市仲町12番地 新日本製鐵株 式會社 室蘭製鐵所内 (72)発明者 鎗田 博 千葉県習志野市東習志野７丁目５番１号 鈴木金属工業株式会社内 (72)発明者 鈴木 章一 千葉県習志野市東習志野７丁目５番１号 鈴木金属工業株式会社内 (72)発明者 小曽根 敏夫 愛知県名古屋市緑区鳴海町字上汐田68番 地 中央発條株式会社内 (56)参考文献 特開 平10−251804（ＪＰ，Ａ) 特開 昭62−274051（ＪＰ，Ａ) 特開 平10−251803（ＪＰ，Ａ) 特開 平８−295984（ＪＰ，Ａ) 特開 平10−196697（ＪＰ，Ａ) 特開 平５−59431（ＪＰ，Ａ) 特開 平10−121201（ＪＰ，Ａ) 特開 平９−71843（ＪＰ，Ａ) 特開 平７−292442（ＪＰ，Ａ) 特開 平７−228945（ＪＰ，Ａ) 特開 平６−93338（ＪＰ，Ａ) 特開 平４−268041（ＪＰ，Ａ) (58)調査した分野(Int.Cl.⁷，ＤＢ名) C22C 38/00 C21D 8/06 C21D 9/52

Claims (1)

1. (57)【特許請求の範囲】 【請求項１】０．６５重量％≦Ｃ≦０．８５重量％、 １．９重量％≦Ｓｉ≦２．４重量％、 ０．５重量％≦Ｍｎ≦０．９重量％、 ０．７５重量％≦Ｃｒ≦１．３重量％、 ０．１５重量％≦Ｍｏ≦０．２５重量％、 ０．２５重量％≦Ｖ≦０．５重量％、 ０．０１重量％≦Ｎｂ≦０．０４重量％および 残部Ｆｅ（不可避不純物を含む） よりなり、加熱温度Ｔを１１５０℃≦Ｔ≦１２５０℃に
   設定された熱間圧延加工と、高温焼戻しを含むオイルテ
   ンパ処理とを施され、炭化物の平均粒径ｄがｄ≦０．１
   ５μｍであることを特徴とする、耐遅れ破壊性に優れた
   ばね用オイルテンパ線。