JP6286540B2 - 高強度複相ステンレス鋼線材、高強度複相ステンレス鋼線とその製造方法、ならびにばね部品 - Google Patents
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Description
本願は、2014年6月11日に、日本に出願された特願2014−120986号に基づき優先権を主張し、その内容をここに援用する。
特許文献3に記載の技術は、複相組織のうちオーステナイト(γ)量を制御し、高強度化を図っている。しかしながら、特許文献3に記載の技術では、さらなる高強度化を望む近年の要求強度を満たしてないばかりか、剛性率が十分でない。
その結果、フェライト相(α)の変形集合組織が加工誘起マルテンサイト相(加工誘起α’)によってRD//{100}(RD方向に対して平行な{100}面)へ配向する。またγの変形集合組織も低SFE(SFE値が小さいこと)によってRD//{100}へ配向する。これにより、得られる鋼線の剛性率と捻り加工性が向上する。また、本発明の一態様に係る鋼線の相比率は高(α+加工誘起α’)量である(フェライト相と加工誘起マルテンサイト相との合計量が多い)ため、FCC構造を有するオーステナイト系ステンレス鋼線より高い剛性率を示すことが可能である。
本発明の一態様の要旨は下記のとおりである。
C :0.010〜0.21%、
Si:0.05〜3.2%、
Mn:0.10〜15%、
Ni:0.5%以上、5%未満、
Cr:10.0〜25.0%、及び
N :0.010〜0.35%を含有し、
残部がFeおよび不可避的不純物からなり、
金属組織がフェライト相及びオーステナイト相を含み、前記フェライト相の量が20〜70vol.%であり、
下記(a)式で示されるオーステナイト相中のMd30が−15.0〜45.0であり、
下記(b)式で示されるF値が−6.12以下であり、
下記(c)式で示されるオーステナイト相中のSFEが−20.0〜35.0であることを特徴とする高強度複相ステンレス鋼線材。
Md30=551−462(C+N)−9.2Si−8.1Mn−29(Ni+Cu)−13.7Cr−18.5Mo ・・・ (a)
F値=Ni+30C+0.12Mn+18N−(0.78Cr+1.17Si+1.09Mo) ・・・ (b)
SFE=−53+6.2Ni+0.7Cr+3.2Mn+9.3Mo ・・・ (c)
但し、式中の元素記号は、その元素の鋼中における含有量(質量%)を意味する。
(2)更に質量%で、
Mo:3.0%以下、
Cu:3.0%以下、
Co:2.5%以下、
Al:0.001〜2.0%、及び
B :0.012%以下から選択される1種類以上を含有することを特徴とする上記(1)に記載の高強度複相ステンレス鋼線材。
(3) 更に質量%で、
W :2.5%以下、及び
Sn:2.5%以下から選択される1種類以上を含有することを特徴とする上記(1)または(2)に記載の高強度複相ステンレス鋼線材。
(4) 更に質量%で、
Ti:1.0%以下、
V :2.5%以下、
Nb:2.5%以下、及び
Ta:2.5%以下から選択される1種類以上を含有することを特徴とする上記(1)〜(3)の何れか一項に記載の高強度複相ステンレス鋼線材。
(5) 更に質量%で、
Ca:0.012%以下、
Mg:0.012%以下、
Zr:0.012%以下、及び
REM:0.05%以下から選択される1種類以上を含有することを特徴とする上記(1)〜(4)の何れか一項に記載の高強度複相ステンレス鋼線材。
C:0.010〜0.21%、
Si:0.05〜3.2%、
Mn:0.10〜15%、
Ni:0.5%以上、5%未満、
Cr:10.0〜25.0%、及び
N :0.010〜0.35%を含有し、
残部がFeおよび不可避的不純物からなり、
金属組織が、フェライト相、オーステナイト相及び加工誘起マルテンサイト相から構成される複相組織を有し、前記フェライト相の量が20〜70vol.%であり、前記加工誘起マルテンサイト相の量が5〜50vol.%であり、前記フェライト相と前記加工誘起マルテンサイト相との合計量が30vol.%以上であり、前記フェライト相と前記オーステナイト相におけるRD方向の{100}面の配向量が5%以上であり、
下記(a)式で示されるオーステナイト相中のMd30が−15.0〜45.0であり、
下記(b)式で示されるF値が−6.12以下であり、
下記(c)式で示されるオーステナイト相中のSFEが−20.0〜35.0であることを特徴とする高強度複相ステンレス鋼線。
Md30=551−462(C+N)−9.2Si−8.1Mn−29(Ni+Cu)−13.7Cr−18.5Mo ・・・ (a)
F値=Ni+30C+0.12Mn+18N−(0.78Cr+1.17Si+1.09Mo) ・・・ (b)
SFE=−53+6.2Ni+0.7Cr+3.2Mn+9.3Mo ・・・ (c)
但し、式中の元素記号は、その元素の鋼中における含有量(質量%)を意味する。
(7) 更に質量%で、
Mo:3.0%以下、
Cu:3.0%以下、
Co:2.5%以下、
Al:0.001〜2.0%、及び
B :0.012%以下から選択される1種類以上を含有することを特徴とする上記(6)に記載の高強度複相ステンレス鋼線。
(8) 更に質量%で、
W :2.5%以下、及び
Sn:2.5%以下から選択される1種類以上を含有することを特徴とする上記(6)または(7)に記載の高強度複相ステンレス鋼線。
(9) 更に質量%で、
Ti:1.0%以下、
V :2.5%以下、
Nb:2.5%以下、及び
Ta:2.5%以下から選択される1種類以上を含有することを特徴とする上記(6)〜(8)の何れか一項に記載の高強度複相ステンレス鋼線。
(10) 更に質量%で、
Ca:0.012%以下、
Mg:0.012%以下、
Zr:0.012%以下、及び
REM:0.05%以下から選択される1種類以上を含有することを特徴とする上記(6)〜(9)の何れか一項に記載の高強度複相ステンレス鋼線。
前記高強度複相ステンレス鋼線材に対して50〜90%の減面率で伸線を施す一次伸線の工程と、次いで前記高強度複相ステンレス鋼線材に対して950〜1150℃で5min以下保持する熱処理を施す工程と、次いで前記高強度複相ステンレス鋼線材に対して50〜90%の減面率で伸線を施す二次伸線の工程を有し、前記二次伸線の工程において、伸線温度を20〜100℃、ダイス半角を6〜11°とすることを特徴とする高強度複相ステンレス鋼線の製造方法。
また、本発明の一態様による高強度複相ステンレス線材及びステンレス鋼線は、廉価であり、かつ強度と剛性率に優れるため、この鋼線をばね部品等に適用することで、剛性率と捻り加工性に優れたばね等の部品を安価に提供することができる。
Md30=551−462(C+N)−9.2Si−8.1Mn−29(Ni+Cu)−13.7Cr−18.5Mo ・・・ (a)
F値=Ni+30C+0.12Mn+18N−(0.78Cr+1.17Si+1.09Mo) ・・・ (b)
SFE=−53+6.2Ni+0.7Cr+3.2Mn+9.3Mo ・・・ (c)
但し、式中の元素記号は、その元素の鋼中における含有量(質量%)を意味する。
以下に、先ず、ステンレス鋼線材の成分組成の限定理由について説明する。なお、以下の説明における(%)は、特に説明がない限り、質量%である。
代表的な不可避的不純物としては、O,S,Pなどが挙げられ、通常、鉄鋼の製造プロセスで不可避的不純物として0.0001〜0.1%の範囲の量で混入する。
また、上述してきた元素以外の任意添加元素について、代表的なものを上記[2]〜[5]にて説明したが、詳細を以下で説明する。なお、本明細書中に記載されていない元素であっても、本実施形態の効果を損なわない範囲で含有させることが出来る。
線材の金属組織において、フェライト相の量(α量)を体積%で、20〜70%に限定する。
線材のα量が20%未満では、剛性率が劣化するため、下限を20%とする。α量は、好ましくは、27%以上である。一方、α量が70%を超えると、強度特性に劣るばかりか、熱間製造性を得られない。そのため、α量の上限を70%に限定する。α量は、好ましくは60%以下である。
なお、本実施形態に係る線材を用いて製造された鋼線の金属組織については後述することとする。
Md30値は、伸線後の加工誘起マルテンサイト量と成分の関係をそれぞれ調査して得られた指標であり、高強度と鋼線の疲労特性を安定的に確保するために制御する必要がある。
SFEは、積層欠陥エネルギーの生成指標を示すものであり、下記式(c)により求められる値である。オーステナイト相(γ)中のSFE値が−20未満の場合、転位構造がプラナー化するため、捻り加工性に劣る。一方、γ中のSFE値が35を超えると、伸線時に、オーステナイトの変形集合組織のRD//γ{100}面への配向量が減少するため、剛性率が劣化する。そのため、SFE値の上限を35に限定する。好ましくは、SFEを−15以上とし、30以下とする。
F値=Ni+30C+0.12Mn+18N−(0.78Cr+1.17Si+1.09Mo) ・・・ (b)
鋼線の化学組成は、上述した鋼線材の化学組成と同一であり、かつ上記Md30値、上記F値、上記SFE値を満足する。
また鋼線の金属組織は、フェライト相、オーステナイト相及び加工誘起マルテンサイト相から構成される複相組織を有し、フェライト相の量が20〜70vol.%であり、加工誘起マルテンサイト相の量が5〜50vol.%であり、フェライト相と加工誘起マルテンサイト相との合計量が30vol.%以上である。
鋼線のα量が20%未満では、剛性率が劣化するため、α量の下限を20%とする。α量は、好ましくは、27%以上である。一方、α量が70%を超えると、強度特性が劣るおそれがあるため、上限を70%に限定する。α量は、好ましくは60%以下である。
剛性率は、集合組織に依存する性質を有し、RD//{100}が剛性率を最も高める。また、RD//{100}の場合、すべり方向と伸線軸方向が一致し、捻り加工性を劣位にする。よって、αとγにおけるRD//{100}の配向量が5vol.%未満の場合、高い剛性率と捻り加工性を得られないため、下限を5vol.%に限定する。なお、αとγにおけるRD//{100}の配向量の上限については特に限定しないが、捻り加工性の観点から、40vol.%以下とすることが好ましく、更に好ましくは5〜20vol.%とする。また、RD//{100}を5〜20%とする条件は、SFE<0且つBCC(α+加工誘起α’)量>70%である。
具体的には、例えば、解析場所を中心部(D/2;Dは鋼線の直径)とし、60×60μmの視野を5視野測定する。そして伸線軸方向をRDとし、RD方向における結晶面の解析を行い、主要な<001>や<101>、<111>の方位成分をクリアランス15°以内の部分のみ表示させ、RD//{100}量を測定する。
剛性率はRD//{100}とBCC量に大きく依存し、合金元素と製造条件が本実施形態の要件を満たしている場合、RD//{100}>5%となることで剛性率は65GPa以上となる。同様に、RD//{100}が15%以上かつ、BCC量が70%以上となる場合、剛性率は75GPa以上となる。一方、捻回値はRD//{100}と加工誘起α’量に大きく依存し、合金元素と製造条件が本実施形態の要件を満たしている場合、加工誘起α’量が50%以下となることで捻回値は10回以上となる。同様に、RD//{100}が20%以下もしくは、加工誘起α’量が15%以下となる場合、捻回値は30回以上となる。
熱間線材圧延後に、水冷するか、もしくは溶体化処理として、短時間の連続したインライン熱処理を行い、次いで水冷することが好ましい。なお、熱処理温度が950℃未満のインライン熱処理では、鋼線の疲労特性が劣化し易い。一方、過度に高温とした熱処理や長時間加熱する条件でインライン熱処理すると、疲労特性が劣化するおそれがある。そのため、溶体化処理としてインライン処理を行う場合、熱処理条件を950〜1150℃、600s以下とすることが好ましい。
上記化学組成を有する高Mn系の高強度複相ステンレス鋼線を廉価に得るには、αとγのRD//{100}の配向量を上げるために、鋼線の製造条件を制御することが重要である。
また、BA熱処理の時間(BA時間)が5分より長くなると、クリープ変形することに加え、αとγのRD//{100}の配向量が確保できない(RD//{100}<5%)。このため、BA時間の上限を5分とする。なおBA時間の下限は特に限定しないが、0.6分とすることが好ましい。好ましいBA時間の範囲を1分以上、3.5分以下とする。更に好ましくは3分以下とする。
ここで、本実施形態において、「間接冷却」としては、例えば、水中に設置され内部が空洞(空気)とされたパイプ内で冷却する方法等が挙げられ、間接冷却とは、冷却対象物(本実施形態では鋼線)に対して冷却材(冷却水等)を直接接触させて冷却するのではなく、間接的に冷却する方法のことである。
図1は、伸線ダイスの断面図(貫通孔の中心軸に沿った断面図)を示す。伸線ダイス1は、貫通孔を有するケース2と、ケース2の貫通孔内に収容されたチップ3を有する。チップ3は、入り口側の直径が大きく出口側の直径が小さいテーパー状の貫通孔31を有する。線材をチップ3の貫通孔31に通すことによって、線材の直径を細くし、長さを伸ばす伸線加工を行う。貫通孔31において、線材を挿入する側を入り口側といい、貫通孔31を通過した線材を取り出す側を出口側という。
チップ3は、入り口側の導入部32と、伸線部33を有する。伸線部33は、導入部32に接するリダクション部34と、リダクション部34に接しリダクション部34よりも出口側に位置するベアリング部35を有する。リダクション部34における貫通孔31の直径は、入り口側から出口側に向かって一定の割合で減少する。ベアリング部35における貫通孔31の直径は、一定である。図1の貫通孔31の中心軸に沿った断面図において、ベアリング部35における貫通孔31の内面に沿った線分l1と、リダクション部34における貫通孔31の内面に沿った線分l2との間の角度をダイス半角δという。
伸線温度は、加工誘起α’の生成量に影響を与え、それに付随し、RD//{100}量も変化する。そのため、伸線温度を20〜100℃とし、好ましくは20〜70℃とする。ダイス半角も、加工誘起α’の生成量とRD//{100}量に影響を与える。そのため、ダイス半角を6〜11°とし、好ましくは6〜9°とする。
その後、線材に対して一次伸線(Red.(伸線減面率)=80%)を施した。次いで鋼線(線材)に対してBA熱処理(BA温度=1050℃、BA時間=2min)を施した。次いで、鋼線(線材)に対して二次伸線(Red.(伸線減面率)=80%)を施した。なお、二次伸線の際の伸線温度とダイス角度はそれぞれ70℃と8°とした。その後、大気にて400℃で30分の時効処理を行い、高強度ステンレス鋼線の製品とした。
その評価結果を表5、表6に示す。なお、表中において、加工誘起α’量を単にα’量と省略して記載する。
線材に対して、表7に示すそれぞれの伸線減面率(一次伸線率)で一次伸線を施した。次いで、表7に示すBA温度と保持時間(BA時間)で鋼線(線材)を加熱した(BA熱処理)。次いで、鋼線(線材)に対して、表7に示すそれぞれの伸線減面率(二次伸線率)で二次伸線を施した。なお、二次伸線の際の伸線温度とダイス角度はそれぞれ70℃と8°とした。その後、大気にて400℃で30分の時効処理を行い、高強度ステンレス鋼線の製品とした。
そして、得られた鋼線の加工誘起マルテンサイト率(加工誘起α’量(分率))、α+加工誘起α’量(BCC量)、RD//{100}の量を測定した。その評価結果を表7に示す。
線材に対して一次伸線(Red.(伸線減面率)=80%)を施した。次いで鋼線(線材)に対してBA熱処理(BA温度=1050℃、BA時間=2min)を施した。次いで、鋼線(線材)に対して二次伸線(Red.(伸線減面率)=80%)を施した。なお、二次伸線では、表8に示す伸線温度とダイス角度で伸線を行った。その後、大気にて400℃で30分の時効処理を行い、高強度ステンレス鋼線の製品とした。
そして、得られた鋼線の加工誘起マルテンサイト率(加工誘起α’量(分率))、α+加工誘起α’量(BCC量)、RD//{100}の量を測定した。その評価結果を表8に示す。
捻回試験の条件については、チャック間の距離Lを200mmとし、回転速度を1rpmとした。剛性率Gは、以下のように算出した。せん断歪γ=0〜0.3における平均勾配T(トルク)/θ(捻り角度)を測定し、下記(A)式から算出した。捻回値Tnは、以下のように算出した。総回転角度θaを測定し、下記(B)式から算出した。
Tn(回)=θa/360 ・・・ (B)
ここで、D:線材の直径(mm)=2mm、T:トルク(Nmm)、θ:捻り角度(rad)、L:チャック間距離(mm)、θa:総回転角度(degree)とした。
本発明例の鋼線では、剛性率が75GPa以上又は65〜75GPaであった。また、捻回値が30回以上又は10〜30回であった。このように、本発明例の鋼線が高い剛性率と優れた捻り加工性を有することが分かった。
加工誘起α’量(vol.%)={(σs−σ1050)/σs(bcc)}×100 ・・・ (C)
α量(vol.%)={σ1050/σs(bcc)}×100 ・・・ (D)
BCC(vol.%)=加工誘起α’+α ・・・ (E)
ここで、σs:製品の飽和磁化値(T),σ1050:製品を1050℃×3分間で熱処理した材料の飽和磁化値(T),σs(bcc):オーステナイト相(γ)の全量が加工誘起マルテンサイト相(α’)へ変態した時の飽和磁化値(計算値)
σs(bcc)=2.14−0.030Creq ・・・ (F)
Creq=Cr+1.8Si+Mo+0.5Ni+0.9Mn+3.6(C+N)+1.25P+2.91S・・(G)
表1〜8に示すとおり、本発明例の線材の製品では、α量は20〜70体積%であり、本発明例の鋼線の製品では、加工誘起α’量は5〜50体積%であり、α+加工誘起α’量は30体積%以上であった。
表5〜8に示すとおり、本発明例の鋼線の製品では、RD//{100}量は5%以上であった。
Claims (12)
- 質量%で、
C :0.010〜0.21%、
Si:0.05〜3.2%、
Mn:0.10〜15%、
Ni:0.5%以上、5%未満、
Cr:10.0〜25.0%、及び
N :0.010〜0.35%を含有し、
残部がFeおよび不可避的不純物からなり、
金属組織がフェライト相及びオーステナイト相を含み、前記フェライト相の量が20〜70vol.%であり、
下記(a)式で示されるオーステナイト相中のMd30が−15.0〜45.0であり、
下記(b)式で示されるF値が−6.12以下であり、
下記(c)式で示されるオーステナイト相中のSFEが−20.0〜35.0であることを特徴とする高強度複相ステンレス鋼線材。
Md30=551−462(C+N)−9.2Si−8.1Mn−29(Ni+Cu)−13.7Cr−18.5Mo ・・・ (a)
F値=Ni+30C+0.12Mn+18N−(0.78Cr+1.17Si+1.09Mo) ・・・ (b)
SFE=−53+6.2Ni+0.7Cr+3.2Mn+9.3Mo ・・・ (c)
但し、式中の元素記号は、その元素の鋼中における含有量(質量%)を意味する。 - 更に質量%で、
Mo:3.0%以下、
Cu:3.0%以下、
Co:2.5%以下、
Al:0.001〜2.0%、及び
B :0.012%以下から選択される1種類以上を含有することを特徴とする請求項1に記載の高強度複相ステンレス鋼線材。 - 更に質量%で、
W :2.5%以下、及び
Sn:2.5%以下から選択される1種類以上を含有することを特徴とする請求項1または2に記載の高強度複相ステンレス鋼線材。 - 更に質量%で、
Ti:1.0%以下、
V :2.5%以下、
Nb:2.5%以下、及び
Ta:2.5%以下から選択される1種類以上を含有することを特徴とする請求項1〜3の何れか一項に記載の高強度複相ステンレス鋼線材。 - 更に質量%で、
Ca:0.012%以下、
Mg:0.012%以下、
Zr:0.012%以下、及び
REM:0.05%以下から選択される1種類以上を含有することを特徴とする請求項1〜4の何れか一項に記載の高強度複相ステンレス鋼線材。 - 質量%で、
C :0.010〜0.21%、
Si:0.05〜3.2%、
Mn:0.10〜15%、
Ni:0.5%以上、5%未満、
Cr:10.0〜25.0%、及び
N :0.010〜0.35%を含有し、
残部がFeおよび不可避的不純物からなり、
金属組織が、フェライト相、オーステナイト相及び加工誘起マルテンサイト相から構成される複相組織を有し、前記フェライト相の量が20〜70vol.%であり、前記加工誘起マルテンサイト相の量が5〜50vol.%であり、前記フェライト相と前記加工誘起マルテンサイト相との合計量が30vol.%以上であり、前記フェライト相と前記オーステナイト相におけるRD方向の{100}面の配向量が5%以上であり、
下記(a)式で示されるオーステナイト相中のMd30が−15.0〜45.0であり、
下記(b)式で示されるF値が−6.12以下であり、
下記(c)式で示されるオーステナイト相中のSFEが−20.0〜35.0であることを特徴とする高強度複相ステンレス鋼線。
Md30=551−462(C+N)−9.2Si−8.1Mn−29(Ni+Cu)−13.7Cr−18.5Mo ・・・ (a)
F値=Ni+30C+0.12Mn+18N−(0.78Cr+1.17Si+1.09Mo) ・・・ (b)
SFE=−53+6.2Ni+0.7Cr+3.2Mn+9.3Mo ・・・ (c)
但し、式中の元素記号は、その元素の鋼中における含有量(質量%)を意味する。 - 更に質量%で、
Mo:3.0%以下、
Cu:3.0%以下、
Co:2.5%以下、
Al:0.001〜2.0%、及び
B :0.012%以下から選択される1種類以上を含有することを特徴とする請求項6に記載の高強度複相ステンレス鋼線。 - 更に質量%で、
W :2.5%以下、及び
Sn:2.5%以下から選択される1種類以上を含有することを特徴とする請求項6または7に記載の高強度複相ステンレス鋼線。 - 更に質量%で、
Ti:1.0%以下、
V :2.5%以下、
Nb:2.5%以下、及び
Ta:2.5%以下から選択される1種類以上を含有することを特徴とする請求項6〜8の何れか一項に記載の高強度複相ステンレス鋼線。 - 更に質量%で、
Ca:0.012%以下、
Mg:0.012%以下、
Zr:0.012%以下、及び
REM:0.05%以下から選択される1種類以上を含有することを特徴とする請求項6〜9の何れか一項に記載の高強度複相ステンレス鋼線。 - 請求項1〜5の何れか一項に記載の高強度複相ステンレス鋼線材を用いた請求項6〜10の何れか一項に記載の高強度複相ステンレス鋼線の製造方法であって、
前記高強度複相ステンレス鋼線材に対して50〜90%の減面率で伸線を施す一次伸線の工程と、次いで前記高強度複相ステンレス鋼線材に対して950〜1150℃で5min以下保持する熱処理を施す工程と、次いで前記高強度複相ステンレス鋼線材に対して50〜90%の減面率で伸線を施す二次伸線の工程を有し、
前記二次伸線の工程において、伸線温度を20〜100℃、ダイス半角を6〜11°とすることを特徴とする高強度複相ステンレス鋼線の製造方法。 - 請求項6〜10の何れか一項に記載の高強度複相ステンレス鋼線からなることを特徴とするばね部品。
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