JP6717398B1 - 鍛造部品及びその製造方法、並びにコンロッド - Google Patents
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Abstract
Description
式1:24<8×[C]+7×[Si]+10×[Mn]+220×[P]+45×[V]<33
式2:[C]−4×[S]+[V]−25×[Ca]<0.44
式3:2.15≦4×[C]−[Si]+(1/5)×[Mn]+7×[Cr]−[V]≦2.61
(ここで、式1〜3における[X]は、元素Xの含有率(質量%)の値を意味する。)
金属組織がフェライト・パーライト組織であると共に、フェライトの面積率が30%以上であり、
ビッカース硬さが320〜380HVの範囲にあり、
0.2%耐力が800MPa以上であり、
Vノッチによるシャルピー衝撃値が15〜25J/cm2の範囲にあり、
破断後のシャルピー試験片の破面凹凸(表面積/断面積)が1.47〜1.60の範囲である鍛造部品にある。
C:0.30〜0.45%、
C(炭素)は、強度を確保するための基本元素である。適度な強度、硬度、シャルピー衝撃値を得ると共に適度な被削性を確保するためには、C含有率を上記範囲内に収めることが重要である。C含有率が上記下限値を下回る場合には、強度等を確保することが困難となると共に破断分割時に変形してしまうおそれがでてくる。C含有率が上記上限値を超える場合には、被削性の低下、破断分割時の欠けの問題等が懸念される。なお、1100MPa超えの引張強さを獲得するには、Cを0.35%以上含有させることが好ましい。
Si(ケイ素)は、製鋼時の脱酸剤として有効であると共に、強度と破断分割性の向上に有効な元素である。これらの効果を得るためには、Siの上記下限値以上の添加が必要であり、好ましくは、0.10%以上添加するのが良い。一方、Si含有率が高すぎると脱炭が増加し疲労強度に悪影響が生じるおそれがあるため、Si含有率は上記上限値以下とする。
Mn(マンガン)は、製鋼時の脱酸ならびに鋼の強度、靱性バランスを調整するために有効な元素である。強度、靱性バランス調整に加え、金属組織の最適化、被削性及び破断分割性向上のためには、Mn含有率を上記範囲内にすることが必要である。Mn含有率が上記下限値を下回る場合には、強度低下及び破断分割時の変形が生じるおそれがある。Mn含有率が上記上限値を超える場合には、パーライトの増加やベイナイトの析出によって被削性が低下するおそれがある。
P(リン)は、破断分割性に影響を与える元素であるが、上記範囲に限定することによって、破断後のシャルピー試験片の破面凹凸(表面積/断面積)を適切な範囲内に納めることができ、破断分割面での再当接位置の位置合わせを従来よりも容易とする効果が得られる。
S(硫黄)は、被削性向上に有効な元素である。この効果を得るために、Sは上記下限値以上含有させる。一方、S含有率が高すぎる場合には、鍛造時に割れが生じやすくなるため、上記上限値以下に制限する。
Cr(クロム)は、Mnと同様に鋼の強度、靱性バランスを調整するために有効な元素であるため上記下限値以上添加する。一方、Cr含有率が高くなりすぎるとMnの場合と同様にパーライトの増加やベイナイトの析出によって被削性が低下するおそれがあるため、上記上限値以下に制限する。
Al(アルミニウム)は、脱酸処理に有効な元素であるため、上記下限値以上添加する。一方、Alの増加は、アルミナ系介在物の増加による被削性低下を招くおそれがあるため、上記上限値以下に制限する。
V(バナジウム)は、熱間鍛造後の冷却時に炭窒化物となってフェライト中に微細に析出し、析出強化により強度を向上させる元素であるため、上記下限値以上添加する。一方、Vはコストに大きく影響するため、上記上限値以下に制限する。
Ca(カルシウム)は、被削性の改善に有効であるため必要に応じて添加することができる。Caをほとんど含有させない場合には、当然Caによる被削性向上効果は得られないが、式1を満足する限り、必要な被削性を確保することが可能である。したがって、Caは必須元素ではなく、任意元素である。一方、Ca添加による被削性向上効果は、添加量が多すぎても飽和してしまうため、Ca添加量は上記上限値以下に制限する。
N(窒素)は、大気中に最も多く含まれる元素であり、大気溶解をする場合には製造上不純物としての含有が避けられない。しかしながら、N含有率が上記上限値を超えると、鋼中においてVと結合して、強度向上に寄与しない比較的大きい炭窒化物が多く形成され、V添加による強度向上効果を阻害するおそれがあるため、上記上限値以下に制限する。なお、上記のN含有範囲においても、N含有率が高いほど、強度向上に寄与しない比較的粗大な炭窒化物が鋼中において多くなる可能性がある。これを回避して鍛造後の強度を確保するためには、熱間鍛造時により高めの温度に加熱して比較的粗大な炭窒化物を固溶させることが好ましい。
本例では、表1に示すごとく、化学成分組成が異なる複数種類の試料を準備して、コンロッドを作製する場合を想定した加工を加えて各種評価を行った。表1のうち、試料E1〜E21が本発明の成分、式1〜3の条件を全て満足する供試材であり、試料C1〜C16は、一部の成分又は式1〜3の少なくとも一つが、本発明の条件を満足しない比較例である。なお、各試料の製造方法は、公知の種々の方法に変更可能である。また、この表1に示されたCu、Ni、Moについては、本発明の化学成分としては積極的に添加するものではないが、スクラップを用いた溶解による製造では、不純物として不可避に含有するため、その分析値を記載した。また、Caについても、積極添加せず不純物としてのみ含有する場合も含め、その分析値を記載した。
強度評価用試験片としては、電気炉にて溶解して作製した鋳造片に熱間圧延を加えて棒鋼とし、該棒鋼を鍛伸して鍛造用鋼材としての直径φ20mmの丸棒を作製し、その後、この丸棒に対し、実際の熱間鍛造における処理温度に相当する1230℃まで加熱して30分間保持した後、ファン空冷して800〜600℃の間の平均冷却速度がおよそ190℃/分となる条件で室温まで冷却したものを用いた。
・硬さ測定:JIS Z 2244に準拠してビッカース硬さを測定した。
・引張強さ及び0.2%耐力の測定:JIS Z 2241に準拠した引張試験を実施して求めた。
・フェライト面積率:試験片の断面をナイタール腐食させた後、光学顕微鏡を用いて観察した。面積率は、JIS G0551に準拠した点算法により求めた。
・シャルピー衝撃値:JIS Z 2242に準拠したVノッチによるシャルピー衝撃試験を実施して求めた。
・破面凹凸:シャルピー衝撃試験片の破面を3次元非接触形状測定器にて測定し、表面積(破面の凹凸を考慮した表面積)/断面積(破面の凹凸を考慮せず平面とした場合の面積)の比率を算出した。
被削性評価用試験片としては、電気炉にて溶解して作製した鋳造片に熱間圧延を加えて棒鋼とし、該棒鋼を鍛伸して鍛造用鋼材としての一辺25mmの断面正方形の角棒を作製し、その後、この角棒を、実際の熱間鍛造の処理温度に相当する1230℃まで加熱して30分間保持した後、ファン空冷して800〜600℃の間の平均冷却速度がおよそ190℃/分となる条件で室温まで冷却し、さらに一辺20mmの断面正方形の角棒に切削したものを用いた。
・使用ドリル:直径φ8mmのハイスドリル
・ドリル回転数:800rpm
・送り:0.20mm/rev
・加工深さ:11mm
・加工穴数:300穴(未貫通)
被削性指数は、基準材のドリル摩耗量を1とし、各試料のドリル摩耗量を基準材との比率によって算出した。基準材は、従来のJIS規格の炭素鋼である、化学成分組成が、C:0.23%、Si:0.25%、Mn:0.80%、Cr:0.20%、残部がFe及び不可避的不純物の鋼(硬さ250HV)を用いた。この従来鋼は、本願における鋼と比べて硬さが著しく低く、S等の被削性向上元素を添加していなくても製造上問題のない被削性を有しているので基準材として用いた。そして、被削性指数が1.20以下であれば、鍛造後の機械加工に支障が生じることはないので、合格と判断し、1.20超えの場合を不合格と判断した。
本例では、上述した表1に示した試料E14、E15、C10及びC11を代表として選択し、熱間鍛造温度による各種特性への影響を調べた。具体的には、強度評価用試験片及び被削性評価用試験片について、熱間鍛造温度を、1200℃、1230℃、1260℃のいずれかの条件とし、その他の製造条件は実験例1の場合と同様とした。また、各種特性の評価方法も実験例1の場合と同様とした。評価結果を表3に示す。
本例では、熱間鍛造後の冷却速度の影響をより詳しく把握する実験を行った。具体的には、上述した表1に示した試料E1を代表として選択し、強度評価用試験片及び被削性評価用試験片の製造の際に、熱間鍛造の冷却時におけるファン空冷のファンの強さを調整し、800〜600℃の平均冷却速度100℃/分、190℃/分、300℃/分の何れかの条件とし、その他の条件は実験例1の場合と同様とした。また、各種特性の評価方法も実験例1の場合と同様とした。評価結果を表4に示す。
まず、前述した実験例1における試料E1とC1について、シャルピー衝撃試験片の破面の破面凹凸を測定する際に採取した情報から、破断面における任意の直線上における凹凸形状を図形化したものを、図11及び図12に示す。図11は試料E1の破面の凹凸形状を示すものであり、図12は試料C1の破面の凹凸形状を示すものであって、いずれも、横軸に任意の直線上の距離(mm)をとり、縦軸に凹凸の変位(mm)をとったものである。前述した表2に示されているように、破面凹凸(表面積/断面積)は、試料E1が1.54、試料C1が1.39である。
Claims (3)
- 化学成分組成が、質量%で、C:0.30〜0.45%、Si:0.05〜0.35%、Mn:0.50〜0.90%、P:0.030%以下、S:0.040〜0.070%、Cr:0.01〜0.50%、Al:0.001〜0.050%、V:0.25〜0.35%、Ca:0〜0.0100%、N:0.0150%以下を含有し、残部がFe及び不可避的不純物よりなると共に、下記式1、下記式2及び下記式3を満足し、
式1:24<8×[C]+7×[Si]+10×[Mn]+220×[P]+45×[V]<33
式2:[C]−4×[S]+[V]−25×[Ca]<0.44
式3:2.15≦4×[C]−[Si]+(1/5)×[Mn]+7×[Cr]−[V]≦2.61
(ここで、式1〜3における[X]は、元素Xの含有率(質量%)の値を意味する。)
金属組織がフェライト・パーライト組織であると共に、フェライトの面積率が30%以上であり、
ビッカース硬さが320〜380HVの範囲にあり、
0.2%耐力が800MPa以上であり、
Vノッチによるシャルピー衝撃値が15〜25J/cm2の範囲にあり、
破断後のシャルピー試験片の破面凹凸(表面積/断面積)が1.47〜1.60の範囲である鍛造部品。 - 請求項1に記載の鍛造部品からなるコンロッド。
- 請求項1に記載の鍛造部品を製造する方法であって、
上記化学成分組成を有する鋼材に対して1230℃〜1300℃の熱間鍛造温度にて熱間鍛造を施して鍛造部品を得る工程と、
上記鍛造部品を800〜600℃の範囲における平均冷却速度が150〜250℃/分となるよう冷却する冷却工程と、を有する鍛造部品の製造方法。
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