JPH11246943A - 高強度弁ばね及びその製造方法 - Google Patents
高強度弁ばね及びその製造方法Info
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- JPH11246943A JPH11246943A JP6411098A JP6411098A JPH11246943A JP H11246943 A JPH11246943 A JP H11246943A JP 6411098 A JP6411098 A JP 6411098A JP 6411098 A JP6411098 A JP 6411098A JP H11246943 A JPH11246943 A JP H11246943A
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Abstract
(57)【要約】
【課題】 最適の素材を選択した上、その後のばねの製
造工程を適切に組み合わせることにより、従来のものよ
りも耐疲労性、耐へたり性、耐遅れ破壊性を向上した弁
ばねを提供する。 【解決手段】 素材として、Ｃ：０．５〜０．８％（重
量比）、Ｓｉ：１．２〜２．５％、Ｍｎ：０．４〜０．
８％、Ｃｒ：０．７〜１．０％、Ａｌ：０．００５％以
下、Ｔｉ：０．００５％以下であって、最大非金属介在
物が１５μｍである鋼を使用する。オイルテンパー処理
の際、焼入れ加熱温度を９５０℃以上１１００℃以下と
し、コイリング後、窒化処理を施す。望ましくは４８０
℃以上の高温で窒化処理を施す。素材に高シリコン鋼を
用いているため、焼戻し温度を高くすることができ、こ
のような高温窒化処理も可能となる。これにより、高い
表面硬さを得ることができ、耐疲労性、耐へたり性、耐
遅れ破壊性が向上する。
造工程を適切に組み合わせることにより、従来のものよ
りも耐疲労性、耐へたり性、耐遅れ破壊性を向上した弁
ばねを提供する。 【解決手段】 素材として、Ｃ：０．５〜０．８％（重
量比）、Ｓｉ：１．２〜２．５％、Ｍｎ：０．４〜０．
８％、Ｃｒ：０．７〜１．０％、Ａｌ：０．００５％以
下、Ｔｉ：０．００５％以下であって、最大非金属介在
物が１５μｍである鋼を使用する。オイルテンパー処理
の際、焼入れ加熱温度を９５０℃以上１１００℃以下と
し、コイリング後、窒化処理を施す。望ましくは４８０
℃以上の高温で窒化処理を施す。素材に高シリコン鋼を
用いているため、焼戻し温度を高くすることができ、こ
のような高温窒化処理も可能となる。これにより、高い
表面硬さを得ることができ、耐疲労性、耐へたり性、耐
遅れ破壊性が向上する。
Description
【０００１】
【発明の属する技術分野】本発明は、主に自動車用内燃
機関の弁ばねとして用いられる、耐疲労性・耐へたり性
及び耐遅れ破壊性に優れた高強度弁ばね及びその製造方
法に関する。
機関の弁ばねとして用いられる、耐疲労性・耐へたり性
及び耐遅れ破壊性に優れた高強度弁ばね及びその製造方
法に関する。
【０００２】
【従来の技術】内燃機関の弁ばね用線材として、ＪＩＳ
には弁ばね用オイルテンパー線（SWO-V：JIS G3561）、
弁ばね用クロムバナジウム鋼オイルテンパー線（SWOCV-
V：JISG3565）、及び、弁ばね用シリコンクロム鋼オイ
ルテンパー線（SWOSC-V：JIS G3566）等が規定されてい
るが、従来、耐疲労強度及び耐へたり性に優れるSWOSC-
Vが主に利用されてきた。
には弁ばね用オイルテンパー線（SWO-V：JIS G3561）、
弁ばね用クロムバナジウム鋼オイルテンパー線（SWOCV-
V：JISG3565）、及び、弁ばね用シリコンクロム鋼オイ
ルテンパー線（SWOSC-V：JIS G3566）等が規定されてい
るが、従来、耐疲労強度及び耐へたり性に優れるSWOSC-
Vが主に利用されてきた。
【０００３】一方、環境保護及び資源保護の観点より、
自動車に対しては排気の清浄化及び燃費向上への努力が
常に要請されているが、これらに対して大きく寄与する
のが車体の軽量化であり、車体を構成する各部品につい
ても軽量化への努力がたゆまず続けられている。
自動車に対しては排気の清浄化及び燃費向上への努力が
常に要請されているが、これらに対して大きく寄与する
のが車体の軽量化であり、車体を構成する各部品につい
ても軽量化への努力がたゆまず続けられている。
【０００４】このため、弁ばね用線材についても、疲労
強度を更に高め、へたりを低下させるための提案が種々
なされている。例えば、特開平８−１７６７３０号公報
では、重量％でＣ：０．５〜０．８％、Ｓｉ：１．２〜
２．５％、Ｍｎ：０．４〜０．８％、Ｃｒ：０．７〜
１．０％を含有し、残部Ｆｅ及び不可避的不純物から成
り、不可避的不純物であるＡｌ含有量が０．００５％以
下、同Ｔｉ含有量が０．００５％以下である鋼に焼入れ
加熱温度を９５０℃以上１１００℃以下として焼入れ焼
戻しを施したオイルテンパー線が、高強度弁ばね用とし
て提案されている（請求項１）。この公報では更に、素
材鋼にＶ：０．０５〜０．１５％を含有させたオイルテ
ンパー線（請求項２）、それに加えてＭｏ：０．０５〜
０．５％、Ｗ：０．０５〜０．１５％、Ｎｂ：０．０５
〜０．１５％のうち少なくとも１種以上を含有させたオ
イルテンパー線（請求項３）が提案されている。また、
同一出願人に係る特開平９−７１８４３号公報では、同
様の成分量を含有する鋼を用い、焼入れ焼戻し後の残留
γ（オーステナイト）を体積比で１〜５％とした高靱性
ばね用オイルテンパー線を提案している（請求項１、
２）。この公報ではまた、焼入れ焼戻し後において、粒
子径が０．０５μｍ以上である炭化物の組織内密度が、
組織観察写真上で５ケ／μｍ2以下であるとしたオイル
テンパー線も提案し（請求項３、４）、これらの組み合
わせでもよいとしている（請求項５、６）。そして、そ
の具体的製造方法として、請求項１、２、５、６の場合
には焼入れ焼戻し工程における焼戻しを加熱速度１５０
℃／ｓｅｃ以上で４５０〜６００℃に加熱し、加熱開始
から水等の冷媒を用いた冷却開始までの時間を１５秒以
内とすること、請求項３、４、５、６の場合には、焼入
れ加熱を加熱速度１５０℃／ｓｅｃ以上で１１００℃以
下でＴ（℃）＝５００＋７５０・Ｃ（炭素量）＋５００
・Ｖ（バナジウム量）で決まる温度以上の範囲に加熱
し、加熱開始から水又は油による冷却開始までの時間を
１５秒以内とすること、等を開示している。
強度を更に高め、へたりを低下させるための提案が種々
なされている。例えば、特開平８−１７６７３０号公報
では、重量％でＣ：０．５〜０．８％、Ｓｉ：１．２〜
２．５％、Ｍｎ：０．４〜０．８％、Ｃｒ：０．７〜
１．０％を含有し、残部Ｆｅ及び不可避的不純物から成
り、不可避的不純物であるＡｌ含有量が０．００５％以
下、同Ｔｉ含有量が０．００５％以下である鋼に焼入れ
加熱温度を９５０℃以上１１００℃以下として焼入れ焼
戻しを施したオイルテンパー線が、高強度弁ばね用とし
て提案されている（請求項１）。この公報では更に、素
材鋼にＶ：０．０５〜０．１５％を含有させたオイルテ
ンパー線（請求項２）、それに加えてＭｏ：０．０５〜
０．５％、Ｗ：０．０５〜０．１５％、Ｎｂ：０．０５
〜０．１５％のうち少なくとも１種以上を含有させたオ
イルテンパー線（請求項３）が提案されている。また、
同一出願人に係る特開平９−７１８４３号公報では、同
様の成分量を含有する鋼を用い、焼入れ焼戻し後の残留
γ（オーステナイト）を体積比で１〜５％とした高靱性
ばね用オイルテンパー線を提案している（請求項１、
２）。この公報ではまた、焼入れ焼戻し後において、粒
子径が０．０５μｍ以上である炭化物の組織内密度が、
組織観察写真上で５ケ／μｍ2以下であるとしたオイル
テンパー線も提案し（請求項３、４）、これらの組み合
わせでもよいとしている（請求項５、６）。そして、そ
の具体的製造方法として、請求項１、２、５、６の場合
には焼入れ焼戻し工程における焼戻しを加熱速度１５０
℃／ｓｅｃ以上で４５０〜６００℃に加熱し、加熱開始
から水等の冷媒を用いた冷却開始までの時間を１５秒以
内とすること、請求項３、４、５、６の場合には、焼入
れ加熱を加熱速度１５０℃／ｓｅｃ以上で１１００℃以
下でＴ（℃）＝５００＋７５０・Ｃ（炭素量）＋５００
・Ｖ（バナジウム量）で決まる温度以上の範囲に加熱
し、加熱開始から水又は油による冷却開始までの時間を
１５秒以内とすること、等を開示している。
【０００５】
【発明が解決しようとする課題】しかし、従来提案され
ているものの多くは素材としての鋼か、せいぜい上記の
ような線材（オイルテンパー線）段階までであり、最終
製品である弁ばねを製造する段階まで、高疲労強度・耐
へたり性を実現するための方策を規定したものはなかっ
た。しかし、いかに良好な素材を用いたとしても、その
後の製造工程が不適切であれば素材の性能が十分に発揮
されないばかりか、弁ばねの製造自体を困難にし、場合
によっては逆に疲労強度や耐へたり性を悪化させる危険
性がある。
ているものの多くは素材としての鋼か、せいぜい上記の
ような線材（オイルテンパー線）段階までであり、最終
製品である弁ばねを製造する段階まで、高疲労強度・耐
へたり性を実現するための方策を規定したものはなかっ
た。しかし、いかに良好な素材を用いたとしても、その
後の製造工程が不適切であれば素材の性能が十分に発揮
されないばかりか、弁ばねの製造自体を困難にし、場合
によっては逆に疲労強度や耐へたり性を悪化させる危険
性がある。
【０００６】本発明はこのような課題を解決するために
成されたものであり、その目的とするところは、最適の
素材を選択した上、その後のばねの製造工程を素材に応
じた適切なものとすることにより、従来のものよりも疲
労強度を向上した弁ばねを提供することにある。具体的
には、素線の最大剪断応力がτ＝６０±５１kgf/mm2と
なるような繰り返し負荷に対して５×１０7回以上の耐
久回数を有する高強度弁ばねを提供するものである。ま
た、本発明では、遅れ破壊に対する耐性をも考慮して、
その特性の向上も図っている。
成されたものであり、その目的とするところは、最適の
素材を選択した上、その後のばねの製造工程を素材に応
じた適切なものとすることにより、従来のものよりも疲
労強度を向上した弁ばねを提供することにある。具体的
には、素線の最大剪断応力がτ＝６０±５１kgf/mm2と
なるような繰り返し負荷に対して５×１０7回以上の耐
久回数を有する高強度弁ばねを提供するものである。ま
た、本発明では、遅れ破壊に対する耐性をも考慮して、
その特性の向上も図っている。
【０００７】
【課題を解決するための手段】上記課題を解決するため
に成された本発明に係る高強度弁ばねは、 ｉ）重量比にしてＣ：０．５〜０．８％、Ｓｉ：１．２
〜２．５％、Ｍｎ：０．４〜０．８％、Ｃｒ：０．７〜
１．０％を含有し、残部Ｆｅ及び不可避的不純物から成
り、不可避的不純物であるＡｌ含有量が０．００５％以
下、同Ｔｉ含有量が０．００５％以下であって、最大非
金属介在物が１５μｍである鋼に、 ii）焼入れ加熱温度を９５０℃以上１１００℃以下とし
て焼入れ・焼戻しを施したオイルテンパー線を素材とし
て使用し、 iii）コイリング後、窒化処理を施した、ことを特徴と
するものである。
に成された本発明に係る高強度弁ばねは、 ｉ）重量比にしてＣ：０．５〜０．８％、Ｓｉ：１．２
〜２．５％、Ｍｎ：０．４〜０．８％、Ｃｒ：０．７〜
１．０％を含有し、残部Ｆｅ及び不可避的不純物から成
り、不可避的不純物であるＡｌ含有量が０．００５％以
下、同Ｔｉ含有量が０．００５％以下であって、最大非
金属介在物が１５μｍである鋼に、 ii）焼入れ加熱温度を９５０℃以上１１００℃以下とし
て焼入れ・焼戻しを施したオイルテンパー線を素材とし
て使用し、 iii）コイリング後、窒化処理を施した、ことを特徴と
するものである。
【０００８】ここで、上記ｉ）の素材鋼は更に、Ｖ：
０．０５〜０．１５％、Ｍｏ：０．０５〜０．５％、
Ｗ：０．０５〜０．１５％、Ｎｂ：０．０５〜０．１５
％のうち１種以上を含有してもよい。
０．０５〜０．１５％、Ｍｏ：０．０５〜０．５％、
Ｗ：０．０５〜０．１５％、Ｎｂ：０．０５〜０．１５
％のうち１種以上を含有してもよい。
【０００９】また、上記ii）の焼入れ焼戻し後のオイル
テンパー線において、残留オーステナイトが体積率で１
〜５％となるようにするとよい。
テンパー線において、残留オーステナイトが体積率で１
〜５％となるようにするとよい。
【００１０】同様に、上記ii）の焼入れ焼戻し後のオイ
ルテンパー線において、粒子径が０．０５μｍ以上であ
る炭化物の組織内密度が、組織観察写真上で５ケ／μｍ
2以下となるようにするとよい。
ルテンパー線において、粒子径が０．０５μｍ以上であ
る炭化物の組織内密度が、組織観察写真上で５ケ／μｍ
2以下となるようにするとよい。
【００１１】上記iii）の窒化処理は、従来の弁ばねに
施していたものと同様の温度で行なってもよいが、本発
明の場合、４８０℃以上で行ない、表面硬さをＨｖ９０
０以上とすることにより、より高強度の弁ばねとするこ
とができる。
施していたものと同様の温度で行なってもよいが、本発
明の場合、４８０℃以上で行ない、表面硬さをＨｖ９０
０以上とすることにより、より高強度の弁ばねとするこ
とができる。
【００１２】
【発明の実施の形態】本発明の高強度弁ばねではまず、
素材鋼のシリコン含有量を従来の弁ばね用シリコンクロ
ム鋼オイルテンパー線（SWOSC-V）よりも高く、１．２
〜２．５％とした。シリコンはフェライト及びマルテン
サイト中に固溶してそれらを強化するとともに、マルテ
ンサイト相の焼戻し時の［フェライト＋炭化物］への分
解を遅らせる作用を有する。つまり、オイルテンパー処
理時の相分解温度を高温側にシフトさせるため、同じ引
張強さを得るための焼戻し温度を従来よりも高くするこ
とができる。焼戻し温度の上昇は、転位の回復を促進
し、組織を安定化する。これは、疲労亀裂の起点を発生
し難くすることから、時間疲労強度を上げ、且つ疲労限
度を上昇させる。また、遅れ破壊強度をも向上させる。
素材鋼のシリコン含有量を従来の弁ばね用シリコンクロ
ム鋼オイルテンパー線（SWOSC-V）よりも高く、１．２
〜２．５％とした。シリコンはフェライト及びマルテン
サイト中に固溶してそれらを強化するとともに、マルテ
ンサイト相の焼戻し時の［フェライト＋炭化物］への分
解を遅らせる作用を有する。つまり、オイルテンパー処
理時の相分解温度を高温側にシフトさせるため、同じ引
張強さを得るための焼戻し温度を従来よりも高くするこ
とができる。焼戻し温度の上昇は、転位の回復を促進
し、組織を安定化する。これは、疲労亀裂の起点を発生
し難くすることから、時間疲労強度を上げ、且つ疲労限
度を上昇させる。また、遅れ破壊強度をも向上させる。
【００１３】焼戻し温度の上昇は、弁ばね使用時の温度
上昇による組織変化を防止し、転位の移動を困難にす
る。これは、耐へたり性の向上にも寄与する。
上昇による組織変化を防止し、転位の移動を困難にす
る。これは、耐へたり性の向上にも寄与する。
【００１４】次に、窒化処理は高温で行なうほど窒素の
鋼中への侵入が容易となり、高い表面硬さを得ることが
できることは十分理解されているが、窒化処理の温度が
オイルテンパー処理の焼戻し温度を越えると、線材の内
部硬さが低下して、疲労強度や耐へたり性に悪影響を及
ぼす。このため、従来、窒化処理温度を上げることは不
可能と考えられていた。本発明では、上記の通り、シリ
コンの強化作用により焼戻し温度を上げることが可能と
なった。これにより、窒化処理温度を同様に上げること
が可能となり、表面硬さの上昇、すなわち、疲労強度の
向上が可能となった。これはまた、耐へたり性の向上に
も寄与する。
鋼中への侵入が容易となり、高い表面硬さを得ることが
できることは十分理解されているが、窒化処理の温度が
オイルテンパー処理の焼戻し温度を越えると、線材の内
部硬さが低下して、疲労強度や耐へたり性に悪影響を及
ぼす。このため、従来、窒化処理温度を上げることは不
可能と考えられていた。本発明では、上記の通り、シリ
コンの強化作用により焼戻し温度を上げることが可能と
なった。これにより、窒化処理温度を同様に上げること
が可能となり、表面硬さの上昇、すなわち、疲労強度の
向上が可能となった。これはまた、耐へたり性の向上に
も寄与する。
【００１５】上記の基本的な思想の下、本発明では上記
特開平８−１７６７３０号及び特開平９−７１８４３号
で提案されたオイルテンパー線を素材として採用するこ
ととした。従って、その成分及び組織限定条件は同公報
の記載を借りて以下に説明する。
特開平８−１７６７３０号及び特開平９−７１８４３号
で提案されたオイルテンパー線を素材として採用するこ
ととした。従って、その成分及び組織限定条件は同公報
の記載を借りて以下に説明する。
【００１６】Ｃ：０．５〜０．８重量％ Ｃは鋼線の強度を高めるために必須の元素であるが、
０．５％未満では十分な強度が得られず、逆に０．８％
を越えると靱性が低下し、さらに鋼線の疵感受性が増大
し、信頼性が低下するためである。
０．５％未満では十分な強度が得られず、逆に０．８％
を越えると靱性が低下し、さらに鋼線の疵感受性が増大
し、信頼性が低下するためである。
【００１７】Ｓｉ：１．２〜２．５重量％ Ｓｉは上記の通りフェライト及びマルテンサイトの強度
を向上させ、耐へたり性を向上させるのに有効な元素で
ある。１．２％未満ではその十分な効果が無く、逆に
２．５％を越える場合は冷間加工性を低下させるととも
に熱間加工性や熱処理による脱炭を助長するからであ
る。
を向上させ、耐へたり性を向上させるのに有効な元素で
ある。１．２％未満ではその十分な効果が無く、逆に
２．５％を越える場合は冷間加工性を低下させるととも
に熱間加工性や熱処理による脱炭を助長するからであ
る。
【００１８】Ｍｎ：０．４〜０．８重量％ Ｍｎは鋼の焼入性を向上させ、鋼中のＳを固定してその
害を阻止するが、０．４％未満ではその効果がなく、逆
に０．８％を越えると靱性が低下するためである。
害を阻止するが、０．４％未満ではその効果がなく、逆
に０．８％を越えると靱性が低下するためである。
【００１９】Ｃｒ：０．７〜１．０重量％ ＣｒはＭｎ同様、鋼の焼入れ性を向上させ、かつ熱間圧
延後のパテンティング処理により靱性を付与し、焼入れ
した後、焼戻し時の軟化抵抗性を高め、高強度化するの
に有効な元素である。０．７％未満ではその効果が少な
く、逆に１．０％を越えると炭化物の固溶を抑制し，強
度の低下を招くとともに、焼入れ性の過度の増大となっ
て靱性をもたらすためである。
延後のパテンティング処理により靱性を付与し、焼入れ
した後、焼戻し時の軟化抵抗性を高め、高強度化するの
に有効な元素である。０．７％未満ではその効果が少な
く、逆に１．０％を越えると炭化物の固溶を抑制し，強
度の低下を招くとともに、焼入れ性の過度の増大となっ
て靱性をもたらすためである。
【００２０】Ｖ：０．０５〜０．１５重量％ Ｖは焼戻し時に炭化物を形成し、軟化抵抗を増大させる
元素であるが、０．０５％未満ではその効果が少ない。
また、０．１５％を越えると焼入れ加熱時に炭化物を多
く形成し、靱性の低下をまねくからである。
元素であるが、０．０５％未満ではその効果が少ない。
また、０．１５％を越えると焼入れ加熱時に炭化物を多
く形成し、靱性の低下をまねくからである。
【００２１】Ｍｏ：０．０５〜０．５重量％ Ｍｏは焼戻し時に炭化物を形成し、軟化抵抗を増大させ
る元素であるが、０．０５％未満ではその効果は少な
く、また０．５％を越えると焼入れ加熱時に炭化物を多
く形成し、靱性の低下をまねくからである。
る元素であるが、０．０５％未満ではその効果は少な
く、また０．５％を越えると焼入れ加熱時に炭化物を多
く形成し、靱性の低下をまねくからである。
【００２２】Ｎｂ：０．０５〜０．１５重量％ Ｎｂは焼戻し時に炭化物を形成し、軟化抵抗を増大させ
る元素であるが、０．０５％未満ではその効果が少な
い。また、０．１５％を越えると焼入れ加熱時に炭化物
を多く形成し、靱性の低下をまねくからである。
る元素であるが、０．０５％未満ではその効果が少な
い。また、０．１５％を越えると焼入れ加熱時に炭化物
を多く形成し、靱性の低下をまねくからである。
【００２３】Ａｌ、Ｔｉ：０．００５重量％以下 これらはいずれも高融点非金属介在物であるＡｌ2Ｏ3、
ＴｉＯを形成する。これらの介在物は硬質で、鋼線表面
直下に存在した場合、疲労強度を著しく低下させる。こ
のため、不可避的不純物とはいえ、いずれも０．００５
％以下とした。原料において、これら不純物濃度が低い
ものを用いればよい。
ＴｉＯを形成する。これらの介在物は硬質で、鋼線表面
直下に存在した場合、疲労強度を著しく低下させる。こ
のため、不可避的不純物とはいえ、いずれも０．００５
％以下とした。原料において、これら不純物濃度が低い
ものを用いればよい。
【００２４】焼入れ加熱温度：９５０℃以上１１００℃
以下 焼入れ加熱温度によって焼入れ時のＶ等の固溶量が決ま
り、温度が高いほど固溶量も大きい。９５０℃未満では
Ｖ等の固溶量が小さくなり、炭化物が多く析出する。ま
た、１１００℃において本発明におけるＶ、Ｗ、Ｎｂは
そのほとんどがＦｅ中に固溶していると考えられるの
で、１１００℃を越えても靱性の向上、軟化抵抗の増大
は認められないからである。
以下 焼入れ加熱温度によって焼入れ時のＶ等の固溶量が決ま
り、温度が高いほど固溶量も大きい。９５０℃未満では
Ｖ等の固溶量が小さくなり、炭化物が多く析出する。ま
た、１１００℃において本発明におけるＶ、Ｗ、Ｎｂは
そのほとんどがＦｅ中に固溶していると考えられるの
で、１１００℃を越えても靱性の向上、軟化抵抗の増大
は認められないからである。
【００２５】窒化処理：４８０℃以上、表面硬さＨｖ９
００以上 窒化処理はオイルテンパー処理後に行われるため、オイ
ルテンパー処理時の焼戻し温度を越えることはできな
い。従来のオイルテンパー線では焼戻し温度が最高でも
４５０℃以下であったため、窒化処理も必然的にその温
度以下とせざるを得なかった。しかし、本願発明に係る
高強度弁ばねでは、前記の通り素材に高シリコン鋼を使
用したため、オイルテンパー時の焼戻し温度を高くする
ことができた。これにより、窒化処理も４８０℃以上と
いう高温で行うことが可能となったものである。
００以上 窒化処理はオイルテンパー処理後に行われるため、オイ
ルテンパー処理時の焼戻し温度を越えることはできな
い。従来のオイルテンパー線では焼戻し温度が最高でも
４５０℃以下であったため、窒化処理も必然的にその温
度以下とせざるを得なかった。しかし、本願発明に係る
高強度弁ばねでは、前記の通り素材に高シリコン鋼を使
用したため、オイルテンパー時の焼戻し温度を高くする
ことができた。これにより、窒化処理も４８０℃以上と
いう高温で行うことが可能となったものである。
【００２６】あらゆる化学処理は一般に高温になればな
るほど活性化される。窒化処理の場合、このように高温
で行うことにより、窒素（Ｎ）がより鋼中に侵入しやす
くなり、ばねの表面を更に硬くすることが可能となる。
４８０℃以下の温度では本発明が目標とする表面硬さを
得ることができないためであり、また、表面硬さＨｖ９
００以下でも目標とする疲労強度を得ることができない
ためである。
るほど活性化される。窒化処理の場合、このように高温
で行うことにより、窒素（Ｎ）がより鋼中に侵入しやす
くなり、ばねの表面を更に硬くすることが可能となる。
４８０℃以下の温度では本発明が目標とする表面硬さを
得ることができないためであり、また、表面硬さＨｖ９
００以下でも目標とする疲労強度を得ることができない
ためである。
【００２７】残留オーステナイト（γ）：１〜５体積率
％ 焼戻しマルテンサイト中に存在する残留オーステナイト
相は鋼の靱性を向上させるが、体積率１％未満ではその
効果がなく、５％を越えるとばね使用中のマルテンサイ
ト変態によりへたり量が増える危険性があるからであ
る。
％ 焼戻しマルテンサイト中に存在する残留オーステナイト
相は鋼の靱性を向上させるが、体積率１％未満ではその
効果がなく、５％を越えるとばね使用中のマルテンサイ
ト変態によりへたり量が増える危険性があるからであ
る。
【００２８】粒子径０．０５μｍ以上の炭化物の組織内
密度：５ケ／μｍ2以下 粒子径０．０５μｍ以上の炭化物は組織内に存在する
と、ばね成形時等において破壊の起点となり得る。この
存在密度が組織観察写真上で５ケ／μｍ2を越えると靱
性が著しく低下するからである。
密度：５ケ／μｍ2以下 粒子径０．０５μｍ以上の炭化物は組織内に存在する
と、ばね成形時等において破壊の起点となり得る。この
存在密度が組織観察写真上で５ケ／μｍ2を越えると靱
性が著しく低下するからである。
【００２９】これらの残留オーステナイト量及び／又は
炭化物量の規定は、次のような熱処理方法により実現す
ることが望ましい。
炭化物量の規定は、次のような熱処理方法により実現す
ることが望ましい。
【００３０】焼入れ焼戻し工程における焼入れ加熱に関
しては、加熱速度１５０℃／ｓｅｃ以上で、１１００℃
以下でＴ（℃）＝５００＋７５０・Ｃ＋５００・Ｖで決
まる温度以上（ただし、９５０℃以上）の範囲に加熱
し、加熱開始から水又は油による冷却開始までの時間を
１５秒以内とする。
しては、加熱速度１５０℃／ｓｅｃ以上で、１１００℃
以下でＴ（℃）＝５００＋７５０・Ｃ＋５００・Ｖで決
まる温度以上（ただし、９５０℃以上）の範囲に加熱
し、加熱開始から水又は油による冷却開始までの時間を
１５秒以内とする。
【００３１】冷却開始までの時間を１５秒以内としなけ
れば結晶粒が粗大化し、靱性が劣化し、加熱速度が１５
０℃／ｓｅｃ以下であれば冷却開始までの１５秒間で十
分な炭化物の固溶ができない。また、加熱温度が１１０
０℃以上であれば結晶粒粗大化による靱性劣化や脱炭が
起こり、Ｔ（℃）＝５００＋７５０・Ｃ＋５００・Ｖ以
下であれば、十分な炭化物の固溶ができない。
れば結晶粒が粗大化し、靱性が劣化し、加熱速度が１５
０℃／ｓｅｃ以下であれば冷却開始までの１５秒間で十
分な炭化物の固溶ができない。また、加熱温度が１１０
０℃以上であれば結晶粒粗大化による靱性劣化や脱炭が
起こり、Ｔ（℃）＝５００＋７５０・Ｃ＋５００・Ｖ以
下であれば、十分な炭化物の固溶ができない。
【００３２】焼入れ焼戻し工程における焼戻し加熱に関
しては、加熱速度１５０℃／ｓｅｃ以上で、４５０℃〜
６００℃に加熱し、加熱開始から水等の冷媒を用いた冷
却開始までの時間を１５秒以内とする。
しては、加熱速度１５０℃／ｓｅｃ以上で、４５０℃〜
６００℃に加熱し、加熱開始から水等の冷媒を用いた冷
却開始までの時間を１５秒以内とする。
【００３３】加熱速度を１５０℃／ｓｅｃ、冷却開始ま
での時間を１５秒以内としなければ、残留オーステナイ
ト相が体積率１％未満に消失してしまうためである。
での時間を１５秒以内としなければ、残留オーステナイ
ト相が体積率１％未満に消失してしまうためである。
【００３４】
【実施例】以下に、従来より一般に広く用いられている
シリコンクロム鋼オイルテンパー線（SWOSC-V）にバナ
ジウムを少量添加した鋼を比較材として、本発明に係る
高強度弁ばねの特性を実験結果により明らかにする。実
験に用いた発明材及び比較材の化学組成を図１に示す。
シリコンクロム鋼オイルテンパー線（SWOSC-V）にバナ
ジウムを少量添加した鋼を比較材として、本発明に係る
高強度弁ばねの特性を実験結果により明らかにする。実
験に用いた発明材及び比較材の化学組成を図１に示す。
【００３５】これらの両供試材は、共に真空溶解炉で溶
製した後、熱間鍛造、熱間圧延により6.5mm径の線材
（素線）とした。この素線からφ3.2mmオイルテンパー
線を得るまでの工程は図２に示す通りである。オイルテ
ンパー処理は各供試材により異なり、それぞれ図３に示
す条件で行った。オイルテンパー線の状態における両供
試材の引張強さ及び絞りは図４の通りであった。
製した後、熱間鍛造、熱間圧延により6.5mm径の線材
（素線）とした。この素線からφ3.2mmオイルテンパー
線を得るまでの工程は図２に示す通りである。オイルテ
ンパー処理は各供試材により異なり、それぞれ図３に示
す条件で行った。オイルテンパー線の状態における両供
試材の引張強さ及び絞りは図４の通りであった。
【００３６】こうして得たオイルテンパー線より、図５
に示す諸元を有する弁ばねを成形した。その後、図６に
示す条件で窒化処理を施した。発明材は、窒化温度を従
来同様の４５０℃と、更に高温とした４８０℃で行なっ
たが、図７に示す通り、窒化温度を高くすることにより
表面硬さが上がり、また、硬化深さも大きくなってい
る。なお、高温窒化処理により内部硬さはやや下がって
いるが、それでも、４８０℃窒化処理材の内部硬さは比
較材の通常窒化処理材のそれとほぼ同等であり、窒化深
さも比較材とほぼ同等となっている。従って、本発明材
は内部強度を同等に保持したまま、表面硬さを従来より
も上昇させることが可能となっている。なお、同等の内
部硬さを得るために比較材よりも高い温度で窒化処理を
施していることから、耐へたり性に関して、従来よりも
安定性に優れていることが予想される。これらの特性に
ついては後述する。
に示す諸元を有する弁ばねを成形した。その後、図６に
示す条件で窒化処理を施した。発明材は、窒化温度を従
来同様の４５０℃と、更に高温とした４８０℃で行なっ
たが、図７に示す通り、窒化温度を高くすることにより
表面硬さが上がり、また、硬化深さも大きくなってい
る。なお、高温窒化処理により内部硬さはやや下がって
いるが、それでも、４８０℃窒化処理材の内部硬さは比
較材の通常窒化処理材のそれとほぼ同等であり、窒化深
さも比較材とほぼ同等となっている。従って、本発明材
は内部強度を同等に保持したまま、表面硬さを従来より
も上昇させることが可能となっている。なお、同等の内
部硬さを得るために比較材よりも高い温度で窒化処理を
施していることから、耐へたり性に関して、従来よりも
安定性に優れていることが予想される。これらの特性に
ついては後述する。
【００３７】窒化後、従来と同様の方法でショットピー
ニングを行い、実際に使用される弁ばねと同じ状態とし
た。
ニングを行い、実際に使用される弁ばねと同じ状態とし
た。
【００３８】こうして作製した弁ばねについて、疲労強
度、耐へたり性及び遅れ破壊強度について試験した結果
を図８〜図１０により説明する。
度、耐へたり性及び遅れ破壊強度について試験した結果
を図８〜図１０により説明する。
【００３９】図８は、４５０℃で窒化を行なった発明材
の弁ばねに対して、ばね素線表面の剪断応力がτ＝６０
±５１kgf/mm2となるような応力振幅を繰り返し負荷を
付与したときの、折損までの回数（耐久回数）をプロッ
トしたグラフである。図８に示す通り、４５０℃の窒化
処理をしたものでも比較材よりも良好な疲労強度を示し
ており、本発明材では、τ＝６０±５１kgf/mm2でＢ１
０寿命（全試験片中の１０％が折損する繰り返し回数）
が５×１０7回以上、という目標が達成されている。
の弁ばねに対して、ばね素線表面の剪断応力がτ＝６０
±５１kgf/mm2となるような応力振幅を繰り返し負荷を
付与したときの、折損までの回数（耐久回数）をプロッ
トしたグラフである。図８に示す通り、４５０℃の窒化
処理をしたものでも比較材よりも良好な疲労強度を示し
ており、本発明材では、τ＝６０±５１kgf/mm2でＢ１
０寿命（全試験片中の１０％が折損する繰り返し回数）
が５×１０7回以上、という目標が達成されている。
【００４０】また、τ＝７０±６０kgf/mm2という厳し
い条件で同様に耐久試験を行なった結果、図９に示す通
り、発明材はいずれの窒化温度でも比較材よりも良好な
疲労強度を示しており、特に、窒化温度を４８０℃とし
たときの発明材のＢ１０寿命は２．５×１０7回以上と
なっており、このような高負荷条件下でも本発明に係る
弁ばねは十分実用に耐えることが証明された。
い条件で同様に耐久試験を行なった結果、図９に示す通
り、発明材はいずれの窒化温度でも比較材よりも良好な
疲労強度を示しており、特に、窒化温度を４８０℃とし
たときの発明材のＢ１０寿命は２．５×１０7回以上と
なっており、このような高負荷条件下でも本発明に係る
弁ばねは十分実用に耐えることが証明された。
【００４１】図１０は、表面の最大剪断応力がτ＝９０
kgf/mm2となるような固定負荷を付与した状態で、供試
弁ばねを１２０℃の雰囲気下に置き、４８時間放置した
後の残留剪断歪γを測定した結果のグラフである。発明
材は比較材よりもはるかに良好な耐へたり性を示してい
る。
kgf/mm2となるような固定負荷を付与した状態で、供試
弁ばねを１２０℃の雰囲気下に置き、４８時間放置した
後の残留剪断歪γを測定した結果のグラフである。発明
材は比較材よりもはるかに良好な耐へたり性を示してい
る。
【００４２】図１１は、遅れ破壊特性を評価した試験の
結果を示すものである。すなわち、弁ばねにコイリング
した後に生成する残留応力の値を種々に変化させ、各応
力値においてクラック（割れ）が発生するまでの時間を
測定した結果を表わすグラフである。本発明材は、クラ
ック発生時間が比較材よりも遙かに長くなっていること
がわかる。
結果を示すものである。すなわち、弁ばねにコイリング
した後に生成する残留応力の値を種々に変化させ、各応
力値においてクラック（割れ）が発生するまでの時間を
測定した結果を表わすグラフである。本発明材は、クラ
ック発生時間が比較材よりも遙かに長くなっていること
がわかる。
【００４３】
【発明の効果】本発明に係る高強度弁ばねでは、まず、
素材鋼のシリコン含有量を高くして、そのフェライト及
びマルテンサイトに対する固溶強化、及び、マルテンサ
イト相の焼戻し時の［フェライト＋炭化物］への分解を
遅らせる作用を利用した。すなわち、オイルテンパー処
理時の相分解温度を高温側にシフトさせ、転位の回復を
促進し、組織を安定化させた。焼戻し温度の上昇は、ま
た、高温窒化処理を可能とし、表面硬さの上昇を可能と
した。これらの作用により、疲労強度の向上が可能とな
った。焼戻し温度の上昇は、一方、弁ばね使用時の温度
上昇による組織変化も防止し、転位の移動を困難にす
る。これは、耐へたり性の向上にも大きく寄与するもの
となった。このような素材特性を有するオイルテンパー
線に、本発明ではそれにふさわしい窒化処理を施すこと
により、それらの有利な素材特性を最大限に生かした高
強度弁ばねを作製することができた。
素材鋼のシリコン含有量を高くして、そのフェライト及
びマルテンサイトに対する固溶強化、及び、マルテンサ
イト相の焼戻し時の［フェライト＋炭化物］への分解を
遅らせる作用を利用した。すなわち、オイルテンパー処
理時の相分解温度を高温側にシフトさせ、転位の回復を
促進し、組織を安定化させた。焼戻し温度の上昇は、ま
た、高温窒化処理を可能とし、表面硬さの上昇を可能と
した。これらの作用により、疲労強度の向上が可能とな
った。焼戻し温度の上昇は、一方、弁ばね使用時の温度
上昇による組織変化も防止し、転位の移動を困難にす
る。これは、耐へたり性の向上にも大きく寄与するもの
となった。このような素材特性を有するオイルテンパー
線に、本発明ではそれにふさわしい窒化処理を施すこと
により、それらの有利な素材特性を最大限に生かした高
強度弁ばねを作製することができた。
【図１】 供試材の化学組成。
【図２】 オイルテンパー線までの製造工程。
【図３】 オイルテンパー処理条件。
【図４】 オイルテンパー線の引張特性。
【図５】 弁ばね諸元。
【図６】 窒化処理条件。
【図７】 窒化後の表面硬さ分布。
【図８】 耐久試験結果（その１）。
【図９】 耐久試験結果（その２）。
【図１０】 熱間締め付け試験結果。
【図１１】 遅れ破壊試験結果。
Claims (10)
- 【請求項１】 重量比にしてＣ：０．５〜０．８％、Ｓ
ｉ：１．２〜２．５％、Ｍｎ：０．４〜０．８％、Ｃ
ｒ：０．７〜１．０％を含有し、残部Ｆｅ及び不可避的
不純物から成り、不可避的不純物であるＡｌ含有量が
０．００５％以下、同Ｔｉ含有量が０．００５％以下で
あって、最大非金属介在物が１５μｍである鋼に、焼入
れ加熱温度を９５０℃以上１１００℃以下として焼入れ
・焼戻しを施したオイルテンパー線を素材として使用
し、コイリング後、窒化処理を施したことを特徴とする
高強度弁ばね。 - 【請求項２】 素材鋼が更に、Ｖ：０．０５〜０．１５
％、Ｍｏ：０．０５〜０．５％、Ｗ：０．０５〜０．１
５％、Ｎｂ：０．０５〜０．１５％のうち１種以上を含
有する請求項１記載の高強度弁ばね。 - 【請求項３】 焼入れ焼戻し後のオイルテンパー線にお
いて、残留オーステナイトが体積率で１〜５％である請
求項１又は２記載の高強度弁ばね。 - 【請求項４】 焼入れ焼戻し後のオイルテンパー線にお
いて、粒子径が０．０５μｍ以上である炭化物の組織内
密度が、組織観察写真上で５ケ／μｍ2以下である請求
項１〜３のいずれかに記載の高強度弁ばね。 - 【請求項５】 窒化処理を４８０℃以上で行ない、表面
硬さをＨｖ９００以上とした請求項１〜４のいずれかに
記載の高強度弁ばね。 - 【請求項６】 重量比にしてＣ：０．５〜０．８％、Ｓ
ｉ：１．２〜２．５％、Ｍｎ：０．４〜０．８％、Ｃ
ｒ：０．７〜１．０％を含有し、残部Ｆｅ及び不可避的
不純物から成り、不可避的不純物であるＡｌ含有量が
０．００５％以下、同Ｔｉ含有量が０．００５％以下で
あって、最大非金属介在物が１５μｍである鋼に、焼入
れ加熱温度を９５０℃以上１１００℃以下として焼入れ
・焼戻しを施したオイルテンパー線をコイリングした
後、窒化処理を施すことを特徴とする高強度弁ばねの製
造方法。 - 【請求項７】 素材鋼が更に、Ｖ：０．０５〜０．１５
％、Ｍｏ：０．０５〜０．５％、Ｗ：０．０５〜０．１
５％、Ｎｂ：０．０５〜０．１５％のうち１種以上を含
有する請求項６記載の高強度弁ばねの製造方法。 - 【請求項８】 焼入れ処理において、加熱速度１５０℃
／ｓｅｃ以上で、１１００℃以下でＴ（℃）＝５００＋
７５０・Ｃ（炭素量％）＋５００・Ｖ（バナジウム量
％）で決まる温度以上（ただし、９５０℃以上）の範囲
に加熱し、加熱開始から水又は油による冷却開始までの
時間を１５秒以内とする請求項６又は７に記載の高強度
弁ばねの製造方法。 - 【請求項９】 焼戻し処理において、加熱速度１５０℃
／ｓｅｃ以上で、４５０℃〜６００℃に加熱し、加熱開
始から水等の冷媒を用いた冷却開始までの時間を１５秒
以内とする請求項６〜８のいずれかに記載の高強度弁ば
ねの製造方法。 - 【請求項１０】 表面硬さがＨｖ９００以上となるよう
に、窒化処理を４８０℃以上で行なう請求項６〜９のい
ずれかに記載の高強度弁ばねの製造方法。
Priority Applications (3)
| Application Number | Priority Date | Filing Date | Title |
|---|---|---|---|
| JP6411098A JPH11246943A (ja) | 1998-02-27 | 1998-02-27 | 高強度弁ばね及びその製造方法 |
| US09/256,300 US6224686B1 (en) | 1998-02-27 | 1999-02-24 | High-strength valve spring and it's manufacturing method |
| DE19908407A DE19908407B4 (de) | 1998-02-27 | 1999-02-26 | Hochfeste Ventilfeder und Verfahren zu ihrer Herstellung |
Applications Claiming Priority (1)
| Application Number | Priority Date | Filing Date | Title |
|---|---|---|---|
| JP6411098A JPH11246943A (ja) | 1998-02-27 | 1998-02-27 | 高強度弁ばね及びその製造方法 |
Publications (1)
| Publication Number | Publication Date |
|---|---|
| JPH11246943A true JPH11246943A (ja) | 1999-09-14 |
Family
ID=13248617
Family Applications (1)
| Application Number | Title | Priority Date | Filing Date |
|---|---|---|---|
| JP6411098A Pending JPH11246943A (ja) | 1998-02-27 | 1998-02-27 | 高強度弁ばね及びその製造方法 |
Country Status (1)
| Country | Link |
|---|---|
| JP (1) | JPH11246943A (ja) |
Cited By (5)
| Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
|---|---|---|---|---|
| WO2005075695A1 (ja) * | 2004-02-04 | 2005-08-18 | Sumitomo (Sei) Steel Wire Corp. | ばね用鋼線 |
| JP2005344199A (ja) * | 2004-06-07 | 2005-12-15 | Kobe Steel Ltd | 冷間曲げ加工用鋼材 |
| JP2009299181A (ja) * | 2008-05-13 | 2009-12-24 | Nippon Steel Corp | 耐遅れ破壊特性に優れた高強度鋼材、高強度ボルト及びその製造方法 |
| JP2012117092A (ja) * | 2010-11-29 | 2012-06-21 | Sumitomo Denko Steel Wire Kk | 耐へたり性と耐久性に優れたバネ及びその製造方法 |
| KR20180043826A (ko) | 2015-09-04 | 2018-04-30 | 신닛테츠스미킨 카부시키카이샤 | 스프링용 강선 및 스프링 |
-
1998
- 1998-02-27 JP JP6411098A patent/JPH11246943A/ja active Pending
Cited By (6)
| Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
|---|---|---|---|---|
| WO2005075695A1 (ja) * | 2004-02-04 | 2005-08-18 | Sumitomo (Sei) Steel Wire Corp. | ばね用鋼線 |
| JP2005344199A (ja) * | 2004-06-07 | 2005-12-15 | Kobe Steel Ltd | 冷間曲げ加工用鋼材 |
| JP2009299181A (ja) * | 2008-05-13 | 2009-12-24 | Nippon Steel Corp | 耐遅れ破壊特性に優れた高強度鋼材、高強度ボルト及びその製造方法 |
| JP2012117092A (ja) * | 2010-11-29 | 2012-06-21 | Sumitomo Denko Steel Wire Kk | 耐へたり性と耐久性に優れたバネ及びその製造方法 |
| KR20180043826A (ko) | 2015-09-04 | 2018-04-30 | 신닛테츠스미킨 카부시키카이샤 | 스프링용 강선 및 스프링 |
| US10844920B2 (en) | 2015-09-04 | 2020-11-24 | Nippon Steel Corporation | Spring steel wire and spring |
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