KR102161576B1

KR102161576B1 - 침탄 샤프트 부품

Info

Publication number: KR102161576B1
Application number: KR1020197007369A
Authority: KR
Inventors: 다츠야 이와사키; 고지 와타리; 히데카즈 스에노
Original assignee: 닛폰세이테츠 가부시키가이샤
Priority date: 2016-09-20
Filing date: 2017-09-20
Publication date: 2020-10-05
Also published as: US11421727B2; JP6680361B2; JPWO2018056333A1; CN109790593A; US20200182286A1; EP3517639A4; KR20190040012A; WO2018056333A1; EP3517639A1; CN109790593B

Abstract

소정의 조성을 갖고, 표층부의 C 함유량이 질량％로 0.60 내지 1.00％이며, 외주 표면에 적어도 하나의 구멍을 갖고, 외주 표면으로부터 구멍의 축 방향으로 1㎜의 깊이 위치이며 또한 구멍의 표면으로부터 20㎛의 깊이 위치에서의 조직에 있어서의 마르텐사이트와 잔류 오스테나이트의 합계 체적률이 97％ 이상이며, 외주 표면으로부터 구멍의 축 방향으로 1㎜의 깊이 위치이며 또한 구멍의 표면으로부터 200㎛ 깊이까지의 범위에 있어서의 최대 잔류 오스테나이트 체적률(R1)이 10.0 내지 30.0％이며, R1과, 외주 표면으로부터 상기 구멍의 축 방향으로 1㎜의 깊이 위치이며 또한 구멍의 표면으로부터 20㎛의 깊이 위치에서의 잔류 오스테나이트 체적률(R2)로부터 식 (A): Δγ=(R1-R2)/R1×100에 의해 구해지는 잔류 오스테나이트 감소율이 20％ 이상인 것을 특징으로 하는 침탄 샤프트 부품이 제공된다.

Description

침탄 샤프트 부품

본 발명은, 침탄 샤프트 부품에 관한 것이다.

자동차나 산업 기계에 사용되는 샤프트 부품(예를 들어, 트랜스미션 샤프트)에는, 표면 경화 처리의 일종인 침탄 ??칭 또는 고주파 ??칭이 실시되는 것이 있다.

??칭을 실시하는 샤프트 부품의 제조 방법으로서는, 예를 들어 다음의 방법을 들 수 있다. 즉, 처음에 최종 제품에 가까운 형상의 초벌 가공 부재를 제조한다. 이어서, 드릴 가공 등으로 오일 구멍 등의 구멍을 형성하여, 최종 제품에 더 가까운 중간 부재를 제조한다. 그리고 마지막으로, 중간 부재에 대해서 ??칭(고주파 ??칭 또는 침탄 ??칭)을 실시하여, 샤프트 부품을 얻는다.

통상, 샤프트 부품에는 오일 구멍을 포함한 다양한 구멍이 형성되어 있으며, 이 구멍의 주변이, 강도상 가장 약한 부위로 되어 있다. 따라서, 구멍을 갖는 샤프트 부품의 강도를 높이기 위해서는, 구멍과 그 주변을 중점적으로 강화해야만 한다. 샤프트 부품의 비틀림 피로 강도를 높이는 기술은, 특허문헌 1 및 특허문헌 2에 개시되어 있다.

특허문헌 1에는, 강재 성분 및 침탄 시간을 최적화한, 비틀림 피로 강도가 높은 샤프트 부품의 제조 방법이 개시되어 있다.

특허문헌 2에는, 오일 구멍의 표층에 있어서의 압축 잔류 응력이, 강재의 인장 강도가 50％ 내지 90％인 것을 특징으로 하는 내피로 특성이 우수한 샤프트 및 그 피로 특성 향상 방법이 개시되어 있다.

일본 특허공개 제2005-256082호 공보 일본 특허공개 제2006-111962호 공보

그런데, 작금의 자동차나 산업 기계에 있어서는, 저연비화를 위해 소형화·경량화가 강하게 요구되고 있다. 그 중에서, 샤프트 부품에는, 비틀림 피로 강도의 한층 더한 향상 외에도, 우수한 정적 비틀림 강도가 모두 요구된다. 그러나, 특허문헌 1에 개시된 기술에 의해 얻어지는 샤프트 부품에서는, 구멍의 가공이나 강도 개선에 관한 검토, 나아가서는 구멍 표층의 조직의 검토가 충분하지 않기 때문에, 정적 비틀림 강도와 비틀림 피로 강도를 높은 레벨로 양립시키는 것이 곤란한 경우가 있다.

특허문헌 2에 개시된 기술에서는, 초음파 진동 단자에 의해 오일 구멍 내부를 타격함으로써, 오일 구멍의 표층에 압축 잔류 응력을 도입함으로써 샤프트의 피로 파괴의 기점으로 되는 오일 구멍 부분을 강화하고 있다. 그러나, 초음파 진동 단자에 의한 타격으로는, 오일 구멍 전체에 불균일 없이 처리를 하는 것이 어려워, 항상 목표로 하는 강도를 얻지 못할 가능성이 있다. 또한, 강재의 성분 및 표층 조직의 검토가 충분하지 않기 때문에, 정적 비틀림 강도와 비틀림 피로 강도를 높은 레벨로 양립시키는 것이 곤란한 경우가 있다.

오일 구멍을 강화하는 방법으로서는, 특허문헌 2에 개시된 초음파 진동 단자에 의한 타격 외에, 쇼트 피닝에 의한 표면 개질 처리도 생각된다. 그러나, 이들 공정은 모두 통상의 공정과는 다른 설비나 장치를 필요로 하여, 비용이 상승하기 때문에 경제적으로 불리하다.

본 발명은, 상기 사정을 감안하여 이루어진 것으로, 정적 비틀림 강도 및 비틀림 피로 강도가 우수한 침탄 샤프트 부품을 제공하는 것을 목적으로 한다.

본 발명자들은, 우수한 정적 비틀림 강도 및 비틀림 피로 강도를 양립할 수 있는 침탄 샤프트 부품에 대하여 예의 검토하였다. 그 결과, 본 발명자들은, 침탄 ??칭 후에 구멍을 절삭 가공함으로써, 절삭 시에 구멍 표층부의 잔류 오스테나이트가 경질의 가공 유기 마르텐사이트로 변태해서 구멍 부근의 경도를 상승시킬 수 있다는 사실을 알아내었다. 또한, 본 발명자들은, 구멍 부근의 경도를 상승시킴으로써 구멍 부근의 부위로부터의 균열의 발생 및 진전이 억제되기 때문에, 침탄 샤프트 부품의 정적 비틀림 강도 및 비틀림 피로 강도를 향상시킬 수 있다는 사실, 또한 절삭 시에 보다 많은 잔류 오스테나이트를 가공 유기 마르텐사이트 변태시킴으로써, 침탄 샤프트 부품의 정적 비틀림 강도 및 비틀림 피로 강도를 보다 더 향상시킬 수 있다는 사실도 알아내었다.

통상, 절삭 시의 가공 유기 마르텐사이트로의 변태 거동을 제어하기 위해서는, 절삭 조건을 최적화하는 것이 유효하다. 그 때문에, 본 발명자들은, 마르텐사이트로의 변태량을 가능한 한 많게 하기 위해서, 절삭 조건의 최적화를 시도하였다. 그러나, 절삭 조건만을 최적화한 것으로는, 침탄 샤프트 부품의 정적 비틀림 강도 및 비틀림 피로 강도는 확실히 향상되지만, 목표로 하는 값에 도달하는 데는 이르지 못했다.

그래서, 본 발명자들은, 강재(침탄 샤프트 부품)의 화학 성분이나 열처리 조건에도 주목하여, 정적 비틀림 강도 및 비틀림 피로 강도의 한층 더한 개선을 시도하였다. 그 결과, 특정 강재 성분이나 열처리 조건을 채용함으로써, 절삭 가공 시에 가공 유기 마르텐사이트 변태가 발생하기 쉬워져서, 침탄 샤프트 부품의 정적 비틀림 강도 및 비틀림 피로 강도가 각별히 향상된다는 사실이 판명되었다.

종래, 잔류 오스테나이트 양을 제어하기 위해서, 특정 강재의 화학 성분이나 열처리 조건을 채용하는 것은, 일반적으로 행해지고 있다. 그러나, 잔류 오스테나이트 양뿐만 아니라, 절삭 가공 시의 가공 유기 마르텐사이트 변태의 거동을 제어하기 위해서, 강재의 화학 성분이나 열처리 조건을 최적화하는 것은, 지금까지 행해지지 않은 신규의 기술적 사상이다.

이상에 의해, 본 발명자들은, 침탄 샤프트 부품의 정적 비틀림 강도 및 비틀림 피로 강도를 극적으로 개선하기 위해서는, 강재의 화학 성분, 열처리 조건 및 절삭 조건을 개별로 최적화하는 것이 아니라, 이들 조건을 서로 관련지어 유기적으로 최적화하는 것이 바람직하다는 지견을 얻었다.

그리고, 본 발명자들은, 강재의 화학 성분, 열처리 조건 및 절삭 조건의 유기적인 최적화에 의해, 침탄 ??칭 후의 조직과 절삭 가공 후의 조직이 적절하게 제어되고, 나아가서는, 정적 비틀림 강도 및 비틀림 피로 강도가 균형 있게 개선된 침탄 샤프트 부품이 얻어진다는 지견을 얻었다. 이상의 지견에 기초하여, 본 발명자들은 발명을 완성하였다. 그 요지는 이하와 같다.

[1] 외주 표면으로부터 3㎜ 깊이 또는 그보다 깊은 내부가, 질량％로,

C: 0.10 내지 0.30％,

Si: 0.01 내지 0.30％,

Mn: 0.4 내지 2.0％,

P: 0.050％ 이하,

S: 0.005 내지 0.020％,

Cr: 0.4 내지 3.5％,

Al: 0.010 내지 0.050％,

N: 0.005 내지 0.025％, 및

O: 0.003％ 이하

를 함유하며, 잔부가 Fe 및 불순물로 이루어지고,

임의 선택이며, 질량％로,

Pb: 0.5％ 이하,

V, Nb 및 Ti로 이루어지는 군에서 선택되는 1종 이상을 총 함유량으로 0.1％ 이하,

Mo: 3.0％ 이하 및 Ni: 2.5％ 이하로 이루어지는 군에서 선택되는 1종 이상,

Cu: 0 내지 0.50％, 및

B: 0 내지 0.020％

를 더 함유하며, 식 (1) 및 식 (2)를 충족하고,

표층부의 C 함유량(Cs)이 질량％로 0.60 내지 1.00％이며,

상기 외주 표면에 적어도 하나의 구멍을 갖고,

상기 외주 표면으로부터 상기 구멍의 축 방향으로 1㎜의 깊이 위치이며 또한 상기 구멍의 표면으로부터 20㎛의 깊이 위치에서의 조직에 있어서의 마르텐사이트와 잔류 오스테나이트의 합계 체적률(α'+γ)이 97％ 이상이며,

상기 외주 표면으로부터 상기 구멍의 축 방향으로 1㎜의 깊이 위치이며 또한 상기 구멍의 표면으로부터 200㎛ 깊이까지의 범위에 있어서의 최대 잔류 오스테나이트 체적률(R1)이 10.0 내지 30.0％이며,

상기 R1과, 상기 외주 표면으로부터 상기 구멍의 축 방향으로 1㎜의 깊이 위치이며 또한 상기 구멍의 표면으로부터 20㎛의 깊이 위치에서의 잔류 오스테나이트 체적률(R2)로부터 식 (A)에 의해 구해지는 잔류 오스테나이트 감소율(Δγ)이 20％ 이상인 것을 특징으로 하는, 침탄 샤프트 부품.

여기서, 식 (1) 및 식 (2) 중의 각 원소 기호에는, 각 원소의 함유량(질량％)이 대입되고, 원소를 포함하지 않는 경우에는 0이 대입된다.

[2] 상기 R2가 20％ 이하인 것을 특징으로 하는, 상기 [1]에 기재된 침탄 샤프트 부품.

[3] 상기 구멍의 표면에 소성 유동층을 갖는 것을 특징으로 하는, 상기 [1]또는 [2]에 기재된 침탄 샤프트 부품.

[4] 상기 소성 유동층의 두께가 0.5 내지 15㎛인 것을 특징으로 하는, 상기 [3]에 기재된 침탄 샤프트 부품.

본 발명에 따르면, 정적 비틀림 강도 및 비틀림 피로 강도가 우수한 침탄 샤프트 부품을 얻을 수 있다.

도 1의 (a)는, ??칭재 및 침탄 샤프트 부품의 모식도이며, 도 1의 (b)는, ??칭재 및 침탄 샤프트 부품의 외주로부터 구멍의 축 방향으로 1㎜의 깊이 위치이며, 또한 구멍 축심에 수직인 단면 A-A'를 나타내는 도면이다.
도 2는, 침탄 샤프트 부품의 잔류 오스테나이트 체적률의 측정에 있어서의 기준 위치를 나타내는 도면이다.
도 3은, 침탄 샤프트 부품의 외주로부터 구멍의 축 방향으로 1㎜의 깊이 위치이며, 또한 구멍에 수직인 단면 A-A'에 있어서의, 구멍 표층의 주사형 전자 현미경 상이다.
도 4는, 비틀림 시험에 사용하는 시험편의 측면도이다.
도 5는, 본 발명에 따른 침탄 샤프트 부품에 있어서의 구멍 주변부의 상면도이다.

이하, 도면을 참조하여, 본 발명의 실시 형태에 따른 침탄 샤프트 부품을 상세히 설명한다. 또한, 도면 중, 동일하거나 또는 상당하는 부재에는, 동일 부호를 붙여 그 설명은 반복하지 않는다.

<침탄 샤프트 부품>

본 발명의 실시 형태에 따른 침탄 샤프트 부품은, 외주 표면으로부터 3㎜ 깊이 또는 그보다 깊은 내부가, 질량％로,

C: 0.10 내지 0.30％,

Si: 0.01 내지 0.30％,

Mn: 0.4 내지 2.0％,

P: 0.050％ 이하,

S: 0.005 내지 0.020％,

Cr: 0.4 내지 3.5％,

Al: 0.010 내지 0.050％,

N: 0.005 내지 0.025％, 및

O: 0.003％ 이하

를 함유하며, 잔부가 Fe 및 불순물로 이루어지고,

임의 선택이며, 질량％로,

Pb: 0.5％ 이하,

Cu: 0 내지 0.50％, 및

B: 0 내지 0.020％

를 더 함유하며, 식 (1) 및 식 (2)를 충족하고,

표층부의 C 함유량(Cs)이 질량％로 0.60 내지 1.00％이며,

상기 외주 표면에 적어도 하나의 구멍을 갖고,

상기 R1과, 상기 외주 표면으로부터 상기 구멍의 축 방향으로 1㎜의 깊이 위치이며 또한 상기 구멍의 표면으로부터 20㎛의 깊이 위치에서의 잔류 오스테나이트 체적률(R2)로부터 식 (A)에 의해 구해지는 잔류 오스테나이트 감소율(Δγ)이 20％ 이상인 것을 특징으로 하고 있다.

본 발명의 실시 형태에 따른 침탄 샤프트 부품은, 외주 표면에 오일 구멍 등의 적어도 하나의 구멍을 갖고 또한 침탄 처리된 임의의 샤프트 부품을 포함하는 것이며, 특별히 한정되지 않지만, 예를 들어 자동차 및 산업 기계에 사용되는 샤프트 부품, 예를 들어 트랜스미션 샤프트를 포함한다. 또한, 본 발명의 실시 형태에 따른 침탄 샤프트 부품은, 임의의 형상의 샤프트 부품을 포함하고, 특별히 한정되지 않지만, 예를 들어 직경이 약 150㎜ 이하, 약 100㎜ 이하 또는 약 30㎜ 이하이며, 길이가 5㎜ 이상인 중공 또는 중실의 통 형상 또는 막대 형상의 샤프트 부품이어도 된다.

(침탄 샤프트 부품의 화학 조성(필수 성분))

침탄 샤프트 부품은 이하의 화학 조성을 갖는다. 또한, 이하에 나타내는 각 원소의 비율(％)은 모두 질량％를 의미한다. 침탄 샤프트 부품에서는, 침탄 처리에 의해 표층부에 탄소가 도입되기 때문에, 엄밀하게는 침탄 샤프트 부품의 표층부와 내부에서 화학 조성이 상이하다. 그래서, 이하에 나타내는 화학 조성(필수 성분, 불순물 및 임의 선택적 성분을 포함함)은, 침탄 처리 전의 강재의 화학 조성과 일치하도록, 침탄 처리의 영향을 받지 않는 영역, 즉 침탄 샤프트 부품의 외주 표면으로부터 3㎜ 깊이 또는 그보다 깊은 내부에 있어서의 화학 조성에 대하여 말하는 것이다.

C: 0.10 내지 0.30％

탄소(C)는, 침탄 샤프트 부품의 강도(특히 코어부의 강도)를 높인다. C는 또한, 정적 비틀림 강도 및 비틀림 피로 강도를 높이기 위한 잔류 오스테나이트를 생성한다. C 함유량이 너무 낮으면, 이 효과를 얻지 못한다. 한편, C 함유량이 너무 높으면, 침탄 샤프트 부품으로 가공하는 강재의 강도가 너무 높아진다. 그 때문에, 강재의 피삭성이 저하된다. 따라서, C 함유량은 0.10 내지 0.30％이다. C 함유량의 바람직한 하한은 0.15％ 이상이다. C 함유량의 바람직한 상한은 0.25％ 미만이다.

Si: 0.01 내지 0.30％

실리콘(Si)은, ??칭성을 높이는 작용을 갖지만, 침탄 처리 시에, 침탄 이상층을 증가시켜버린다. 특히, 그 함유량이 0.30％를 초과하면, 침탄 이상층이 대폭 증가하기 때문에 불완전 ??칭 조직이라 불리는 연질 조직이 생성되어, 침탄 샤프트 부품의 비틀림 피로 강도가 저하된다. 침탄 이상층의 생성을 방지하기 위해서는, Si의 함유량은 0.25％ 이하로 하는 것이 바람직하고, 0.20％ 이하로 하는 것이 보다 바람직하다. 그러나, 양산에 있어서 Si의 함유량을 0.01％ 미만으로 하는 것은 곤란하다. 따라서, Si의 함유량을 0.01 내지 0.30％로 하였다. 또한, 양산에 있어서의 제조 비용을 고려하면, 실제로 제조되는 본 발명품에서는, Si 함유량은 0.05％ 이상 포함되는 경우가 많다고 생각된다.

Mn: 0.4 내지 2.0％

망간(Mn)은, 강의 ??칭성을 높임과 함께, 강 중의 잔류 오스테나이트를 증가시킨다. Mn을 함유하는 오스테나이트는, Mn을 함유하지 않는 오스테나이트와 비교하여, 침탄 ??칭 후의 절삭 시에 가공 유기 마르텐사이트 변태하기 쉽다. 그 결과, 침탄 샤프트 부품의 정적 비틀림 강도 및 비틀림 피로 강도가 높아진다. Mn 함유량이 너무 낮으면, 이 효과를 얻지 못한다. 한편, Mn 함유량이 너무 높으면, 침탄 ??칭 및 템퍼링 후의 잔류 오스테나이트가 과잉으로 많아진다. 그 때문에, 절삭 가공 시에 충분한 가공 유기 마르텐사이트 변태가 발생하지 않아, 절삭 가공 후에도 잔류 오스테나이트가 과잉으로 되고, 나아가서는 절삭 가공 시에 충분한 가공 유기 마르텐사이트 변태가 발생하지 않아, 절삭 가공 후에도 잔류 오스테나이트가 감소되기 어렵다. 그 결과, 절삭 가공 후의 침탄 샤프트 부품의 정적 비틀림 강도 및 비틀림 피로 강도가 저하된다. 따라서, Mn 함유량은 0.4 내지 2.0％이다. Mn 함유량의 바람직한 하한은 0.8％이다. Mn 함유량의 바람직한 상한은 1.8％이다.

P: 0.050％ 이하

인(P)은 불순물이다. P는, 입계에 편석되어 입계 강도를 낮춘다. 그 결과, 침탄 샤프트 부품의 정적 비틀림 강도 및 비틀림 피로 강도가 저하된다. 따라서, P 함유량은 0.050％ 이하이다. P 함유량의 바람직한 상한은 0.030％이다. P 함유량은 가능한 한 낮은 쪽이 좋다. P 함유량의 바람직한 하한은 0.0002％이다.

S: 0.005 내지 0.020％

황(S)은, Mn과 결합하여 MnS를 형성하고, 피삭성을 높인다. S 함유량이 너무 낮으면, 이 효과를 얻지 못한다. 한편, S 함유량이 너무 높으면, 조대한 MnS를 형성하여, 강의 열간 가공성, 냉간 가공성, 침탄 샤프트 부품의 비틀림 피로 강도가 저하된다. 따라서, S 함유량은 0.005 내지 0.020％이다. S 함유량의 바람직한 하한은 0.008％이다. S 함유량의 바람직한 상한은 0.015％이다.

Cr: 0.4 내지 3.5％

크롬(Cr)은 강의 ??칭성을 높이고 또한, 잔류 오스테나이트를 증가시킨다. Cr 함유량이 너무 낮으면, 이 효과를 얻지 못한다. 한편, Cr 함유량이 너무 높으면, 침탄 ??칭 및 템퍼링 후의 잔류 오스테나이트가 과잉으로 된다. 이 경우, 구멍 절삭 공정에서의 절삭 가공 시에 충분한 가공 유기 마르텐사이트 변태가 발생하지 않아, 절삭 가공 후에도 잔류 오스테나이트가 감소되기 어렵다. 그 결과, 침탄 샤프트 부품의 정적 비틀림 강도 및 비틀림 피로 강도가 저하된다. 따라서, Cr 함유량은 0.4 내지 3.5％이다. Cr 함유량의 바람직한 하한은 0.5％이다. Cr 함유량의 바람직한 상한은 3.1％이다.

Al: 0.010 내지 0.050％

알루미늄(Al)은 강을 탈산한다. Al은 또한, N과 결합하여 AlN을 형성하고, 결정립을 미세화한다. 그 결과, 침탄 샤프트 부품의 정적 비틀림 강도 및 비틀림 피로 강도가 높아진다. Al 함유량이 너무 낮으면, 이 효과를 얻지 못한다. 한편, Al 함유량이 너무 높으면, 경질이며 조대한 Al₂O₃이 생성되어, 강의 피삭성이 저하되고, 또한 비틀림 피로 강도도 저하된다. 따라서, Al 함유량은 0.010 내지 0.050％이다. Al 함유량의 바람직한 하한은 0.020％이다. Al 함유량의 바람직한 상한은 0.040％이다.

N: 0.005 내지 0.025％

질소(N)는 질화물을 형성하여 결정립을 미세화하고, 침탄 샤프트 부품의 정적 비틀림 강도 및 비틀림 피로 강도를 높인다. N 함유량이 너무 낮으면, 이 효과를 얻지 못한다. 한편, N 함유량이 너무 높으면, 조대한 질화물이 생성되어 강의 인성이 저하된다. 따라서, N 함유량은 0.005 내지 0.025％이다. N 함유량의 바람직한 하한은 0.010％이다. N 함유량의 바람직한 상한은 0.020％이다.

O: 0.003％ 이하

산소(O)는 불순물이다. O는 Al과 결합하여 경질의 산화물계 개재물을 형성한다. 산화물계 개재물은 강의 피삭성을 저하시키고, 침탄 샤프트 부품의 비틀림 피로 강도도 저하시킨다. 따라서, O 함유량은 0.003％ 이하이다. O 함유량은 가능한 한 낮은 쪽이 좋다. O 함유량의 바람직한 하한은 0.0001％이다.

상기 침탄 샤프트 부품의 화학 조성의 잔부는 철(Fe) 및 불순물이다. 불순물이란, 강의 원료로 이용되는 광석이나 스크랩, 또는 제조 공정의 환경 등으로부터 혼입되는 성분으로서, 침탄 샤프트 부품에 의도적으로 함유시킨 성분이 아닌 성분을 의미한다. 침탄 샤프트 부품에 불순물이 혼입되어 있어도, 미량이며 강재의 성질이 손상되지 않는 범위이면, 본 발명의 목적은 달성 가능하다. 구체적인 예로서, 본 발명에 따른 침탄 샤프트 부품은, 이하에 나타내는 각 원소를, 각각 규정의 범위 내에서 포함하고 있어도, 발명의 목적을 달성할 수 있다.

희토류 원소(REM): 0.0005％ 이하

칼슘(Ca): 0.0005％ 이하

마그네슘(Mg): 0.0005％ 이하

텅스텐(W): 0.001％ 이하

안티몬(Sb): 0.001％ 이하

비스무트(Bi): 0.001％ 이하

코발트(Co): 0.001％ 이하

탄탈룸(Ta): 0.001％ 이하

(침탄 샤프트 부품의 화학 조성(임의 선택적 성분))

침탄 샤프트 부품은, Fe의 일부 대신에, Pb를 더 함유해도 된다.

Pb: 0.5％ 이하

납(Pb)은 임의 선택적 원소이며, 함유되어 있지 않아도 된다. 함유되는 경우, 공구 마모의 저하 및 절삭칩 처리성의 향상이 실현된다. 그러나, Pb 함유량이 너무 높으면, 강의 강도 및 인성이 저하되고, 침탄 샤프트 부품의 정적 비틀림 강도 및 비틀림 피로 강도도 저하된다. 따라서, Pb 함유량은 0.5％ 이하로 하는 것이 바람직하다. Pb 함유량의 더욱 바람직한 상한은 0.4％이다. 또한, 상기 효과를 얻기 위해서는 Pb 함유량을 0.03％ 이상으로 하는 것이 바람직하다.

침탄 샤프트 부품은, Fe의 일부 대신에, V, Nb 및 Ti로 이루어지는 군에서 선택되는 1종 이상을 더 함유해도 된다.

V, Nb 및 Ti: 총 함유량으로 0.1％ 이하

바나듐(V), 니오븀(Nb) 및 티타늄(Ti)은 임의 선택적 원소이며, 함유되어 있지 않아도 된다. 이들 원소는, C 및 N과 결합하여, 석출물을 형성한다. 이들 원소의 석출물은, AlN에 의한 ??칭부의 결정립 미세화를 보완한다. 이들 원소의 석출물은, 침탄 샤프트 부품의 정적 비틀림 강도 및 비틀림 피로 강도를 높인다. 그러나, 이들 원소의 총 함유량이 0.1％를 초과하면, 석출물이 조대화되고, 비틀림 피로 강도가 저하된다. 따라서, V, Nb 및 Ti의 총 함유량은 0.1％ 이하인 것이 바람직하다. 임의 선택적 원소로서, V, Nb 및 Ti 중 어느 1종 이상이 함유되면, 상기 효과가 얻어진다. V, Nb 및 Ti의 총 함유량의 더욱 바람직한 상한은 0.08％이다. V, Nb 및 Ti에 의한 상기 효과를 얻기 위해서는, 0.01％ 이상의 함유가 바람직하다.

침탄 샤프트 부품은, Fe의 일부 대신에, Mo 및 Ni로 이루어지는 군에서 선택되는 1종 이상을 더 함유해도 된다. 이들 원소는 모두, 강의 ??칭성을 높여, 잔류 오스테나이트를 증가시킨다.

Mo: 3.0％ 이하

몰리브덴(Mo)은 임의 선택적 원소이며, 함유되어 있지 않아도 된다. 함유되는 경우, Mo는 강의 ??칭성을 높여, 잔류 오스테나이트를 증가시킨다. Mo는, 템퍼링 연화 저항을 높이고, 또한 침탄 샤프트 부품의 정적 비틀림 강도 및 비틀림 피로 강도를 높인다. 그러나, Mo 함유량이 너무 높으면, 침탄 ??칭 후의 잔류 오스테나이트가 과잉으로 된다. 이 경우, 절삭 가공 시에 충분한 가공 유기 마르텐사이트 변태가 발생하지 않는다. 그 결과, 침탄 샤프트 부품의 정적 비틀림 강도 및 비틀림 피로 강도가 저하된다. 따라서, Mo 함유량은 3.0％ 이하로 하는 것이 바람직하다. Mo 함유량의 더욱 바람직한 상한은 2.0％이다. Mo에 의한 상기 효과를 얻기 위해서는, 0.1％ 이상의 함유가 바람직하다.

Ni: 2.5％ 이하

니켈(Ni)은 임의 선택적 원소이며, 함유되어 있지 않아도 된다. 함유되는 경우, Ni는 강의 ??칭성을 높여, 잔류 오스테나이트를 증가시킨다. Ni는 또한, 강의 인성을 높인다. 그러나, Ni 함유량이 너무 높으면, 침탄 ??칭 후의 잔류 오스테나이트가 과잉으로 된다. 이 경우, 템퍼링 후의 절삭 가공 시에 충분한 가공 유기 마르텐사이트 변태가 발생하지 않는다. 그 결과, 침탄 샤프트 부품의 정적 비틀림 강도 및 비틀림 피로 강도가 저하된다. 따라서, Ni 함유량은 2.5％ 이하인 것이 바람직하다. Ni 함유량의 더욱 바람직한 상한은 2.0％이다. Ni에 의한 상기 효과를 얻기 위해서는, 0.1％ 이상의 함유가 바람직하다.

Cu: 0 내지 0.50％

Cu는 마르텐사이트에 고용되어 강재의 강도를 높인다. 그 때문에, 강재의 피로 강도가 높아진다. 그러나, Cu 함유량이 너무 높으면, 열간 단조 시에 강의 입계에 편석되어 열간 균열을 유기한다. 따라서, Cu 함유량은 0.50％ 이하이다. 또한, Cu 함유량은 0.40％ 이하인 것이 바람직하고, 0.25％ 이하인 것이 한층 바람직하다. Cu에 의한 상기 효과를 얻기 위해서는, 0.10％ 이상의 함유가 바람직하다.

B: 0 내지 0.020％

B는 P의 입계 편석을 억제하여 인성을 높이는 효과가 있다. 그러나, 0.020％를 초과해서 첨가하면, 침탄 시에 이상 입성장이 발생하여, 비틀림 피로 강도가 저하된다. 따라서, B 함유량은 0.020％ 이하이다. 또한, B 함유량은, 0.015％인 것이 바람직하고, 0.010％ 이하인 것이 한층 바람직하다. B에 의한 상기 효과를 얻기 위해서는, 0.0005％ 이상의 함유가 바람직하다.

(각 원소의 함유량의 관계)

침탄 샤프트 부품을 구성하는 각 원소의 함유량의 관계는, 이하에 나타내는 식 (1) 및 식 (2)를 충족한다.

여기서, 식 (1) 및 (2) 중의 각 원소 기호에는, 각 원소의 함유량(질량％)이 대입되고, 원소를 포함하지 않는 경우에는 0이 대입된다.

식 (1)에 대하여

F1=1.54×C+0.81×Si+1.59×Mn+1.65×Cr+1.77×Mo+0.63×Ni라 정의한다. F1은, 강의 ??칭성을 나타내는 파라미터이다. F1이 너무 낮으면, 강의 ??칭성이 낮아진다. 이 경우, 강도가 낮은 페라이트 및 펄라이트가 생성되어, 침탄 샤프트 부품의 정적 비틀림 강도 및 비틀림 피로 강도가 저하된다. 따라서, F1은 2.35 이상이다. F1의 보다 바람직한 하한은 3.0이다. 침탄 샤프트 부품의 인성 확보를 위한 F1의 바람직한 상한은 8.0이다.

식 (2)에 대하여

F2=-0.1×Si+15.2×Mn+7.0×Cr+6.7×Mo+6.2×Ni라 정의한다. F2는, 오스테나이트의 안정도를 나타내는 파라미터이다. F2가 너무 낮으면, 침탄 ??칭 후에 얻어지는 잔류 오스테나이트 비율이 낮아진다. 그 결과, 가공 유기 마르텐사이트 변태에 의한 구멍 주변부의 경화 작용을 얻지 못해, 침탄 샤프트 부품의 정적 비틀림 강도 및 비틀림 피로 강도가 낮아진다. 한편, F2가 너무 높으면, 침탄 ??칭 및 템퍼링 후의 잔류 오스테나이트의 양이 과잉으로 되어, 정적 비틀림 강도 및 비틀림 피로 강도가 저하된다. 또한, 잔류 오스테나이트가 안정되기 때문에, 절삭 가공 시에 얻어지는 가공 유기 마르텐사이트 변태의 비율도 적어진다. 이 관점에서도, 침탄 샤프트 부품의 정적 비틀림 강도 및 비틀림 피로 강도가 저하된다. 따라서, F2는 11.3 내지 33.8일 것이 요구된다. F2의 바람직한 하한은 12.0이다. F2의 바람직한 상한은 33.0이다.

[침탄 샤프트 외주 표면의 적어도 하나의 구멍]

본 발명의 실시 형태에 따른 침탄 샤프트 부품은, 당해 침탄 샤프트 부품의 길이(축) 방향에 대해서 수직 또는 소정의 각도를 갖고, 또한 당해 침탄 샤프트 부품의 외주 표면으로부터 형성된 1개 또는 복수 개의 관통 구멍 또는 비관통 구멍을 갖는다. 구멍의 직경은, 특별히 한정되지 않지만, 예를 들어 0.2㎜ 내지 10㎜여도 된다.

[표층부의 C 함유량(Cs): 0.60 내지 1.00％]

침탄 샤프트 부품의 표층부에 포함되는 C는, 침탄 샤프트 부품의 정적 비틀림 강도 및 비틀림 피로 강도를 높인다. 본 발명에 있어서, 침탄 샤프트 부품 표층부의 C 함유량은 이하의 방법으로 측정된다.

침탄 샤프트 부품의 외주 표면으로부터 구멍의 축 방향으로 1㎜ 깊이이며 또한 구멍 표층 50㎛의 부분을 절삭 가공에 의해 잘라내고, 그 절삭분 중의 C 함유량을 발광 분광 분석으로 정량 측정하고, 그 값을 표층부의 C 함유량으로 한다. 또한, 침탄 샤프트 부품 표층부의 C 농도는, EPMA(전자선 마이크로 애널라이저)를 사용해서 정량 분석할 수도 있다.

표층부에 포함되는 C 함유량(Cs)이 낮으면, 침탄층의 경도가 낮아진다. 그 결과, 침탄 샤프트 부품의 정적 비틀림 강도가 저하된다. 한편, (Cs)가 높으면, 침탄 샤프트 부품의 표층부에 경질의 초석 시멘타이트가 생성된다. Cs가 과도하게 높아, 당해 초석 시멘타이트가 3％를 초과한 경우에는, 시멘타이트가 파괴의 기점으로 되고, 정적 비틀림 강도 및 비틀림 피로 강도가 저하된다. 또한, 절삭 가공 시의 공구 마모가 증대되어, 피삭성이 저하된다. 따라서, 표층부의 C 함유량(Cs)은 0.60 내지 1.00％이다. Cs의 바람직한 하한은 0.65％이다. Cs의 바람직한 상한은 0.90％이다.

[침탄 샤프트 부품의 외주 표면으로부터 구멍의 축 방향으로 1㎜의 깊이 위치이며 또한 구멍의 표면으로부터 20㎛의 깊이 위치에서의 조직에 있어서의 마르텐사이트와 잔류 오스테나이트의 합계 체적률(α'+γ)]

침탄 샤프트 부품의 외주 표면으로부터 구멍의 축 방향으로 1㎜의 깊이 위치이며 또한 구멍의 표면으로부터 20㎛의 깊이 위치에서의 조직으로서, 페라이트, 펄라이트 등의 강도가 낮은 상이 존재하면, 이들 상을 기점으로 균열이 발생하기 쉬워, 침탄 샤프트 부품의 정적 비틀림 강도 및 비틀림 피로 강도가 낮아진다. 또한, 초석 시멘타이트가 존재하면, 침탄 샤프트 부품의 제조 공정에 있어서의 절삭 가공 시의 공구 마모가 증대될 뿐만 아니라, 피로 파괴의 기점으로 되기 때문에 비틀림 피로 강도가 저하된다. 따라서, 상기 위치에서의 조직에 있어서의 마르텐사이트와 잔류 오스테나이트의 합계 체적률(α'+γ)을 97％ 이상으로 한정한다. 또한, 당해 합계 체적률의 바람직한 범위는 99％ 이상이다.

본 발명에 있어서, 마르텐사이트와 잔류 오스테나이트의 합계 체적률(α'+γ)은, 침탄 샤프트 부품의 외주 표면으로부터 구멍의 축 방향으로 1㎜의 깊이 위치이며 또한 구멍의 표면으로부터 20㎛의 깊이 위치에 상당하는 기준 위치(21)(도 2 참조)를 조직 관찰하여 다음의 방법으로 측정된다. 즉, 침탄 샤프트 부품의 외주로부터 구멍의 축 방향으로 1㎜의 깊이 위치이며 또한 구멍 축심에 수직인 단면에 있어서의 구멍 표층부를 포함하고, 구멍의 축 방향으로 수직인 면(횡단면)이 관찰면이 되는 시험편을 채취한다(도 1의 A-A'). 경면 연마한 시험편을, 5％ 나이탈 용액으로 부식한다. 부식된 면을, 배율 1000배의 광학 현미경으로 3시야 관찰한다. 이때, 기준 위치(21)를 시야의 중심으로 한다(도 1의 11). 시야의 중심으로부터 ??칭재의 표면 방향으로 10㎛, 시야의 중심으로부터 ??칭재의 표면과 반대 방향으로 10㎛, 시야의 중심으로부터 ??칭재의 표면 방향과 수직의 양 방향으로 각각 50㎛의, 20㎛×100㎛의 범위의 평면 내에 있어서, 각 상의 면적률을 통상의 화상 해석 방법에 의해 구한다. 3시야의 각각에 대하여 얻어진 각 상의 면적률의 평균값을 각 상의 체적률이라 정의한다.

[침탄 샤프트 부품의 외주 표면으로부터 구멍의 축 방향으로 1㎜의 깊이 위치이며 또한 구멍의 표면으로부터 200㎛ 깊이까지의 범위에 있어서의 최대 잔류 오스테나이트 체적률(R1)]

침탄 ??칭에 의해 도입된 잔류 오스테나이트는, 침탄 샤프트 부품의 구멍 절삭 가공 시에 가공 유기 마르텐사이트 변태한다. 구체적으로는, 천공 가공 시에, 절삭 공구와 모재 사이의 마찰력에 의해, 구멍의 표층 부근에 있는 잔류 오스테나이트의 일부가, 가공 유기 마르텐사이트로 변태한다. 한편, 이 작용에 의한 가공 유기 마르텐사이트 변태의 발생은 구멍의 표면에 가까울수록 강하고, 구멍의 표면으로부터 멀어질수록 약해진다.

천공 가공에 수반되는 가공 유기 마르텐사이트 변태의 결과, 침탄 샤프트 부품의 강도가 상승하고, 정적 비틀림 강도 및 비틀림 피로 강도가 상승한다. 이러한 효과를 얻기 위해서는, 침탄 샤프트 부품의 외주 표면으로부터 구멍의 축 방향으로 1㎜의 깊이 위치이며 또한 구멍의 표면으로부터 200㎛ 깊이까지의 범위에 있어서의 최대 잔류 오스테나이트 체적률(R1)이 10.0％ 이상이어야만 한다.

한편, 잔류 오스테나이트는 연질이기 때문에, 최대 잔류 오스테나이트 체적률(R1)이 30.0％를 초과하면 오히려 침탄 샤프트 부품의 정적 비틀림 강도 및 비틀림 피로 강도가 저하된다.

본 발명에 있어서, 최대 잔류 오스테나이트 체적률(R1)은 다음의 방법으로 측정된다. 구멍의 축 방향이며 또한 그 중심을 통과해서 구멍을 2분할하도록 침탄 샤프트 부품을 절단한다(도 2의 B-B'). 구멍 표면에 있어서, 외주 표면으로부터 1㎜ 깊이 위치를 중심으로 φ1㎜의 구멍이 형성된 마스킹을 실시하고, 전해 연마를 실시한다. 전해 연마의 시간을 변화시킴으로써 연마량을 조정하고, 30㎛ 깊이의 구멍을 판다. 전해 연마는, 11.6％의 염화암모늄과, 35.1％의 글리세린과, 53.3％의 물을 함유하는 전해액을 사용해서 전압 20V로 행한다. 전해 연마된 표면에 대해서 X선 회절을 실시하고, 표면으로부터 30㎛ 위치의 잔류 오스테나이트의 체적률을 구한다. 이 과정을 반복함으로써, 10㎛씩 구멍을 깊게 하고, 그 때마다 잔류 오스테나이트의 체적률을 측정하는 것을, 구멍의 깊이가 200㎛로 될 때까지 반복한다. 그리고 그 중에서 얻어진 최대의 잔류 오스테나이트 체적률을 (R1)로 한다.

전해 연마된 표면에 있어서, 기준 위치를 중심으로 X선을 조사하여, X선 회절법에 의해 해석을 행한다. X선 회절에는, 가부시키가이샤 리가쿠 제조의 상품명RINT-2500HL/PC를 사용한다. 광원에는 Cr 관구를 사용한다. 관 전압은 40㎸, 관전류는 40㎃이며, 콜리메이터 직경은 0.5㎜이다. V 필터에 의해 Kβ선을 제거하고, Kα선을 사용한다. 데이터 해석은, AutoMATE 소프트웨어(가부시키가이샤 리가쿠 제조)를 사용한다. Rachinger법에 의해 Kα2 성분을 제거하고, Kα1 성분의 프로파일을 사용하여, bcc 구조의 (211)면과 fcc 구조의 (220)면의 회절 피크의 적분 강도비에 기초하여 잔류 오스테나이트 체적률(R1)을 계산한다. 또한, 조사하는 X선의 스폿 사이즈는 φ0.5㎜ 이하로 한다.

[침탄 샤프트 부품의 외주 표면으로부터 구멍의 축 방향으로 1㎜의 깊이 위치이며 또한 구멍의 표면으로부터 20㎛의 깊이 위치에서의 잔류 오스테나이트 체적률(R2)]

침탄 샤프트 부품의 외주 표면으로부터 구멍의 축 방향으로 1㎜의 깊이 위치이며 또한 구멍의 표면으로부터 20㎛의 깊이 위치에서의 잔류 오스테나이트 체적률(R2)은 20％ 이하인 것이 바람직하다. 절삭 가공 후의 잔류 오스테나이트 체적률이 너무 높으면, 경질의 마르텐사이트를 얻지 못해, 정적 비틀림 강도 및 비틀림 피로 강도가 저하된다.

본 발명에 있어서, 잔류 오스테나이트 체적률(R2)은 다음의 방법으로 측정된다. 구멍의 축 방향이며 또한 그 중심을 통과해서 구멍을 2분할하도록 침탄 샤프트 부품을 절단한다(도 2의 B-B'). 구멍 표면에 있어서, 외주 표면으로부터 1㎜ 깊이 위치를 중심으로 φ1㎜의 구멍이 형성된 마스킹을 실시하고, 전해 연마를 실시한다. 전해 연마의 시간을 변화시킴으로써 연마량을 조정하고, 20㎛ 깊이의 구멍을 형성한다. 그 구멍의 중심으로, 스폿 사이즈 φ0.5㎜의 X선을 조사하여, 잔류 오스테나이트 체적률(R1)과 마찬가지로 하여 잔류 오스테나이트 체적률(R2)을 측정한다.

[R1과 R2로부터 식 (A): Δγ=(R1-R2)/R1×100에 의해 구해지는 잔류 오스테나이트 감소율 Δγ]

R1과 R2로부터 상기 식 (A)에 의해 구해지는 잔류 오스테나이트 감소율(Δγ)이 20％ 이상이다.

잔류 오스테나이트 감소율(Δγ)은, 절삭 가공 시의 가공 유기 마르텐사이트 변태의 정도를 나타낸다. Δγ가 크면, 절삭 시에 보다 많은 가공 유기 마르텐사이트 변태가 발생하였음을 의미하고, 정적 비틀림 강도 및 비틀림 피로 강도가 향상된다. 이와 같은 효과를 얻기 위해서는 Δγ가 20％ 이상이어야만 한다. 또한, 바람직한 Δγ의 값은 25％ 이상이다.

[구멍 표면의 소성 유동층]

본 발명의 실시 형태에 따른 침탄 샤프트 부품은, 구멍의 표면에 소성 유동층을 갖고 있어도 된다. 이 소성 유동층은, 구멍의 절삭 가공 시에, 구멍의 표층부에 큰 변형이 발생함으로써 형성되는 층이다. 이 소성 유동층은 경질이며, 두께가 0.5㎛ 이상이 되면 침탄 샤프트 부품의 정적 비틀림 강도 및 비틀림 피로 강도를 향상시킬 수 있다. 그러나, 소성 유동층은 취약하기 때문에, 그 두께가 얇은 경우에는 어느 정도 변형이 가능하지만, 두께가 15㎛를 초과하면, 깨짐이 생겨 균열 발생의 기점으로 되기 때문에, 비틀림 피로 강도가 반대로 저하되는 경우가 있다. 또한, 소성 유동층은 그 두께가 15㎛를 초과하면, 피삭성이 저하되어, 절삭 가공 시의 공구에 대한 부담이 커져서 공구 수명이 현저히 저하되는 경우가 있다. 이상에 의해, 침탄 샤프트 부품의 표층의 소성 유동층의 두께는 바람직하게는 0.5 내지 15㎛이다. 또한, 침탄 샤프트 부품의 정적 비틀림 강도 및 비틀림 피로 강도를 더욱 향상시키기 위해서는, 침탄 샤프트 부품의 표층의 소성 유동층의 두께는 1㎛ 이상으로 하는 것이 바람직하고, 3㎛ 이상으로 하는 것이 더욱 바람직하다. 또한, 바람직한 상한은 13㎛이며, 더욱 바람직하게는 10㎛이다.

구멍 표면의 소성 유동층의 두께는, 다음의 방법으로 측정된다. 침탄 샤프트 부품의 외주 표면으로부터 구멍의 축 방향으로 1㎜의 깊이 위치이며 또한 구멍에 수직인 단면에 있어서의 구멍 표층부를 포함하고, 구멍의 축 방향으로 수직인 면(횡단면)이 관찰면이 되는 시험편을 채취한다(도 1의 A-A'). 경면 연마한 시험편을, 5％ 나이탈 용액으로 부식한다. 부식된 면을, 배율 5000배의 주사형 전자 현미경(SEM)에 의해 관찰한다. 얻어진 SEM상의 일례를 도 3에 나타낸다. 상기 도면에 있어서, 소성 유동층(31)은, 모재(32)에 대해서 조직이 구멍의 표면을 따라서(도 3에 있어서 지면의 좌측 방향으로부터 우측 방향으로) 만곡하고 있는 부분이며, 구멍의 표면으로부터 만곡한 조직의 단부까지의 거리를 소성 유동층(31)의 두께라 정의하였다.

[구멍 표층부의 경화층]

본 발명의 실시 형태에 따른 침탄 샤프트 부품은, 상기 소성 유동층을 포함하고, 구멍 표면으로부터 일정한 깊이에 걸쳐 경화된 층을 갖는다. 이와 같은 경화층은, 구멍의 절삭 가공 시에 구멍 표층부의 잔류 오스테나이트가 가공 유기 마르텐사이트 변태함으로써 형성된 층(가공 유기 마르텐사이트층)을 포함하고, 예를 들어 약 200 내지 300㎛의 두께를 갖는다. 본 발명에 따른 침탄 샤프트 부품은, 도 5에 도시한 바와 같이, 정적 비틀림 강도 및 비틀림 피로 강도를 저하시키는 요인으로 될 수 있는 구멍(43)의 주변에, 소성 유동층(31)과 가공 유기 마르텐사이트층(51), 특히 경질의 가공 유기 마르텐사이트층(51)을 포함하는 경화층을 구비함으로써, 전체적으로는 우수한 정적 비틀림 강도 및 비틀림 피로 강도를 실현한 것이다.

<침탄 샤프트 부품의 제조 방법>

본 발명의 실시 형태에 따른 침탄 샤프트 부품은, 침탄 ??칭 후에 구멍을 절삭 가공함으로써 제조할 수 있으며, 예를 들어 이하의 양태 1 및 2에 나타내는 방법에 의해 제조할 수 있다.

(양태 1)

침탄 샤프트 부품의 제조 방법은, 강재를 가공하여 초벌 가공 부재를 얻는 공정(초벌 가공 부재 제조 공정)과, 초벌 가공 부재에 대해서 침탄 ??칭 처리를 실시하여 침탄재를 얻는 공정(침탄재 제조 공정)과, ??칭재에 대해서 구멍의 절삭 가공을 실시하여, 침탄 샤프트 부품을 얻는 공정(구멍 절삭 공정)을 포함한다. 보다 구체적으로는, 침탄 샤프트 부품의 제조 방법은, 질량％로,

C: 0.10 내지 0.30％,

Si: 0.01 내지 0.30％,

Mn: 0.4 내지 2.0％,

P: 0.050％ 이하,

S: 0.005 내지 0.020％,

Cr: 0.4 내지 3.5％,

Al: 0.010 내지 0.050％,

N: 0.005 내지 0.025％, 및

O: 0.003％ 이하

를 함유하며, 잔부가 Fe 및 불순물로 이루어지고,

임의 선택이며, 질량％로,

Pb: 0.5％ 이하,

Cu: 0 내지 0.50％, 및

B: 0 내지 0.020％

를 더 함유하며, 식 (1) 및 식 (2)를 충족하는 강재를 가공하여 초벌 가공 부재를 얻는 공정(초벌 가공 부재 제조 공정)과,

상기 초벌 가공 부재에 대해서 침탄 처리, 항온 유지 처리, ??칭 처리를 실시하여 침탄재를 얻는 공정이며,

침탄 온도(T1)를 900℃ 이상 1050℃ 이하로 하고, 침탄 처리 시의 카본 포텐셜(Cp1)을 0.7％ 이상 1.1％ 이하로 하고, 침탄 시간(t1)을 60분 이상으로 하고, 항온 유지 온도(T2)를 820℃ 이상 870℃ 이하로 하고, 항온 유지 처리 시의 카본 포텐셜(Cp2)을 0.7％ 이상 0.9％ 이하로 하고, 항온 유지 처리 시간(t2)을 20 내지 60분으로 함으로써,

상기 침탄재에 있어서, 최종 형태인 침탄 샤프트 부품의 외주 표면으로부터 구멍의 축 방향으로 1㎜의 깊이 위치이며 또한 구멍의 표면에 상당하는 위치로부터 20㎛의 깊이 위치에 상당하는 기준 위치에서의 조직이, 마르텐사이트와 체적률로 12.0 내지 35.0％의 잔류 오스테나이트(RI)를 포함함과 함께, 상기 마르텐사이트 및 잔류 오스테나이트 이외의 다른 상이 체적률로 3％ 이하로 되는 공정(침탄재 제조 공정)과,

상기 침탄재의 구멍에 대해서 절삭 가공을 실시하여 침탄 샤프트 부품을 얻는 공정이며,

절삭 시의 공구 이송을 0.01㎜/rev 초과 0.1㎜/rev 이하로 하고, 절삭 속도를 10m/분 이상 50m/분 이하로 하고, 절입(d)을 0.05㎜ 이상 0.25㎜ 이하로 함으로써,

상기 기준 위치에서의 조직에 있어서, 잔류 오스테나이트의 체적률(RF)이 20％ 이하로 되고, 절삭 전의 잔류 오스테나이트 체적률(RI)과 절삭 후의 잔류 오스테나이트의 체적률(RF)로부터 식 (B)에 의해 구해지는 잔류 오스테나이트 감소율(Δγ')이 35％ 이상으로 되는 공정(구멍 절삭 공정)을 포함한다.

[초벌 가공 부재 제조 공정]

본 공정에서는, 침탄 샤프트 부품의 형상에 가까운 원하는 형상을 갖는 초벌 가공 부재를 제조한다. 처음에, 상기 화학 조성을 갖는 강재를 준비한다.

(초벌 가공 부재의 제조)

상기 화학 조성을 갖는 강재를 가공하여 초벌 가공 부재를 얻는다. 가공 방법은 주지의 방법을 채용할 수 있다. 가공 방법으로서는, 예를 들어, 열간 가공, 냉간 가공, 절삭 가공 등을 들 수 있다. 초벌 가공 부재는, 구멍 이외의 부분은 침탄 샤프트 부품과 마찬가지의 형상으로 하고, 구멍의 직경은, 침탄 샤프트 부품의 구멍 직경보다 작게 한다. 또한, 침탄 샤프트 부품의 구멍의 반경과, 초벌 가공 부재에 있어서의 구멍의 반경의 차가, 후의 구멍 절삭 공정에서의, 절입 (d)에 상당한다.

[침탄재 제조 공정]

상기와 같이 하여 얻어진 초벌 가공 부재에 대해서, 침탄 처리, 항온 유지 처리, ??칭 처리를 실시하여 침탄재를 얻는다. 이에 의해, 침탄재에 있어서, 최종 형태인 침탄 샤프트 부품의 외주 표면으로부터 구멍의 축 방향으로 1㎜의 깊이이며 또한 구멍의 표면에 상당하는 위치로부터 20㎛의 깊이 위치에 상당하는 기준 위치(21)(도 2 참조)에서의 조직이, 마르텐사이트와 체적률로 12.0 내지 35.0％의 잔류 오스테나이트(RI)를 포함함과 함께, 상기 마르텐사이트 및 잔류 오스테나이트 이외의 다른 상이 체적률로 3％ 이하로 된다.

(침탄 ??칭)

침탄 ??칭 공정은, 처음에, 침탄 처리를 실시하고, 그 후, 항온 유지 처리를 실시한다. 침탄 처리 및 항온 유지 처리는, 다음의 조건에서 행한다.

(침탄 처리)

침탄 온도(T1): 900 내지 1050℃

침탄 온도(T1)가 너무 낮으면, 초벌 가공 부재의 표층이 충분히 침탄되지 않는다. 이 경우, 침탄 ??칭 후의 잔류 오스테나이트가 적어, 표층의 경도도 낮다. 그 때문에, 침탄 샤프트 부품의 정적 비틀림 강도 및 비틀림 피로 강도가 낮아진다. 한편, 침탄 온도(T1)가 너무 높으면, 오스테나이트 입자가 조대화하여 침탄 샤프트 부품의 정적 비틀림 강도 및 비틀림 피로 강도가 저하된다. 따라서, 침탄 온도(T1)는 900 내지 1050℃이다. 침탄 온도(T1)의 바람직한 하한은 910℃이고, 바람직한 상한은 1000℃이다.

침탄 처리 시의 카본 포텐셜(Cp1): 0.7 내지 1.1％

카본 포텐셜(Cp1)이 너무 낮으면, 충분한 침탄이 되지 않는다. 이 경우, 침탄 ??칭 후의 잔류 오스테나이트가 적어, 표층의 경도도 낮다. 그 때문에, 침탄 샤프트 부품의 정적 비틀림 강도 및 비틀림 피로 강도가 저하된다. 한편, 카본 포텐셜(Cp1)이 너무 높으면, 침탄 시에 석출된 경질의 초석 시멘타이트가 침탄 ??칭 후에도 3％를 초과해서 잔존한다. 이 경우, 초석 시멘타이트를 기점으로 균열이 발생하여, 침탄 샤프트 부품의 비틀림 피로 강도가 저하된다. 또한, 절삭 가공 시의 공구 마모가 증대되어, 침탄재의 피삭성이 저하된다. 따라서, 카본 포텐셜(Cp1)은 0.7 내지 1.1％이다. 카본 포텐셜(Cp1)은 침탄 처리 시에 상기 범위 내에서 변동시켜도 된다.

침탄 시간(t1): 60분 이상

침탄 처리의 시간(침탄 시간)(t1)이 너무 짧으면, 충분한 침탄이 되지 않는다. 따라서, 침탄 시간(t1)은 60분 이상으로 한다. 한편, 침탄 시간(t1)이 너무 길면, 생산성이 저하된다. 따라서, 침탄 시간(t1)의 상한은 240분으로 하는 것이 바람직하다.

(항온 유지 처리)

침탄 처리 후, 항온 유지 처리를 실시한다. 항온 유지 처리는, 다음의 조건에서 행한다.

항온 유지 온도(T2): 820 내지 870℃

항온 유지 온도(T2)가 너무 낮으면, 카본 포텐셜 등의 분위기 제어가 곤란해진다. 이 경우, 잔류 오스테나이트의 체적률이 조정되기 어렵다. 한편, 항온 유지 온도(T2)가 너무 높으면, ??칭 시에 발생하는 변형이 증대되어, ??칭 균열이 발생하는 경우가 있다. 따라서, 항온 유지 온도(T2)는 820 내지 870℃이다.

항온 유지 처리 시의 카본 포텐셜(Cp2): 0.7 내지 0.9％

항온 유지 처리 시에 있어서의 카본 포텐셜(Cp2)이 너무 낮으면, 침탄 시에 침입한 C가 다시 외부로 방출된다. 이 경우, 침탄 ??칭 후의 잔류 오스테나이트가 적어, 표층 경도도 낮다. 그 결과, 침탄 샤프트 부품의 정적 비틀림 강도 및 비틀림 피로 강도가 저하된다. 한편, 카본 포텐셜(Cp2)이 너무 높으면, 경질의 초석 시멘타이트가 석출된다. 이 경우, 초석 시멘타이트를 기점으로 균열이 발생하여, 침탄 샤프트 부품의 비틀림 피로 강도가 저하된다. 또한, 절삭 가공 시의 공구 마모가 증대되어, 침탄재의 피삭성이 저하된다. 따라서, 카본 포텐셜(Cp2)은 0.7 내지 0.9％이다.

항온 유지 시간(t2): 20 내지 60분

항온 유지 시간(t2)이 너무 짧으면, 초벌 가공 부재의 온도가 균일하게 되지 않아, ??칭 시에 발생하는 변형이 증대된다. 이 경우, 침탄재에 ??칭 균열이 발생하는 경우가 있다. 한편, 항온 유지 시간(t2)이 너무 길면, 생산성이 저하된다. 따라서, 항온 유지 시간(t2)은 20 내지 60분이다.

(??칭 처리)

항온 유지 처리 후, 주지의 방법으로 ??칭 처리를 실시한다. ??칭 처리는, 예를 들어 오일 ??칭으로 할 수 있다.

(템퍼링 처리)

침탄 샤프트 부품의 인성을 높이고자 하는 경우, 침탄 ??칭 처리를 실시한 후, 템퍼링 처리를 실시해도 된다.

(침탄재 제조 공정 종료 후의 침탄재의 조직)

상술한 조건에서 최종 형태인 샤프트 부품의 외주 표면으로부터 구멍의 축 방향으로 1㎜의 깊이 위치이며 또한 구멍의 표면에 상당하는 위치로부터 20㎛의 깊이 위치에 상당하는 기준 위치(21)의 조직은, 마르텐사이트와 체적률로 12.0 내지 35.0％의 잔류 오스테나이트(RI)를 포함함과 함께, 상기 마르텐사이트 및 잔류 오스테나이트 이외의 다른 상이 체적률로 3％ 이하로 된다.

또한, ??칭재에 있어서의 최종 형태인 침탄 샤프트 부품의 외주 표면으로부터 구멍의 축 방향으로 1㎜의 깊이 위치이며 또한 구멍의 표면에 상당하는 위치로부터 20㎛의 깊이 위치에 상당하는 기준 위치(21)의 조직 관찰은 다음의 방법으로 실시된다. 즉, ??칭재에 있어서, 최종 형태인 침탄 샤프트 부품의 외주로부터 구멍의 축 방향으로 1㎜의 깊이 위치이며 또한 구멍 축심에 수직인 단면에 있어서의 구멍 표층부를 포함하고, 구멍의 축 방향으로 수직인 면(횡단면)이 관찰면이 되는 시험편을 채취한다(도 1의 A-A'). 경면 연마한 시험편을, 5％ 나이탈 용액으로 부식한다. 부식된 면을, 배율 1000배의 광학 현미경으로 3시야 관찰한다. 이때, 기준 위치를 시야의 중심으로 한다(도 1의 11). 시야의 중심으로부터 ??칭재의 표면 방향으로 10㎛, 시야의 중심으로부터 ??칭재의 표면과 반대 방향으로 10㎛, 시야의 중심으로부터 ??칭재의 표면 방향과 수직인 양 방향으로 각각 50㎛의, 20㎛×100㎛ 범위의 평면 내에 있어서, 각 상의 면적률을 통상의 화상 해석 방법에 의해 구한다. 3시야의 각각에 대하여 얻어진 각 상의 면적률 평균값을 각 상의 체적률이라 정의한다.

광학 현미경에 의한 조직 관찰에서는, 잔류 오스테나이트는 마르텐사이트에 포함되어 있다. 즉, 광학 현미경에 의한 조직 관찰에서는, 마르텐사이트와 잔류 오스테나이트의 구별이 불가능하다. 그래서, 최종 형태인 침탄 샤프트 부품의 외주 표면으로부터 구멍의 축 방향으로 1㎜의 깊이 위치이며 또한 구멍의 표면에 상당하는 위치로부터 20㎛의 깊이 위치에 상당하는 기준 위치(도 2의 21)에서의 잔류 오스테나이트 체적률(RI)을, 다음의 방법으로 측정한다. 구멍의 축 방향이며 또한 그 중심을 통과해서 구멍을 2분할하도록 침탄재를 절단한다(도 2의 B-B'). 구멍 표면에 있어서, 외주 표면으로부터 1㎜ 깊이 위치를 중심으로 φ1㎜의 구멍이 형성된 마스킹을 실시하고, 전해 연마를 실시한다. 전해 연마의 시간을 변화시킴으로써 연마량을 조정하고, 기준 위치에 도달하는 깊이의 구멍을 판다. 전해 연마는, 11.6％의 염화암모늄과, 35.1％의 글리세린과, 53.3％의 물을 함유하는 전해액을 사용해서 전압 20V로 행한다.

전해 연마된 표면에 있어서, 기준 위치를 중심으로 X선을 조사하여, X선 회절법에 의해 해석을 행한다. X선 회절에는, 가부시키가이샤 리가쿠 제조의 상품명RINT-2500HL/PC를 사용한다. 광원에는 Cr 관구를 사용한다. 관 전압은 40㎸, 관 전류는 40㎃이며, 콜리메이터 직경은 0.5㎜이다. V 필터에 의해 Kβ선을 제거하고, Kα선을 사용한다. 데이터 해석은, AutoMATE 소프트웨어(가부시키가이샤 리가쿠 제조)를 사용한다. Rachinger법에 의해 Kα2 성분을 제거하고, Kα1 성분의 프로파일을 사용하여, bcc 구조의 (211)면과 fcc 구조의 (220)면의 회절 피크의 적분 강도비에 기초하여 잔류 오스테나이트 체적률(RI)을 계산한다. 또한, 조사하는 X선의 스폿 사이즈는 φ0.5㎜ 이하로 한다.

최종 형태인 침탄 샤프트 부품의 외주 표면으로부터 구멍의 축 방향으로 1㎜의 깊이 위치이며 또한 구멍의 표면에 상당하는 위치로부터 20㎛의 깊이 위치에 상당하는 기준 위치(21)에서의 잔류 오스테나이트의 체적률(RI)은 12.0 내지 35.0％이다. 잔류 오스테나이트는, 침탄 ??칭 후의 구멍 절삭 가공 시에, 가공 유기 마르텐사이트 변태한다. 상술한 바와 같이, 본 발명에 따른 샤프트 부품에서는, 구멍의 주변에 형성된 가공 유기 마르텐사이트에 의해, 구멍의 존재에 의한 침탄 샤프트 부품의 정적 비틀림 강도 및 비틀림 피로 강도의 저하가 억제된다. 외주 표면으로부터 1㎜ 깊이 위치에 있어서의 잔류 오스테나이트의 체적률(RI)이 12.0％보다 낮은 경우, 이 효과를 얻지 못한다. 한편, 잔류 오스테나이트의 체적률(RI)이 35.0％보다 높은 경우, 절삭 가공 후에도 많은 연질의 오스테나이트가 잔류한다. 그 때문에, 침탄 샤프트 부품 전체에서는, 우수한 정적 비틀림 강도 및 비틀림 피로 강도를 얻지 못한다. RI를 12.0 내지 35.0％의 범위 내로 제어함으로써, 최종 형태인 침탄 샤프트 부품에 있어서, 이하의 특징 즉 (a) 10.0 내지 30.0％의 최대 잔류 오스테나이트 체적률(R1) 및 (b) 20％ 이상의 잔류 오스테나이트 감소율(Δγ) 중 한쪽 또는 양쪽을 보다 확실하게 달성할 수 있다.

침탄재의 기준 위치에 있어서의 마르텐사이트 및 잔류 오스테나이트 이외의 다른 상(예를 들어, 페라이트, 펄라이트, 초석 시멘타이트)의 체적률은 3％ 이하이다. 침탄재의 기준 위치에 페라이트, 펄라이트 등의 강도가 낮은 상이 존재하면, 이들의 상은 절삭 가공 후에도 유지되기 때문에, 이들의 상을 기점으로 균열이 발생하기 쉬워, 침탄 샤프트 부품의 정적 비틀림 강도 및 비틀림 피로 강도가 저하된다. 또한, 초석 시멘타이트가 존재하면, 초석 시멘타이트를 기점으로 균열이 발생하여, 침탄 샤프트 부품의 정적 비틀림 강도 및 비틀림 피로 강도가 저하된다.

[구멍 절삭 공정(절삭 가공)]

침탄 ??칭 처리를 실시한 후, 구멍에 절삭 가공을 실시한다. 절삭 가공에 의해, 구멍을 형성하면서, 그 표층에서 가공 유기 마르텐사이트 변태를 발생시킨다. 이에 의해, 침탄 샤프트 부품의 정적 비틀림 강도 및 비틀림 피로 강도가 높아진다. 절삭 가공은, 다음의 조건에서 행한다. 또한, 절삭 공구로서는, 예를 들어 cBN의 엔드밀을 사용할 수 있다. cBN의 엔드밀을 사용하는 것은, 공구 마모의 억제 및 가공 능률 향상의 점에서 유효하다. 또한, 공구 비용을 삭감하고자 하는 경우, 코팅이 실시된 초경드릴(JIS B 0171: 2014년, 1003, 1004번으로 규정하는 코티드 초경드릴)을 사용해도 된다.

공구 이송 f: 0.01㎜/rev(회전) 초과 0.1㎜/rev 이하

침탄 후에 오일 구멍을 절삭 가공할 때에는, 침탄재 외주부로부터 중심을 향하여, 오일 구멍을 따라 공구를 회전시키면서 진행해 간다. 그 때, 공구 1회전당 진행하는 거리를 공구 이송 f라고 한다. 공구 이송 f가 너무 작으면, 절삭 저항, 즉, 공구가 피삭재에 압박되는 힘이 너무 작다. 이 경우, 충분한 가공 유기 마르텐사이트 변태가 발생하지 않는다. 그 때문에, 침탄 샤프트 부품의 비틀림 피로 강도가 향상되지 않는다. 한편, 이송이 너무 크면, 절삭 저항이 너무 커진다. 이 경우, 절삭 시에 공구가 파손될 우려가 있다. 따라서, 이송 f는 0.01㎜/rev 초과 0.1㎜/rev 이하이다. 이송 f의 바람직한 하한은 0.02㎜/rev이다. 이송 f의 바람직한 상한은 0.08㎜/rev이며, 보다 바람직하게는 0.05이다.

절삭 속도 v: 10 내지 50m/분

침탄 후에 구멍을 절삭 가공할 때에는, 침탄재 외주부로부터 중심을 향하여, 구멍을 따라 공구를 회전시키면서 진행해 간다. 그 때, 공구의 외주부가 회전하는 속도를 절삭 속도 v라고 한다. 절삭 속도 v가 너무 크면, 절삭 온도가 상승하고, 마르텐사이트 변태가 발생하기 어려워진다. 그 때문에, 침탄 샤프트 부품의 비틀림 피로 강도가 향상되지 않는다. 한편, 절삭 속도가 너무 작으면, 절삭 능률이 저하되어, 제조 효율이 저하된다. 따라서, 절삭 속도 v는 10 내지 50m/분이다. 바람직한 상한은 40m/분이며, 보다 바람직하게는 30m/분이다.

절입 (d): 0.05 내지 0.25㎜

절입 (d)는, 침탄 샤프트 부품의 구멍의 반경과, 초벌 가공 부재에 있어서의 구멍의 반경의 차이며, 절삭 가공에 의한 절삭값에 상당한다. 절입 (d)가 너무 작으면, 절삭 저항이 작아진다. 이 경우, 충분한 가공 유기 마르텐사이트 변태가 발생하지 않는다. 그 때문에, 침탄 샤프트 부품의 비틀림 피로 강도가 향상되지 않는다. 한편, 절입 (d)가 너무 크면, 침탄 경화층이 너무 얇아지기 때문에, 침탄 샤프트 부품의 정적 비틀림 강도 및 비틀림 피로 강도가 저하된다. 따라서, 절입 (d)는 0.05 내지 0.25㎜이다. 절입 (d)의 바람직한 하한은 0.08㎜이고, 바람직한 상한은 0.20㎜이며, 보다 바람직하게는 0.15㎜이다.

(침탄 샤프트 부품의 조직)

이상으로 설명한 구멍 절삭 가공에 의해 침탄 샤프트 부품이 얻어진다. 침탄 샤프트 부품의 외주 표면으로부터 구멍의 축 방향으로 1㎜의 깊이 위치이며 또한 구멍의 표면으로부터 20㎛의 깊이 위치인 기준 위치(21)에 있어서, 잔류 오스테나이트의 체적률(RF)이 20％ 이하로 되고, 절삭 전의 잔류 오스테나이트 체적률(RI)과 절삭 후의 잔류 오스테나이트의 체적률(RF)로부터 식 (B)에 의해 구해지는 절삭 전후의 잔류 오스테나이트 감소율(Δγ')이 35％ 이상으로 된다.

오스테나이트 체적률(RF)의 측정은 다음의 방법으로 실시된다. 즉, 구멍의 축 방향이며 또한 그 중심을 통과해서 구멍을 2분할하도록 침탄 샤프트 부품을 절단한다(도 2의 B-B'). 구멍 표면에 있어서, 외주 표면으로부터 1㎜ 깊이 위치를 중심으로 φ1㎜의 구멍이 형성된 마스킹을 실시하고, 전해 연마를 실시한다. 전해 연마의 시간을 변화시킴으로써 연마량을 조정하고, 20㎛ 깊이의 구멍을 형성한다. 그 구멍의 중심으로, 스폿 사이즈 φ0.5㎜의 X선을 조사하여, 전술한 잔류 오스테나이트 체적률(RI)과 마찬가지의 방법으로 잔류 오스테나이트 체적률(RF)을 측정한다.

따라서, 절삭 가공 전후의 잔류 오스테나이트의 체적 감소율(Δγ')은, 구해진 체적률(RI) 및 (RF)에 기초하여, 식 (B)에 의해 계산된다.

감소율 Δγ'=(RI-RF)/RI×100(B)

침탄 샤프트 부품의 외주 표면으로부터 구멍의 축 방향으로 1㎜의 깊이 위치이며 또한 구멍 표면으로부터 20㎛의 깊이 위치에 있어서의 오스테나이트 체적률(RF)은 20％ 이하이다. 절삭 가공 후의 잔류 오스테나이트 체적률이 너무 높으면, 경질의 마르텐사이트를 얻지 못해, 정적 비틀림 강도 및 비틀림 피로 강도가 저하된다.

절삭 가공 전후의 잔류 오스테나이트의 체적 감소율(Δγ')은 35％ 이상이다. 절삭 가공에 의해, 잔류 오스테나이트가 가공 유기 마르텐사이트 변태함으로써, 정적 비틀림 강도 및 피로 강도가 높아진다. 체적 감소율(Δγ')이 너무 낮으면, 이 효과가 충분히 얻어지지 않는다. 여기서, 잔류 오스테나이트 체적률(RF)은, 침탄 샤프트 부품란에서 설명한 잔류 오스테나이트 체적률(R2)이다. 또한, 식 (B)에 의해 구해지는 잔류 오스테나이트 감소율(Δγ')은, 상술한(침탄 샤프트 부품란에서 설명한) Δγ에 유사한 값이며, 모두 침탄 샤프트 부품의 제조 공정에 있어서의 구멍 절삭 가공 시의 오스테나이트의 가공 유기 변태의 정도를 나타낸다. 따라서, Δγ가 커질수록 Δγ'도 커진다.

양태 1의 제조 방법에서는, 상기한 바와 같이, 초벌 가공 부재 제조 공정에 있어서 최종의 구멍 직경보다도 소직경의 하부 구멍을 형성한 후, 다음의 침탄재 제조 공정에 있어서 침탄 ??칭 처리가 행해진다. 따라서, 양태 1의 제조 방법에 의하면, 이 침탄 ??칭 처리에 의해 샤프트 부품의 외주 표면에 가까운 하부 구멍 표층부를 비교적 용이하게 경화시킬 수 있으며, 그 결과로서, 마지막 구멍 절삭 공정에 있어서 당해 외주 표면에 가까운 구멍 표층부의 잔류 오스테나이트를 경질의 가공 유기 마르텐사이트로 확실하게 변태시키는 것이 가능해진다. 그 때문에, 양태 1의 제조 방법에 의하면, 구멍 부근의 부위로부터의 균열의 발생 및 진전이 억제되기 때문에, 정적 비틀림 강도 및 비틀림 피로 강도가 우수한 침탄 샤프트 부품을 제조할 수 있다.

(양태 2)

본 발명의 실시 형태에 따른 침탄 샤프트 부품은, 양태 1의 경우와는 다르고, 강재에 하부 구멍을 형성하지 않고 침탄 ??칭 처리를 행한 후, 구멍을 절삭 가공함으로써 제조하는 것도 가능하다. 그러나, 이 경우에는, 하부 구멍을 형성한 경우와 비교하여, 강재의 보다 깊은 위치까지 확실하게 침탄되도록 침탄 처리의 시간, 즉 침탄 시간(t1)을 양태 1의 경우보다도 길게 하는 것이 필요하다. 따라서, 양태 2에 의하면, 침탄 시간(t1)은 300분 이상, 예를 들어 300 내지 900분으로 하는 것이 바람직하다. t1이 300분 미만이면 충분한 침탄이 되지 않기 때문이다. 또한, 침탄 ??칭 처리에 있어서의 다른 조건, 즉 침탄 온도(T1), 침탄 처리 시의 카본 포텐셜(Cp1), 항온 유지 온도(T2), 항온 유지 처리 시의 카본 포텐셜(Cp2) 및 항온 유지 시간(t2)은, 양태 1에 대하여 위에서 기재된 범위 내에서 적절히 결정하면 된다. 또한, 구멍 절삭 공정에서의 절삭 시의 공구 이송 및 절삭 속도에 대해서도, 양태 1에 관련하여 기재된 범위 내에서 적절히 결정하면 된다. 양태 2는, 하부 구멍을 형성할 필요가 없기 때문에, 양태 1보다 공정이 간단하다는 점에서 유리하다. 그러나, 양태 2는, 상기한 바와 같이 매우 긴 침탄 시간(t1)을 필요로 한다. 따라서, 생산성의 관점에서는 양태 1의 제조 방법을 이용하여 본 발명의 실시 형태에 따른 침탄 샤프트 부품을 제조하는 것이 바람직하다.

이하, 실시예에 의해 본 발명을 보다 상세히 설명하지만, 본 발명은 이들 실시예로 전혀 한정되는 것은 아니다. 이하에 나타낸 표에 있어서는, 본 발명의 요건을 충족시키지 않는 항목, 및 본 발명의 바람직한 제조 조건을 충족시키지 않는 항목에 대해서는, 애스테리스크(*)를 부여하였다.

실시예

진공 용해로를 사용하여, 표 1에 나타내는 화학 조성을 갖는 150㎏의 용강 A 내지 T를 얻었다.

각 강종의 용강을 사용하여, 조괴법에 의해 잉곳을 얻었다. 각 잉곳을 1250℃에서 4시간 가열한 후, 열간 단조를 행하여 직경 35㎜의 환봉을 얻었다. 열간 단조 시의 처리 온도는 1000℃였다.

각 환봉에 대해서 노멀라이징 처리를 행하였다. 노멀라이징 처리 온도는 925℃이고, 노멀라이징 처리 시간은 2시간이었다. 노멀라이징 처리 후, 환봉을 실온(25℃)까지 방랭하였다.

방랭 후의 환봉에 대해서 기계 가공을 실시하여, 도 4에 도시한 비틀림 시험편(41)의 근원이 되는 초벌 가공 부재를 제조하였다. 상기 양태 1의 방법에 따라서 침탄 ??칭 전에 하부 구멍을 형성하는 경우에는, 초벌 가공 부재의 상태에서는, 구멍의 직경은 3㎜보다 작다. 침탄 샤프트 부품 상당의 비틀림 시험편(41)은, 횡단면이 원형이며, 원기둥 형상의 시험부(42)와, 시험부(42) 중앙에 배치된 구멍(43)과, 양측에 배치된 원기둥 형상의 굵은 직경부(44)와, 굵은 직경부의 주위를 모따기한 한 쌍의 파지부(45)를 구비하고 있다. 또한, 경량화를 위해, 시험편의 중심부는 중공 구멍(46)으로 되어 있다. 도 4에 도시한 바와 같이, 비틀림 시험편(41)의 전체 길이는 200㎜이고, 시험부(42)의 외경은 20㎜, 시험부(42)의 길이는 30㎜이고, 구멍(43)의 직경은 3㎜이며, 중공 구멍(46)의 직경은 6㎜이다.

비틀림 시험편(41)의 초벌 가공 부재에 대해서, 표 2에 나타내는 조건에 기초하여, 침탄 ??칭을 실시하였다.

침탄 ??칭 후, 180℃에서 30분간의 템퍼링 처리를 행하였다.

표 1의 강종 D를 사용하여, 표 2의 열처리 조건 a의 침탄 ??칭 및 템퍼링에 의해 형성된 침탄 경화층의 두께는, 표면으로부터의 거리(두께)와 그 비커스 경도(HV)의 측정값으로부터 약 1.0㎜였다.

[침탄재의 조직 관찰]

침탄재에 있어서의 최종 형태인 침탄 샤프트 부품의 외주 표면으로부터 구멍의 축 방향으로 1㎜의 깊이 위치이며 또한 구멍의 표면에 상당하는 위치로부터 20㎛의 깊이 위치에 상당하는 기준 위치(21)의 조직 관찰을 다음의 방법으로 실시하였다. 즉, ??칭재에 있어서, 최종 형태인 샤프트 부품 상당의 시험편(비틀림 시험편(41))의 외주로부터 구멍의 축 방향으로 1㎜의 깊이 위치이며 또한 구멍 축심에 수직인 단면에 있어서의 구멍 표층부를 포함하고, 구멍의 축 방향으로 수직인 면(횡단면)이 관찰면이 되는 시험편을 채취하였다(도 1의 부호 12 참조). 경면 연마한 시험편을, 5％ 나이탈 용액으로 부식하였다. 부식된 면을, 배율 1000배의 광학 현미경으로 3시야 관찰하였다. 이때, 기준 위치를 시야의 중심으로 하였다. 시야의 중심으로부터 ??칭재의 표면 방향으로 10㎛, 시야의 중심으로부터 ??칭재의 표면과 반대 방향으로 10㎛, 시야의 중심으로부터 ??칭재의 표면 방향과 수직인 양 방향으로 각각 50㎛의, 20㎛×100㎛ 범위의 평면 내에 있어서, 각 상의 면적률을 통상의 화상 해석 방법에 의해 구하였다. 3시야의 각각에 대하여 얻어진 각 상의 면적률의 평균값을 각 상의 체적률이라 정의하였다.

[잔류 오스테나이트의 체적률(RI)의 측정]

??칭재에 있어서, 최종 형태인 샤프트 부품 상당의 시험편(비틀림 시험편(51))의 외주 표면으로부터 구멍의 축 방향으로 1㎜의 깊이 위치이며 또한 구멍의 표면에 상당하는 위치로부터 20㎛의 깊이 위치에 상당하는 기준 위치(21)에서의 오스테나이트 체적률(RI)을, 다음의 방법으로 측정한다. 구멍의 축 방향이며 또한 그 중심을 통과해서 구멍을 2분할하도록 침탄재를 절단하였다(도 2). 구멍 표면에 있어서, 외주 표면으로부터 1㎜ 깊이 위치를 중심으로 φ1㎜의 구멍이 형성된 마스킹을 실시하고, 전해 연마를 실시한다. 전해 연마의 시간을 변화시킴으로써 연마량을 조정하고, 기준 위치에 도달하는 깊이의 구멍을 판다. 전해 연마는, 11.6％의 염화암모늄과, 35.1％의 글리세린과, 53.3％의 물을 함유하는 전해액을 사용하여, 전압 20V로 전해 연마를 행하였다.

전해 연마된 표면에 있어서, 기준 위치를 중심으로 X선을 조사하여, X선 회절법에 의해 해석을 행하였다. X선 회절에는, 가부시키가이샤 리가쿠 제조의 상품명 RINT-2500HL/PC를 사용한다. 광원에는 Cr 관구를 사용한다. 관 전압은 40㎸, 관 전류는 40㎃이며, 콜리메이터 직경은 0.5㎜이다. V 필터에 의해 Kβ선을 제거하고, Kα선을 사용하였다. 데이터 해석은, AutoMATE 소프트웨어(가부시키가이샤 리가쿠 제조)를 사용하였다. Rachinger법에 의해 Kα2 성분을 제거하고, Kα1 성분의 프로파일을 사용하여, bcc 구조의 (211)면과 fcc 구조의 (220)면의 회절 피크의 적분 강도비에 기초하여 잔류 오스테나이트 체적률(RI)을 계산하였다. 또한, 조사하는 X선의 스폿 사이즈는 φ0.5㎜ 이하로 하였다.

침탄재로 된 비틀림 시험편(41)에 대해서, 표 3에 나타내는 조건에서 구멍 절삭 가공을 실시하여, 침탄 샤프트 부품 상당의 비틀림 시험편(41)을 얻었다. 또한, 표 3 중의 절삭 조건 α, β, γ, ε, ζ 및 η은 강재에 하부 구멍을 형성하여 침탄 ??칭 처리를 실시한 후, 표 3에 나타내는 공구 이송 f 및 절삭 속도 v의 조건에서 구멍 절삭 가공함을 의미하고 있다. 한편, 절삭 조건 δ는 강재에 하부 구멍을 형성하지 않고 침탄 ??칭 처리를 실시한 후, 표 3에 나타내는 공구 이송 f 및 절삭 속도 v의 조건에서 구멍 절삭 가공하는 것을 의미하고, 절삭 조건 θ는 강재에 하부 구멍을 형성하여 침탄 ??칭 처리를 실시한 후, 구멍 절삭 가공을 행하지 않음을 의미하고 있다.

구멍 절삭 가공 시, 절삭 공구에는, 초경합금의 표면에, 세라믹 코팅을 실시한, 직경 3㎜의 코티드 초경드릴을 이용하였다. 또한, 모따기에는, 선단각 90°의 직경 6㎜의 코티드 초경드릴의 선단부를 사용하였다.

그리고, 상기의 천공 가공을 실시한 것을, 비틀림 시험편(41)으로 하였다.

표 1의 강종 D를 사용하여, 표 2의 열처리 조건 a, 표 3의 절삭 조건 α에 의해 형성된 구멍 표면 부근의 비커스 경도는, 구멍 표면으로부터 깊이 방향의 거리 10㎛의 부분에서 약 900HV, 20㎛의 부분에서 약 890HV, 40㎛의 부분에서 약 860HV, 50㎛의 부분에서 약 820HV, 100㎛의 부분에서 약 770HV, 300㎛의 부분에서 약 740HV였다.

[잔류 오스테나이트의 체적률(R2·RF)의 측정]

침탄 샤프트 부품 상당의 시험편(비틀림 시험편(41))의 구멍의 축 방향이며 또한 그 중심을 통과해서 구멍을 2분할하도록 침탄 샤프트 부품을 절단하였다(도 2). 구멍 표면에 있어서, 외주 표면으로부터 1㎜ 깊이 위치를 중심으로 φ1㎜의 구멍이 형성된 마스킹을 실시하고, 전해 연마를 실시하였다. 전해 연마의 시간을 변화시킴으로써 연마량을 조정하고, 20㎛ 깊이의 구멍을 형성하였다.

구멍 표면에 대해서, 상술한 방법으로 X선 회절을 실시하고, 외주 표면으로부터 1㎜의 깊이 위치이며 또한 구멍의 표면으로부터 20㎛ 깊이 위치의 잔류 오스테나이트 체적률(R2·RF)을 구하였다.

[잔류 오스테나이트의 체적률(R1)의 측정]

침탄 샤프트 부품 상당의 시험편(비틀림 시험편(41))의 외주 표면으로부터 구멍의 축 방향으로 1㎜의 깊이 위치이며 또한 구멍의 표면으로부터 200㎛ 깊이까지의 범위에 있어서의 최대 잔류 오스테나이트 체적률(R1)을, 다음의 방법으로 측정하였다. 구멍의 축 방향이며 또한 그 중심을 통과해서 구멍을 2분할하도록 침탄재를 절단하였다(도 2). 구멍 표면에 있어서, 외주 표면으로부터 1㎜ 깊이 위치를 중심으로 φ1㎜의 구멍이 형성된 마스킹을 실시하고, 전해 연마를 실시하였다. 전해 연마의 시간을 변화시킴으로써 연마량을 조정하고, 30㎛ 깊이의 구멍을 형성하였다. 그 표면에 대해서 상술한 방법으로 X선 회절을 실시하고, 표면으로부터 30㎛ 위치의 잔류 오스테나이트 체적률을 구하였다. 이 과정을 반복함으로써, 10㎛씩 구멍을 깊게 하고, 그 때마다 잔류 오스테나이트의 체적률을 측정하는 것을, 구멍의 깊이가 200㎛로 될 때까지 반복하였다. 그리고 그 중에서 얻어진 최대의 잔류 오스테나이트 체적률을 (R1)로 하였다.

[정적 비틀림 시험(정적 비틀림 강도의 측정)]

도 4에 도시한 비틀림 시험편(41)을 사용하여, 서보 펄서식 비틀림 시험기로 비틀림 시험을 행하고, 응력과 비틀림 각의 관계를 취득하였다. 이어서, 응력과 비틀림 각이 비례 관계를 유지하는 최대의 전단 응력 τ, 소위 비례 한계를 정적 비틀림 강도로 하였다. 이 비례 한계는, 인장 시험에서 말하는 항복 응력에 상당한다. 본 시험에 있어서는, 정적 비틀림 강도가 520MPa 이상의 경우가, 종래 기술에 비하여 우수한 정적 비틀림 강도를 갖는다는 점에서 합격이다.

[비틀림 피로 시험(비틀림 피로 강도의 측정)]

도 4에 도시한 비틀림 시험편(41)을 사용하여, 부하 최대 전단 응력 τ를 50MPa 피치로 변화시키고, 반복 주파수 4㎐로 양 진동의 비틀림 피로 시험을 행하였다. 그리고, 반복수 10⁵회에 도달하기 전에 파단한 최대 전단 응력의 최솟값(τ_f _{, min})과, (τ_f _{, min})보다 낮은 응력이며 최대 미파단점의 최대 전단 응력(σ_r _{, max})의 중간점을 피로 한도로 하였다. 또한, 시험기에는 서보 펄서식 비틀림 시험기를 사용하였다. 본 시험에 있어서는, 비틀림 피로 강도가 375MPa 이상의 경우가, 종래 기술에 비하여 우수한 비틀림 피로 강도를 갖는다는 점에서 합격이다.

[시험 결과]

이상으로 설명한 각 시험 등에 관한 결과를 표 4, 표 5에 나타낸다.

표 4로부터 명백해진 바와 같이, 본 발명에 따른 실시예의 침탄 샤프트 부품에서는, 그 화학 조성(표층부의 C 함유량을 포함함)을 조정하는 것을 전제로, 특히 절삭 전의 구멍 표층부의 잔류 오스테나이트 체적률에 상당하는 RI를 소정의 범위로 제어하면서, 절삭 후에 그 감소율 Δγ'가 소정의 비율 이상이 되도록 당해 잔류 오스테나이트를 가공 유기 마르텐사이트로 변태시킴으로써, 우수한 정적 비틀림 강도 및 비틀림 피로 강도를 달성할 수 있음이 증명되었다. 이들 특징은, 침탄 샤프트 부품에 있어서, R1이 10.0 내지 30.0％인 점, Δγ가 20％ 이상인 점 등으로 알 수 있다. 또한, 강재에 하부 구멍을 형성하지 않고 침탄 ??칭 처리를 실시한 후, 구멍 절삭 가공한 표 4의 No. 26의 침탄 샤프트 부품(표 3의 절삭 조건 δ)에 있어서도, 600분의 비교적 긴 침탄 시간(t1)에 걸쳐 침탄 처리(표 2의 열처리 조건 d)를 행함으로써, 최종 형태인 침탄 샤프트 부품에 있어서, 10.0 내지 30.0％의 R1 및 20％ 이상의 Δγ의 양쪽의 특징을 달성하고, 그 결과로서 우수한 정적 비틀림 강도 및 비틀림 피로 강도를 달성할 수 있음이 증명되었다.

이에 반하여, 표 5로부터 명백해진 바와 같이, 비교예의 침탄 샤프트 부품에서는, 그 화학 조성(표층부의 C 함유량을 포함함), R1 및 Δγ 등이 본 발명의 범위 내로 제어되어 있지 않기 때문에, 정적 비틀림 강도와 비틀림 피로 강도를 높은 레벨로 양립할 수 없음을 알 수 있다. 또한, 강재에 하부 구멍을 형성하지 않고 침탄 ??칭 처리를 실시한 후, 구멍 절삭 가공한 표 5의 No. 33의 침탄 샤프트 부품(표 3의 절삭 조건 δ)에 있어서는, 침탄 시간(t1)이 120분으로 비교적 짧기 때문에(표 2의 열처리 조건 c), 예를 들어 최종 형태인 침탄 샤프트 부품에 있어서 R1이 10.0 내지 30.0％기 범위 외로 되어 있으며, 결과적으로 정적 비틀림 강도와 비틀림 피로 강도를 높은 레벨로 양립할 수 없음을 알 수 있다.

11: 조직 관찰 위치
12: 주사형 전자 현미경 관찰 위치
21: 기준 위치
22: 침탄 샤프트 부품의 구멍 표면
23: 침탄재의 구멍 표면
31: 소성 유동층
32: 모재
41: 비틀림 시험편
42: 시험부
43: 구멍
44: 굵은 직경부
45: 파지부
51: 가공 유기 마르텐사이트층

Claims

외주 표면으로부터 3㎜ 깊이 또는 그보다 깊은 내부가, 질량％로,
C: 0.10 내지 0.30％,
Si: 0.01 내지 0.30％,
Mn: 0.4 내지 2.0％,
P: 0.050％ 이하,
S: 0.005 내지 0.020％,
Cr: 0.4 내지 3.5％,
Al: 0.010 내지 0.050％,
N: 0.005 내지 0.025％, 및
O: 0.003％ 이하
를 함유하며, 잔부가 Fe 및 불순물로 이루어지고,
임의 선택이며, 질량％로,
Pb: 0.5％ 이하,
V, Nb 및 Ti로 이루어지는 군에서 선택되는 1종 이상을 총 함유량으로 0.1％ 이하,
Mo: 3.0％ 이하 및 Ni: 2.5％ 이하로 이루어지는 군에서 선택되는 1종 이상,
Cu: 0 내지 0.50％, 및
B: 0 내지 0.020％
를 더 함유하며, 식 (1) 및 식 (2)를 충족하고,
표층부의 C 함유량(Cs)이 질량％로 0.60 내지 1.00％이며,
상기 외주 표면에 적어도 하나의 구멍을 갖고,
상기 외주 표면으로부터 상기 구멍의 축 방향으로 1㎜의 깊이 위치이며 또한 상기 구멍의 표면으로부터 20㎛의 깊이 위치에서의 조직에 있어서의 마르텐사이트와 잔류 오스테나이트의 합계 체적률(α'+γ)이 97％ 이상이며,
상기 외주 표면으로부터 상기 구멍의 축 방향으로 1㎜의 깊이 위치이며 또한 상기 구멍의 표면으로부터 200㎛ 깊이까지의 범위에 있어서의 최대 잔류 오스테나이트 체적률(R1)이 10.0 내지 30.0％이며,
상기 R1과, 상기 외주 표면으로부터 상기 구멍의 축 방향으로 1㎜의 깊이 위치이며 또한 상기 구멍의 표면으로부터 20㎛의 깊이 위치에서의 잔류 오스테나이트 체적률(R2)로부터 식 (A)에 의해 구해지는 잔류 오스테나이트 감소율(Δγ)이 20％ 이상인 것을 특징으로 하는, 침탄 샤프트 부품.

여기서, 식 (1) 및 식 (2) 중의 각 원소 기호에는, 각 원소의 함유량(질량％)이 대입되고, 원소를 포함하지 않는 경우에는 0이 대입된다.
제1항에 있어서,
상기 R2가 20％ 이하인 것을 특징으로 하는, 침탄 샤프트 부품.
제1항 또는 제2항에 있어서,
상기 구멍의 표면에 소성 유동층을 갖는 것을 특징으로 하는, 침탄 샤프트 부품.
제3항에 있어서,
상기 소성 유동층의 두께가 0.5 내지 15㎛인 것을 특징으로 하는, 침탄 샤프트 부품.