KR102191407B1 - 압축 코일 스프링 및 그 제조 방법 - Google Patents

Abstract

코일링 가공에 의한 인장 잔류 응력을 해소하고, 선재 표면에 C농화층을 형성하여 적절한 압축 잔류 응력 분포를 부여함으로써, 염가의 선재를 이용하여, 고내구성의 압축 코일 스프링 및 그 제조 방법을 제공한다. 　
중량%로, C를 0.45∼0.80%, Si를 0.15∼2.50%, Mn을 0.3∼1.0% 포함하고, 잔부가 철 및 불가피 불순물로 이루어지는 원상당 직경이 2.5mm 이상 10mm 이하인 강선재를 이용한 압축 코일 스프링에 있어서, 임의의 선재 횡단면에 있어서의 내부 경도가 570∼700HV이며, 표층부에 강선재에 포함되는 C의 평균 농도를 넘는 C농화층을 가지며, 선재의 코일 스프링 내경측의 용수철에 압축 하중을 부하한 경우에 발생하는 대략 최대 주응력 방향에 있어서, 무부하 시의 선재의 표면으로부터 0.2mm 깊이에서의 압축 잔류 응력이 200MPa 이상임과 함께 표면으로부터 0.4mm 깊이에서의 압축 잔류 응력이 60MPa 이상인 것을 특징으로 한다.

Description

압축 코일 스프링 및 그 제조 방법{HELICAL COMPRESSION SPRING AND METHOD FOR MANUFACTURING SAME}

본 발명은, 예를 들어 자동차의 엔진이나 클러치 내에서 사용되는 압축 코일 스프링에 관한 것으로, 특히, 고응력 하의 사용 환경에 있어서도 우수한 내피로성을 가지는 압축 코일 스프링 및 그 제조 방법에 관한 것이다.

최근, 환경 문제를 배경으로 자동차에 대한 저연비화의 요구가 해마다 엄격해지고 있으며, 자동차 부품에 대한 소형 경량화가 지금까지 이상으로 강하게 요구되고 있다. 이 소형 경량화의 요구에 대해, 예를 들어 엔진 내에서 사용되는 밸브 스프링이나, 클러치 내에서 사용되는 클러치 댐퍼 스프링을 비롯한 압축 코일 스프링 부품에 있어서는, 재료의 고강도화나, 표면 처리에 의한 표면 강화의 연구가 활발하며, 그 결과로 코일 스프링의 특성으로서 중요한 내피로성의 향상이나, 내(耐)주저앉음성의 향상을 도모하고 있다.

일반적으로, 코일 스프링의 제조 방법은, 열간 성형법과 냉간 성형법으로 크게 구별된다. 열간 성형법은, 선직경 d가 굵고, 그리고 코일 평균 직경 D와 선직경 d의 비인 스프링 지수 D/d가 작은 등, 그 가공성이 나쁜 것 때문에 냉간 성형이 곤란한 코일 스프링의 성형에 이용되며, 코일 스프링 선재로서는 탄소강이나 스프링강이 이용되고 있다. 열간 성형법에서는, 도 1(F)에 나타내는 바와 같이, 선재를 가공하기 쉽도록 고온으로 가열하여 심금(芯金)에 감아 코일 스프링형상으로 코일링하고, 담금질·뜨임 후에, 또한 쇼트 피닝이나 세팅을 실시하여, 코일 스프링의 성능으로서 주요한 내피로성이나 내주저앉음성을 얻고 있다. 또한, 열간 성형법에 있어서는, 무심금으로의 코일링은 기술적으로 매우 곤란하기 때문에 지금까지 실용화에는 이르지 않았다. 따라서, 열간 성형법은 심금을 이용하는 것이 종래의 기술에서는 필수이며, 성형할 수 있는 코일 스프링으로서는, 무심금으로 코일링 가능한 냉간 성형법과 비교해 형상의 자유도가 낮다.

한편, 밸브 스프링이나 클러치 댐퍼 스프링 클래스의 압축 코일 스프링에 대해서는, 비교적 선직경이 가늘기 때문에 냉간 성형이 가능하다. 그리고, 가열에 의한 변태나 열팽창 수축을 수반하지 않기 때문에 높은 치수 정밀도를 얻기 쉽고, 또한, 가공 속도나 설비비 등에 의한 양산성(택트, 비용)도 높기 때문에, 이 클래스의 압축 코일 스프링의 제조에 대해서는 종래부터 냉간 성형법이 채용되고 있다. 또, 이 냉간 성형법에 대해서는 무심금으로의 성형 기술이 확립되어 있으며, 코일 스프링의 형상 자유도가 높은 것도, 냉간 성형법이 이용되는 큰 원인 중의 하나이며, 열간 성형법에 의한 밸브 스프링이나 클러치 댐퍼 스프링 클래스의 압축 코일 스프링의 제조 기술은 지금까지 실재하지 않는다. 또한, 냉간 성형법에 있어서는, 코일 스프링 선재로서는, 탄소강선, 경강선, 피아노선, 스프링강선과 같은 경인선(硬引線)이 종래 이용되어 왔다. 그러나, 최근, 경량화의 관점에서 재료의 고강도화가 요구되고 있으며, 고가의 오일 템퍼선이 널리 이용되게 되었다.

냉간 성형법에서는, 도 1(D) 및 (E)에 나타내는 바와 같이, 선재를 냉간으로 코일 스프링형상으로 코일링하고, 소둔 후, 쇼트 피닝 및 세팅을 필요에 따라 실시한다. 여기서, 소둔은, 코일 스프링의 내피로성 향상의 저해 요인이 되는 가공에 의해 발생한 잔류 응력을 제거하는 것을 목적으로 하고 있으며, 쇼트 피닝에 의한 표면으로의 압축 잔류 응력의 부여와 함께, 코일 스프링의 내피로성 향상에 기여한다. 또한, 밸브 스프링이나 클러치 댐퍼 스프링과 같은 고부하 응력에서 사용되는 코일 스프링에 대해서는, 질화 처리에 의한 표면 경화 처리가 쇼트 피닝 전에 필요에 따라 실시된다.

한층의 내피로성의 향상을 목표로 한 연구가 활발히 행해지고 있다. 예를 들어, 특허 문헌 1에는, 냉간 성형용의 오일 템퍼선이 기재되어 있으며, 잔류 오스테나이트의 가공 유기 변태를 이용하여 내피로성을 향상시키는 기술이 개시되어 있다. 특허 문헌 2에는, 질화 처리를 실시한 선재의 표면에, 상이한 투사 속도로의 다단 쇼트 피닝을 실시함으로써 큰 압축 잔류 응력을 부여하여, 내피로성의 향상을 도모하는 기술이 개시되어 있다.

특허 문헌 1에 있어서 코일링 후의 코일 스프링에는 잔류 응력이 발생한다. 이 잔류 응력, 특히 코일 내경측 표면에 발생하는 선축 방향의 인장 잔류 응력은, 코일 스프링으로서의 내피로성 향상의 저해 요인이다. 그리고, 통상은 이 가공에 의한 잔류 응력을 제거하기 위해 소둔을 실시하지만, 뜨임 연화 저항이 높은 특허 문헌 1의 선재를 사용한다 해도, 원하는 선재의 강도를 유지한 다음 이 잔류 응력을 완전하게 제거하는 것이 곤란한 것은 용이하게 추정할 수 있으며, 당업자에게 있어서는 주지이다. 따라서, 그 후 쇼트 피닝을 실시해도, 가공에 의해 코일 내경측에 잔류한 인장 잔류 응력의 영향에 의해 선재 표면에 충분한 압축 잔류 응력을 부여하는 것은 곤란하고, 코일 스프링으로서의 충분한 내피로성을 얻을 수 없다. 또, 뜨임 연화 저항의 향상에 기여하는 V, Mo와 같은 원소는 고가이다. 따라서, 선재가 매우 고가가 되며, 당연, 제품으로서의 코일 스프링도 고가의 것이 된다.

또, 특허 문헌 2에서는, 코일 스프링의 선재 표면 근방(이하, 「표면」이라고 칭한다)의 압축 잔류 응력은 1400MPa 정도이며, 밸브 스프링이나 클러치 댐퍼 스프링 클래스의 고부하 응력 하에서 사용하는 코일 스프링으로서, 표면에 있어서의 균열 발생 억제에 대해 그 압축 잔류 응력은 충분하다. 그러나, 표면의 압축 잔류 응력을 향상시킨 결과, 선재 내부에서의 압축 잔류 응력은 작아져, 개재물 등을 기점으로 하는 선재 내부에서의 균열 발생에 대해서는, 그 압축 잔류 응력의 효과가 부족해진다. 즉, 특허 문헌 2에 의한 수단에서는, 쇼트 피닝에 의해 부여되는 에너지에 한계가 있기 때문에, 즉 압축 잔류 응력 분포의 변화는 부여되지만 압축 잔류 응력의 총합을 크게 향상시키는 것은 곤란하다. 이미 서술한 가공에 의한 잔류 응력의 영향을 해소하는 것 등은 고려되지 않고, 따라서, 동일 강도 선재에 대해 그 내피로성의 향상 효과는 부족하다.

또한, 표면 압축 잔류 응력을 향상시키는 수단은 다양하게 실용화되고 있지만, 그 결과, 예를 들어 선직경 1.5~10mm 정도의 코일 스프링에 있어서는, 선재 표면으로부터의 깊이(이하, 「깊이」라고 칭한다) 0.1~0.4mm의 범위에 외부 부하에 의한 작용 응력과 잔류 응력의 합인 합성 응력의 최대치가 존재하며, 그 합성 응력의 가장 높은 부분이 파괴 기점이 되어 있는 것이 실정이다. 따라서, 깊이 0.1~0.4mm의 범위에 있어서 큰 압축 잔류 응력을 확보하는 것이, 내피로성에 대해 중요하다.

일본국 특허 제3595901호 일본국 특허공개 2009-226523호 공보

상기와 같이, 종래의 제조 방법이나 특허 문헌 1, 2 등에서는, 최근의 고응력 하에서의 내피로성의 한층의 향상과 비용 저감의 양립을 요구한 요구에 대해, 그 대응은 곤란하다. 또, 냉간 성형용으로서 현재 주류가 되고 있는 오일 템퍼선은 고가이고, 그 중에서도 성능 향상을 위해 Ni, V, Mo와 같은 고급 원소를 첨가한 오일 템퍼선은 매우 고가이다. 또한, 성형 후의 소둔 처리로 가공에 의한 잔류 응력을 완전하게 해소할 수 없었기 때문에, 선재의 성능을 충분히 활용할 수 없었다.

본 발명은, 이러한 배경 하, 코일링 가공에 의한 인장 잔류 응력을 해소함과 함께 선재 표면에 C농화층을 형성하고, 성형 후의 선재에 적절한 압축 잔류 응력 분포를 부여함으로써, 염가의 선재를 이용하여, 고내구성의 압축 코일 스프링 및 그 제조 방법을 제공하는 것을 목적으로 한다.

본 발명자들은, 코일 스프링의 내피로성에 대해서 예의 연구를 행했다. 그리고, 상기의 깊이 0.1~0.4mm의 범위에 있어서 큰 압축 잔류 응력을 얻으려면, 코일링 가공 시의 인장 잔류 응력을 해소하고, 후에 행하는 쇼트 피닝이나 세팅의 효과를 효과적으로 얻는 것이 중요하다는 생각에 이르렀다. 그래서, 쇼트 피닝 공정 전까지 스프링 선재의 인장 잔류 응력을 해소하는 방법에 대해서 검토를 행했다. 그 결과, 코일 스프링 선재를 오스테나이트역까지 가열함으로써 잔류 응력을 해소할 수 있는 것에 주목하고, 코일 스프링 선재를 오스테나이트역까지 가열한 상태로 코일링 가공을 행하여, 가공에 기인한 잔류 응력의 발생을 해소하고, 후에 행하는 쇼트 피닝이나 세팅의 효과를 효율적으로 얻을 수 있는 것을 발견했다.

오스테나이트역까지의 가열 단계에 있어서, 그 가열을 보다 단시간에 행하는 것은, 구오스테나이트 결정 입경(이하, 「결정 입경」이라고 칭한다)의 조대화 억제, 혹은, 미세화로 연결된다. 그리고 이 결정 입경은 내피로성과 밀접한 관계에 있어, 결정 입경의 미세화는 내피로성의 향상에 유효하다. 따라서, 코일 스프링 선재를 단시간에 가열하여 열간 가공함으로써, 가공에 기인하는 잔류 응력을 해소함과 함께, 보다 내피로성이 우수한 스프링의 제작이 가능해진다.

또한, 코일 스프링에 대해 침탄 처리를 행하여 표면에 C농화층을 형성함으로써, 표면 근방을 고경도로 하여 항복 응력을 향상시켜, 후에 행하는 쇼트 피닝의 효과를 효율적으로 얻을 수 있다. 여기서, 침탄 처리를 열간 코일링 가공 시에 행하면, 침탄 처리를 효율적으로 행하는 것이 가능하다.

또, 냉간 코일링 가공 후에 코일 스프링 선재를 오스테나이트역까지 가열하여 가공에 의한 잔류 응력을 해소함으로써, 후에 행하는 쇼트 피닝이나 세팅의 효과를 효율적으로 얻을 수 있다. 냉간 코일링 가공의 경우에는, 코일링 후의 가열 시에 침탄 처리를 동시에 행하면 침탄 처리를 효율적으로 행하는 것이 가능하다.

즉, 본 발명의 압축 코일 스프링은, 중량%로, C를 0.45~0.80%, Si를 0.15~2.50%, Mn을 0.3~1.0% 포함하고, 잔부가 철 및 불가피 불순물로 이루어지는 원상당 직경이 2.5mm 이상 10mm 이하인 강선재를 이용한 압축 코일 스프링에 있어서, 임의의 선재 횡단면에 있어서의 내부 경도가 570~700HV이며, 표층부에 강선재에 포함되는 C의 평균 농도를 초과하는 C농화층을 가지며, 선재의 코일 스프링 내경측의 스프링에 압축 하중을 부하한 경우에 발생하는 대략 최대 주응력 방향에 있어서, 무부하 시의 선재의 표면으로부터 0.2mm 깊이에서의 압축 잔류 응력이 200MPa 이상임과 함께 표면으로부터 0.4mm 깊이에서의 압축 잔류 응력이 60MPa 이상인 것을 특징으로 한다. 여기서, 스프링에 압축 하중을 부하한 경우에 발생하는 대략 최대 주응력 방향이란, 선재의 축방향에 대해 대략 +45°방향을 나타낸다. 그리고, 이 최대 주응력 방향은 코일 스프링형상(특히 피치각과의 관계)에 따라 변화하는 것이며, 그 방향은 축방향에 대해 +45°~+60°의 범위에 존재한다.

또, 본 발명의 압축 코일 스프링은, 중량%로, C를 0.45~0.80%, Si를 0.15~2.50%, Mn을 0.3~1.0% 포함하고, 잔부가 철 및 불가피 불순물로 이루어지는 원상당 직경이 2.5mm 이상 10mm 이하인 강선재를 이용한 압축 코일 스프링에 있어서, 임의의 선재 횡단면에 있어서의 내부 경도가 570~700HV이며, 표층부에 강선재에 포함되는 C의 평균 농도를 초과하는 C농화층을 가지며, 선재의 코일 스프링 내경측에 있어서, I_-σR이 160MPa·mm 이상인 것을 특징으로 한다. 여기서, I_-σR이란, 스프링에 압축 하중을 부하한 경우에 발생하는 대략 최대 주응력 방향에 있어서, 무부하 시의 압축 잔류 응력의 값이 제로가 되는 선재 표면으로부터의 깊이를 크로싱 포인트로 하여, 종축이 잔류 응력, 횡축이 소선 반경인 잔류 응력 분포 곡선에 있어서의 표면으로부터 크로싱 포인트까지의 적분치이다. 크로싱 포인트가 큰 것은, 압축 잔류 응력이 표면으로부터 깊게까지 들어가 있는 것을 시사하고 있다.

또, 본 발명의 압축 코일 스프링은, 중량%로, C를 0.45~0.80%, Si를 0.15~2.50%, Mn을 0.3~1.0% 포함하고, 잔부가 철 및 불가피 불순물로 이루어지는 원상당 직경이 1.5mm 이상 3mm 이하인 강선재를 이용한 압축 코일 스프링에 있어서, 임의의 선재 횡단면에 있어서의 내부 경도가 570~700HV이며, 표층부에 강선재에 포함되는 C의 평균 농도를 초과하는 C농화층을 가지며, 선재의 코일 스프링 내경측의 스프링에 압축 하중을 부하한 경우에 발생하는 대략 최대 주응력 방향에 있어서, 무부하 시의 선재의 표면으로부터 0.15mm 깊이에서의 압축 잔류 응력이 300MPa 이상임과 함께 표면으로부터 0.3mm 깊이에서의 압축 잔류 응력이 50MPa 이상인 것을 특징으로 한다.

또한, 본 발명의 압축 코일 스프링은, 중량%로, C를 0.45~0.80%, Si를 0.15~2.50%, Mn을 0.3~1.0% 포함하고, 잔부가 철 및 불가피 불순물로 이루어지는 원상당 직경이 1.5mm 이상 3mm 이하인 강선재를 이용한 압축 코일 스프링에 있어서, 임의의 선재 횡단면에 있어서의 내부 경도가 570~700HV이며, 표층부에 강선재에 포함되는 C의 평균 농도를 초과하는 C농화층을 가지며, 선재의 코일 스프링 내경측에 있어서, I_-σR이 130MPa·mm 이상인 것을 특징으로 한다.

이하에, 본 발명에서 규정하는 수치 범위의 한정 이유를 설명한다. 우선, 본 발명에서 이용하는 강선재의 화학 성분의 한정 이유에 대해서 설명한다. 본 발명에 있어서는, C를 0.45~0.80%, Si를 0.15~2.50%, Mn을 0.3~1.0% 포함하고, 잔부가 철 및 불가피 불순물로 이루어지는 강선재를 이용한다. 또한, 이하의 설명에 있어서 「%」는 「중량%」를 의미한다.

(1) 재료 성분

C： 0.45~0.80%

C는, 강도 향상에 기여한다. C의 함유량이 0.45% 미만에서는, 강도 향상의 효과를 충분히 얻을 수 없기 때문에, 내피로성, 내주저앉음성이 불충분해진다. 한편, C의 함유량이 0.80%를 초과하면, 인성이 저하되어 깨짐이 발생하기 쉬워진다. 이 때문에, C의 함유량은 0.45~0.80%로 한다.

Si: 0.15~2.50%

Si는, 강의 탈산에 유효함과 함께, 강도 향상이나 뜨임 연화 저항 향상에 기여한다. Si의 함유량이 0.15% 미만에서는, 이러한 효과를 충분히 얻을 수 없다. 한편, Si의 함유량이 2.50%를 초과하면 인성이 저하되어 깨짐이 발생하기 쉬워짐과 함께, 탈탄을 조장하여 선재 표면 강도의 저하를 초래한다. 이 때문에, Si의 함유량은 0.15~2.50%로 한다.

Mn: 0.3~1.0%

Mn은 담금질성의 향상에 기여한다. Mn의 함유량이 0.3% 미만에서는, 충분한 담금질성을 확보하기 어려워지고, 또, 연인성(延靭性)에 유해가 되는 S의 고착(MnS 생성)의 효과도 부족해진다. 한편, Mn의 함유량이 1.0%를 초과하면, 연성이 저하되고, 깨짐이나 표면 흠이 발생하기 쉬워진다. 이 때문에, Mn의 함유량은 0.3~1.0%로 한다.

또한, 이러한 첨가 원소는 본 발명을 구성하는데 최저한 필요한 원소이며, 다른 원소를 더 첨가해도 된다. 즉, 본 발명에 있어서는, 스프링강의 성분 조성으로서 일반적으로 이용되고 있는 Cr, B, Ni, Ti, Cu, Nb, V, Mo, W 등의 원소 중 1종 또는 2종 이상을 0.005~4.5%, 그 목적에 따라 적절히 첨가하는 것이 가능하고, 그 결과, 보다 고성능, 혹은, 용도에 따라 적합한 코일 스프링의 제조도 가능하다. 예를 들어, Cr을 첨가하는 경우에 대해서 이하에 서술한다.

Cr: 0.5~2.0%

Cr은 탈탄을 방지하는데 유효함과 함께, 강도 향상이나 뜨임 연화 저항 향상에 기여하며, 내피로성의 향상에 유효하다. 또, 온간에서의 내주저앉음성 향상에도 유효하다. 이 때문에, 본 발명에 있어서는 또한, Cr을 0.5~2.0% 함유하는 것이 바람직하다. Cr의 함유량이 0.5% 미만에서는, 이러한 효과를 충분히 얻을 수 없다. 한편, Cr의 함유량이 2.0%를 초과하면, 인성이 저하되고, 깨짐이나 표면 흠이 발생하기 쉬워진다.

(2) 경도 분포

고부하 응력 하에서 사용되는 밸브 스프링이나 클러치 댐퍼 스프링 등으로서는, 요구되는 내피로성과 내주저앉음성을 만족시키기 위해, 코일 스프링으로서는 후술하는 압축 잔류 응력 분포와 함께 선재 자체의 강도도 중요하다. 즉, 임의의 횡단면에 있어서의 선재 내부 경도가, 570~700HV의 범위인 것이 필요하고, 570HV 미만인 경우는, 그 재료 강도가 낮기 때문에 충분한 내피로성과 내주저앉음성을 얻을 수 없다. 또, 700HV를 초과한 경우는, 인성의 저하에 수반하는 절결 감수성이 높아지기 때문에, 코일링 시에 툴류와의 마찰에 의해 발생한 표면 흠이나, 쇼트 피닝으로 형성되는 선재 표면 거칠기의 곡부(谷部)를 기점으로 한 균열 발생에 의한 조기 절손(折損)의 위험성이 증대하여, 신뢰성이 중요한 자동차 부품으로서 이용하기에는 부적합해진다.

(3) C농화층

선재 표면의 경도를 높이고 항복 응력을 향상시키기 위해, 선재의 표층부에 침탄 처리에 의해 C농화층을 형성한다. 항복 응력을 향상시킴으로써, 후에 행하는 쇼트 피닝에 의해 큰 표면 압축 잔류 응력을 부여할 수 있다. 또, 선재의 표면 거칠기를 개선할 수 있다. 이 때문에, 내피로성을 더 향상시키는 효과가 있다. 이 C농화층에는 선재에 함유되는 C의 평균 농도를 초과하는 농도의 C를 함유시킨다. 또, 이러한 효과를 충분히 얻기 위해, C농화층에 있어서의 최대 C농도가 0.7~0.9중량%이며, C농화층(침탄 깊이)은 선재 표면으로부터 0.01~0.1mm의 깊이까지 형성되어 있는 것이 바람직하다. C농화층의 최대 C농도가 0.9중량%를 초과하는 경우나 C농화층의 두께가 0.1mm를 초과하는 경우는, 침탄 반응을 효율적으로 행하기 위해 고온으로 처리를 행하지 않으면 안 되기 때문에, 결정 입도가 악화되어, 내피로성의 저하를 초래하기 쉽다. 또, C농도가 0.9중량%를 초과한 경우는, 모상에 고용할 수 없는 C가 탄화물로서 결정 입계에 많이 석출됨으로써 인성이 저하되고, 이 경우도 내피로성의 저하를 초래하기 쉽다.

또, C농화층의 경도가 선재의 내부 경도보다 50HV 이상 높은 것이 바람직하다. 이것은, 선재 표면의 C농화층이 내부 경도보다 높음으로써, 표면 근방에서 더 높은 압축 잔류 응력을 얻을 수 있으며, 표면 근방(최표면을 포함한다)을 기점으로 하는 피로 균열의 발생을 방지할 수 있기 때문이다. 상기 수치가 50HV 미만이면, 이러한 효과가 현저하게 나타나지 않는다.

(4) 잔류 응력 분포

본 발명자들은, 밸브 스프링이나 클러치 댐퍼 스프링으로서 요구되는 작용 응력과, 피로 절손 기점으로 이루어질 수 있는 다양한 요인(연인성, 비금속계 개재물, 불완전 담금질 조직 등의 이상 조직, 표면 거칠기, 표면 흠 등등)의 관계에 있어서의 파괴 역학적 계산, 및, 실제의 내구 시험 등에 의한 검증으로부터, 코일 스프링의 선재 표면 근방에 필요한 압축 잔류 응력에 대해서 다음의 결론을 얻었다. 또한, 본 발명에 있어서의 압축 잔류 응력은, 스프링에 압축 하중을 부하한 경우의 대략 최대 주응력 방향, 즉, 선재의 축방향에 대해 +45°방향에 있어서의 것이다.

스프링에 있어서의 선재 표면으로부터 내부에 걸친 압축 잔류 응력 분포는, 쇼트 피닝 및 세팅에 의해 부여된다. 상기 서술한 바와 같이, 스프링으로서의 내피로성 향상에 대해서는, 선재 표면의 압축 잔류 응력 향상은 물론, 내부에 있어서의 압축 잔류 응력을 보다 크고 깊게 도입하는 것이 필요하고, 특히, 실질적으로 파괴 기점이 되어 있는 깊이 0.1~0.4mm 정도의 범위의 압축 잔류 응력을 더 크게 하는 것이 중요하다. 그리고, 그 선재 내부에서의 압축 잔류 응력 분포를 나타내는 지표로서는, 원상당 직경이 2.5mm 이상 10mm 이하의 강선재의 경우는, 스프링 내경측의 스프링에 압축 하중을 부하한 경우에 발생하는 대략 최대 주응력 방향에 있어서, 무부하 시의 깊이 0.2mm에 있어서의 압축 잔류 응력을 200MPa 이상 또한 깊이 0.4mm에 있어서의 압축 잔류 응력을 60MPa 이상, 원상당 직경이 1.5mm 이상 3mm 이하의 강선재의 경우는, 깊이 0.15mm에 있어서의 압축 잔류 응력을 300MPa 이상 또한 깊이 0.3mm에 있어서의 압축 잔류 응력을 50MPa 이상으로 한다. 이러한 수치에 못 미치는 경우, 내부 기점의 피로 파괴를 억제하기에는 불충분하다.

또, 압축 잔류 응력의 내부에 있어서의 크기, 혹은 깊이를 나타내는 다른 지표인 I_-σR에 대해서는, 원상당 직경이 2.5mm 이상 10mm 이하의 강선재의 경우는, 스프링 내경측의 스프링에 압축 하중을 부하한 경우에 발생하는 대략 최대 주응력 방향에 있어서, 무부하 시의 I_-σR이 160MPa·mm 이상, 원상당 직경이 1.5mm 이상 3mm 이하의 강선재의 경우는, 130MPa·mm 이상으로 한다. 스프링 내경측의 스프링에 압축 하중을 부하한 경우에 발생하는 대략 최대 주응력 방향에 있어서, 표면의 무부하 시의 최대 압축 잔류 응력으로서는, 고부하 응력이 작용하는 밸브 스프링이나 클러치 댐퍼 스프링을 대상으로 한 경우는, 900MPa 이상인 것이 바람직하다. 이와 같이 압축 잔류 응력 분포를 설정함으로써, 내피로성이 우수한 압축 코일 스프링을 얻을 수 있다.

본 발명에 있어서의 압축 잔류 응력 분포는, 쇼트 피닝 처리에 의해 형성되는 것이 바람직하다. 쇼트 피닝 처리에 있어서 다단 쇼트 피닝을 실시하는 경우는, 후에 실시하는 쇼트 피닝에 이용하는 쇼트의 구상당 직경은, 먼저 실시하는 쇼트 피닝에 이용하는 쇼트의 구상당 직경보다 작은 것이 바람직하다. 구체적으로는, 쇼트 피닝 처리는, 입경 0.6~1.2mm의 쇼트에 의한 제1 쇼트 피닝 처리와, 입경 0.2~0.8mm의 쇼트에 의한 제2 쇼트 피닝 처리와, 입경 0.02~0.30mm의 쇼트에 의한 제3 쇼트 피닝 처리로 이루어지는 다단 쇼트 피닝 처리인 것이 바람직하다. 이것에 의해, 먼저 실시한 쇼트 피닝에 의해 증가한 표면 거칠기를 후에 실시하는 쇼트 피닝에 의해 저감할 수 있다.

또한, 쇼트 피닝 처리에 있어서의 쇼트 직경이나 단수는 상기에 한정하지 않고, 요구 성능에 따라, 필요로 하는 잔류 응력 분포나 표면 거칠기 등을 얻을 수 있으면 된다. 따라서, 쇼트 직경이나 재질, 단수 등은 적절히 선택한다. 또, 투사 속도나 투사 시간에 따라서도 도입되는 압축 잔류 응력 분포는 상이해지기 때문에, 이들도 필요에 따라 적절히 설정한다.

(5) 코일 스프링형상

본 발명은, 코일링 시의 가공도가 크고, 높은 내피로성이 필요해지는, 다음에 예로 드는 사양의 압축 코일 스프링에 적합하다. 본 발명은, 선재의 원상당 직경(선재 횡단면적으로부터 산출한 진원으로 한 경우의 직경, 각형이나 난형을 비롯한 비원형 단면도 포함한다)이 1.5~10mm, 스프링 지수가 3~20이다, 일반적으로 냉간 성형되어 있는 압축 코일 스프링에 이용할 수 있다.

그 중에서도, 코일링 시의 가공도가 크고(즉, 냉간 성형에서는 코일링 가공에 의해 발생하는 코일 내경측의 인장 잔류 응력이 크다), 또한, 높은 내피로성이 필요해지는 밸브 스프링이나 클러치 댐퍼 스프링 등에서 사용되는 원상당 직경이 1.5~9.0mm, 스프링 지수가 3~8인 압축 코일 스프링에 대해 적합하다.

또, 본 발명의 압축 코일 스프링은 열간 성형법 또는 냉간 성형법에 의해 얻을 수 있다. 열간 성형법으로 제작하는 경우에도, 종래의 열간 성형법과는 상이하게, 후술하는 코일 스프링 성형기를 이용하기 때문에, 코일링 가공 시에 심금이 불필요하다. 따라서, 성형할 수 있는 스프링형상의 자유도가 높다. 즉 본 발명에 있어서의 코일 스프링형상으로서는, 코일 스프링으로서 대표적인 전체 권회부분에서 코일 외경에 거의 변화가 없는 원통형을 비롯해, 그 이외의 형상의 코일 스프링에도 적용할 수 있다. 예를 들어, 원추형, 조종형, 고형, 배럴형 등의 이형 스프링의 성형도 가능하다.

(6) 결정 입경

입도 측정 방법은 JIS G0551에서 규정되어 있으며, 내피로성 향상에는 구오스테나이트립 평균 결정 입도 번호 G가 10번 이상인 것이 바람직하다. 이 경우, 구오스테나이트 결정립이 미세하기 때문에 피로 균열 선단의 응력 집중부에 있어서의 미끄러짐 이동을 막을 수 있기 때문에, 균열 진전을 억제하는 효과가 커, 원하는 내피로성을 얻을 수 있다. 한편, 10번 미만인 경우에는, 균열 진전 억제 효과가 부족하여, 충분한 내피로성을 얻기 어려워진다.

또, SEM/EBSD(Electron Back Scatter Diffraction)법을 이용하여 측정한 평균 결정 입경(방위각도차 5° 이상의 경계를 입계로 한다)이 2.0μm 이하인 것이 바람직하다. 평균 결정 입경이 2.0μm를 초과한 경우에는, 충분한 내피로성을 얻기 어려워진다. 그리고, 평균 결정 입경이 작은 것, 즉, 구오스테나이트립 내의 블록이나 라스가 미세한 것은, 균열 진전에 대한 저항이 크기 때문에, 내피로성의 향상에 대해 적합하다.

(7) 표면 거칠기

고부하 응력 하에서 사용되는 밸브 스프링이나 클러치 댐퍼 스프링 등으로서는, 요구되는 내피로성을 만족시키기 위해, 상기 서술한 압축 잔류 응력 분포와 함께 표면 거칠기도 중요하다. 본 발명자들이 파괴 역학적 계산과 그 검증 실험을 행한 결과, 표면 기점에 의한 균열의 발생·진전에 대해서는, 표면 흠의 깊이(즉, 표면 거칠기 Rz(최대 높이))를 20μm 이하로 함으로써, 그 영향을 무해화할 수 있는 것이 판명되어 있다. 이 때문에, 표면 거칠기 Rz가, 20μm 이하인 것이 바람직하다. Rz가 20μm를 초과하는 경우, 표면의 곡부가 응력 집중원이 되어, 그 곡부를 기점으로 한 균열의 발생·진전이 일어나기 쉬워지기 때문에, 조기 절손을 초래하기 쉽다.

다음에, 본 발명의 압축 코일 스프링의 제조 방법에 대해서 서술한다. 본 발명의 압축 코일 스프링의 제1 제조 방법에서는, 코일 스프링 성형기에 의해 강선재를 열간 성형하는 코일링 공정과, 코일링한 후에 절리되어 온도가 아직 오스테나이트역에 있는 코일을 그대로 담금질하는 담금질 공정과, 코일을 조질하는 뜨임 공정과, 선재 표면에 압축 잔류 응력을 부여하는 쇼트 피닝 공정과, 세팅 공정을 순서대로 행한다. 여기서, 코일 스프링 성형기는, 연속적으로 강선재를 공급하기 위한 피드 롤러와, 강선재를 코일형상으로 성형하는 코일링부와, 강선재를 소정 권수 코일링한 후에 후방으로부터 연속해서 공급되어 오는 강선재를 절단하기 위한 절단 수단을 가진다. 그리고 코일링부는, 피드 롤러에 의해 공급된 강선재를 가공부의 적절한 위치로 유도하기 위한 와이어 가이드와, 와이어 가이드를 경유하여 공급된 강선재를 코일형상으로 가공하기 위한 코일링 핀 혹은 코일링 롤러로 이루어지는 코일링 툴과, 피치를 부여하기 위한 피치 툴을 구비하고 있다. 또한, 코일 스프링 성형기는 피드 롤러의 출구로부터 코일링 툴의 사이에 강선재를 2.5초 이내에 오스테나이트역까지 승온시키는 가열 수단을 가진다. 그리고, 본 발명의 압축 코일 스프링의 제1 제조 방법에서는, 가열 중부터 담금질까지의 동안에 강선재 표면에 탄화수소계 가스를 직접 분사하는 침탄 공정을 행하는 것을 특징으로 한다.

상기 가열 수단이 고주파 가열이며, 와이어 가이드 내에 있어서의 강선재의 통과 경로상 혹은 와이어 가이드에 있어서의 강선재 출구측 말단과 코일링 툴의 공간에 있어서의 강선재의 통로 경로 상에 강선재와 동심이 되도록 고주파 가열 코일이 배치되어 있는 것이 바람직하다. 또한, 강선재를 단시간에 오스테나이트역까지 승온할 수 있으면 되기 때문에, 고주파 가열 이외의 통전 가열이나 레이저 가열에 의해 가열을 행해도 된다.

또, 본 발명의 압축 코일 스프링의 제2 제조 방법에서는, 강선재의 표층부에 C농화층을 형성하는 침탄 공정과, 코일 스프링 성형기에 의해 강선재를 열간 성형하는 코일링 공정과, 코일링한 후에 절리되어 온도가 아직 오스테나이트역에 있는 코일을 그대로 담금질하는 담금질 공정과, 코일을 조질하는 뜨임 공정과, 선재 표면에 압축 잔류 응력을 부여하는 쇼트 피닝 공정과, 세팅 공정을 순서대로 행한다. 침탄 공정에 있어서의 C농화층 형성은, 가열한 강선재 표면에 탄화수소계 가스를 직접 분사하는 방법에 의해 행한다. 코일링 공정에 이용하는 코일 스프링 성형기는, 본 발명의 압축 코일 스프링의 제1 제조 방법에서 이용한 것과 동일하다. 단, 가열 수단은 고주파 가열을 이용하여, 와이어 가이드 내에 있어서의 강선재의 통과 경로상 혹은 와이어 가이드에 있어서의 강선재 출구측 말단과 코일링 툴의 공간에 있어서의 강선재의 통과 경로 상에 강선재와 동심이 되도록 고주파 가열 코일이 배치되어 있다. 그리고, 본 발명의 압축 코일 스프링의 제2 제조 방법은, 침탄 공정과 코일링 공정이 도중에 강선재의 절리가 없는 연속된 공정인 것을 특징으로 한다.

또한, 본 발명의 압축 코일 스프링의 제3 제조 방법에서는, 코일 스프링 성형기에 의해 강선재를 성형하는 코일링 공정과, 코일을 20초 이내에 오스테나이트역까지 승온시켜 담금질을 행하는 가열 담금질 공정과, 코일을 조질하는 뜨임 공정과, 선재 표면에 압축 잔류 응력을 부여하는 쇼트 피닝 공정과, 세팅 공정을 순서대로 행한다. 여기서, 가열 담금질 공정에서의 가열 수단이 고주파 가열임과 함께, 가열 중부터 담금질까지의 동안에 강선재 표면에 탄화수소계 가스를 직접 분사하는 침탄 공정을 행하는 것을 특징으로 한다.

본 발명의 압축 코일 스프링의 제1~제3 제조 방법에서는, 탄화수소계 가스를 분사하는 시점의 강선재 표면 온도가 850~1150℃이며, 또한, 선재 표면부에 있어서의 탄화수소계 가스의 동압이 0.1~5.0kPa인 것이 바람직하다. 이 침탄 조건에 의하면, 선재의 결정 입도의 현저한 저하를 막으면서 침탄을 단시간에 효율적으로 행할 수 있다. 또, 본 발명의 압축 코일 스프링의 제1~제3 제조 방법에서는, 탄화수소계 가스의 주성분이, 메탄, 부탄, 프로판, 아세틸렌 중 어느 하나인 것이 바람직하다.

상기 제조 방법에 있어서, 뜨임 공정은, 담금질 공정에 의해 경화된 코일을 적절한 경도와 인성을 가지는 코일로 조질하기 위해 행한다. 따라서, 담금질한 채로 원하는 경도와 인성이 얻어지지 않는 경우에는, 뜨임 공정은 생략해도 된다. 그리고, 쇼트 피닝 공정에서는, 다단 쇼트 피닝을 행해도 되고, 또한, 표면 탄성 한계의 회복을 목적으로 한 저온 시효 처리를 필요에 따라 조합해도 된다. 여기서, 저온 시효 처리는 쇼트 피닝 공정 후, 혹은 다단 쇼트 피닝의 각 단의 사이에서 행할 수 있어, 다단 쇼트 피닝에 있어서의 최종단으로서 입경 0.02~0.30mm의 쇼트에 의한 쇼트 피닝을 실시하는 경우에는, 그 전처리로서 행하는 것이, 최표면의 압축 잔류 응력을 보다 높이는데 있어서 적합하다. 또한, 세팅 공정에 있어서 주저앉음 방지 처리로서 코일에 실시하는 세팅으로서는, 콜드 세팅, 핫 세팅 등 다양한 방법은 있지만, 원하는 특성에 따라 적절히 선택한다.

본 발명의 압축 코일 스프링의 제1 및 제2 제조 방법에 의하면, 상기 코일 스프링 성형기로 열간 코일링을 행하기 때문에, 가공에 의한 잔류 응력의 발생을 방지할 수 있다. 그리고, 강선재를 2.5초 이내에 오스테나이트역까지 승온시키기 때문에, 결정립의 조대화를 막을 수 있으며, 우수한 내피로성을 얻을 수 있다. 또, 침탄 처리를 실시하기 때문에, 강선재 표면을 고경도로 할 수 있어, 후에 행하는 쇼트 피닝에 의해 효과적으로 압축 잔류 응력을 부여할 수 있다. 특히, 본 발명의 압축 코일 스프링의 제1 제조 방법에서는, 열간 코일링 시의 열을 이용하여 침탄 처리를 행하기 때문에, 효율적으로 침탄 처리를 행하는 것이 가능하다.

또, 본 발명의 압축 코일 스프링의 제3 제조 방법에 의하면, 코일을 20초 이내에 오스테나이트역까지 승온시켜 담금질을 행하기 때문에, 결정립의 조대화를 막으면서 냉간 코일링에 의해 발생한 인장 잔류 응력을 해소할 수 있다. 또, 가열 담금질 시의 열을 이용하여 침탄 처리를 실시하기 때문에, 효율적으로 침탄 처리를 행하는 것이 가능하다. 이러한 점에서, 후에 행하는 쇼트 피닝에 의해 효과적으로 압축 잔류 응력을 부여할 수 있으며, 우수한 내피로성을 얻을 수 있다.

본 발명은, 스프링으로서 사용되는 탄소강선, 경강선, 피아노선, 스프링강선, 탄소강 오일 템퍼선, 크롬바나듐강 오일 템퍼선, 실리콘크롬강 오일 템퍼선, 실리콘크롬바나듐강 오일 템퍼선에 대해 적용이 가능하다. 특히, 염가의 탄소강선, 경강선, 피아노선, 스프링강선에 적용하는 것이 적합하다. 이것은, 상기 제조 방법에 의해, 염가의 선재를 이용해도 고급 원소가 첨가된 고가의 오일 템퍼선을 사용한 종래의 냉간 성형 스프링보다 우수한 내피로성의 스프링을 얻을 수 있기 때문이다.

본 발명에 의하면, 코일링 가공에 의한 인장 잔류 응력을 해소함과 함께, 성형 후의 선재에 적절한 압축 잔류 응력 분포를 부여함으로써, 염가의 선재를 이용하여, 고내구성의 압축 코일 스프링을 얻을 수 있다.

도 1은 코일 스프링의 제조 공정의 일례를 나타내는 도다.
도 2는 본 발명의 실시 형태에 있어서의 코일링 머신의 성형부의 개략도이다.
도 3은 본 발명의 제1 실시 형태에 있어서의 고주파 가열 코일 설치 위치를 나타내는 개략도이다.
도 4는 본 발명의 제2 실시 형태에 있어서의 고주파 가열 코일 설치 위치를 나타내는 개략도이다.
도 5는 본 발명의 제3 실시 형태에 있어서의 고주파 가열 코일 설치 위치를 나타내는 개략도이다.
도 6은 실시예에서 이용한 코일 스프링의 잔류 응력 분포를 나타내는 그래프이다.

이하, 본 발명의 실시 형태를 구체적으로 설명한다. 도 1에 각 제조 공정을 나타낸다. 도 1(A)~(C)는, 본 발명의 압축 코일 스프링을 얻는 제조 공정이며, 도 1(D), (E)는 종래예이다. 도 1(A) 및 (B)에 나타내는 제조 공정은, 이하의 코일링 머신에 의한 열간 성형법이며, 도 1(C)에 나타내는 제조 공정은, 임의의 코일링 머신에 의한 냉간 성형법이다.

도 1(A) 및 (B)에 나타내는 제조 공정에서 이용하는 코일링 머신의 성형부의 개략을 도 2에 나타낸다. 도 2에 나타내는 바와 같이, 코일링 머신 성형부(1)는, 연속적으로 강선재 M을 공급하기 위한 피드 롤러(10)와, 강선재 M을 코일형상으로 성형하는 코일링부(20)와, 소정 권수 코일링한 후에 후방으로부터 연속해서 공급되어 오는 강선재 M을 잘라내기 위한 절단날(30a) 및 내형(內型)(30b)을 구비한 절단 수단(30)과, 피드 롤러(10)의 출구로부터 코일링 툴(22)의 사이에 있어서 강선재 M을 가열하는 고주파 가열 코일(40)을 가진다. 코일링부(20)는, 피드 롤러(10)에 의해 공급된 강선재 M을 적절한 위치로 유도하기 위한 와이어 가이드(21)와, 와이어 가이드(21)를 경유하여 공급된 강선재 M을 코일형상으로 가공하기 위한 코일링 핀(혹은 코일링 롤러)(22a)으로 이루어지는 코일링 툴(22)과, 피치를 부여하기 위한 피치 툴(23)을 구비하고 있다.

코일링 머신으로의 급속 가열은, 고주파 가열 코일(40)에 의해 행하여, 강선재를 2.5초 이내에 오스테나이트역으로 승온시킨다. 고주파 가열 코일(40)의 설치 위치는 도 2에 나타내는 대로이다. 고주파 가열 코일(40)은 와이어 가이드(21)의 근방에 설치되어 있으며, 강선재 M을 가열 후, 곧바로 성형할 수 있도록 코일링부(20)가 설치되어 있다. 또한, 고주파 가열 코일의 설치 위치는, 강선재 M을 가열 후, 곧바로 성형할 수 있으면 되기 때문에, 본 실시 형태에서 나타낸 위치 이외여도 된다.

코일링부(20)에서는, 와이어 가이드(21)를 뺀 강선재 M을 코일링 핀(22a)에 맞닿게 하여 소정의 곡율로 굽히고, 또한 하류의 코일링 핀(22a)에 맞닿게 하여 소정의 곡율로 굽힌다. 그리고, 피치 툴(23)에 강선재 M을 맞닿게 하여, 원하는 코일 형상이 되도록 피치를 부여한다. 원하는 권수가 된 후에, 절단 수단(30)의 절단날(30a)에 의해 내형(30b)의 직선 부분과의 사이에서 전단에 의해 절단하고, 후방으로부터 공급되는 강선재 M과 스프링형상의 강선재 M을 잘라낸다.

(1) 제1 실시 형태

도 1(A)에 제1 실시 형태의 제조 공정을 나타낸다. 우선, 중량%로, C를 0.45~0.80%, Si를 0.15~2.50%, Mn을 0.3~1.0% 포함하고, 잔부가 철 및 불가피 불순물로 이루어지는 원상당 직경이 1.5~10mm의 강선재 M을 준비한다. 이 강선재 M을 선출기(도시 생략)에 의해 피드 롤러(10)로 공급하고, 고주파 가열 코일(40)에 의해 강선재 M을 2.5초 이내에 오스테나이트역으로 가열 후, 코일링부(20)에 있어서 코일링을 행한다(코일링 공정).

이 때, 가열 중부터 담금질까지의 동안에 강선재 M의 표면에 탄화수소계 가스를 직접 분사하여 침탄 처리를 동시에 행한다(침탄 공정). 예를 들어, 도 3에 나타내는 가스 분사 노즐(50)을 이용한다. 노즐의 위치는 고주파 가열 코일(40)보다 하류이면 되고, 도 3에 나타낸 위치 이외여도 된다. 침탄은, 가스 분사압(강선재 M 표면에서의 동압) 0.1~5.0kPa, 선재 온도 850~1150℃에 있어서 행하고, 강선재 M의 표면에 최대 C농도가 0.7~0.9중량%이며, 두께가 0.01~0.1mm의 C농화층을 형성한다. 이것에 의해, 선재 내부 경도보다 50HV 이상 높은 표층부를 얻을 수 있다.

다음에, 코일링 후에 절리되어 온도가 아직 오스테나이트역에 있는 코일을 그대로 담금질조(도시 생략)에 있어서 담금질(담금질 용매로서는, 예를 들어 60℃정도의 기름)을 행하고(담금질 공정), 또한 뜨임(예를 들어 150~450℃)을 행한다(뜨임 공정). 담금질을 행함으로써, 마르텐사이트 조직으로 이루어지는 고경도 조직이 되고, 또한 뜨임을 행함으로써, 인성이 우수한 뜨임 마르텐사이트 조직으로 할 수 있다. 여기서, 담금질·뜨임 처리는 일반적인 방법을 이용하면 되고, 그 담금질 전의 선재의 가열 온도나 담금질 용매의 종류·온도, 그리고 뜨임의 온도나 시간은, 강선재 M의 재질에 따라 적절히 설정한다.

또한, 강선재 M에 쇼트 피닝 처리(쇼트 피닝 공정) 및 세팅 처리(세팅 공정)를 실시함으로써, 원하는 내피로성을 얻을 수 있다. 오스테나이트역으로 가열한 상태로 코일링을 행하기 때문에, 가공에 의한 잔류 응력의 발생을 막을 수 있다. 이 때문에, 쇼트 피닝에 의해 압축 잔류 응력을 부여하기 쉽고, 스프링의 내경측에 있어서 표면으로부터 깊고 또한 큰 압축 잔류 응력을 효과적으로 부여할 수 있다. 또한, 세팅 처리를 행함으로써, 스프링으로서 사용한 경우의 최대 주응력 방향에 의해 깊은 압축 잔류 응력 분포가 형성되어, 내피로성을 향상시킬 수 있다.

본 실시 형태에 있어서는, 입경 0.6~1.2mm의 쇼트에 의한 제1 쇼트 피닝 처리와, 입경 0.2~0.8mm의 쇼트에 의한 제2 쇼트 피닝 처리와, 입경 0.02~0.30mm의 쇼트에 의한 제3 쇼트 피닝 처리로 이루어지는 다단 쇼트 피닝 처리를 행한다. 후에 실시하는 쇼트 피닝 처리에 있어서, 먼저 실시하는 쇼트 피닝 처리보다 작은 쇼트를 이용하기 때문에, 선재의 표면 거칠기를 평활하게 할 수 있다.

쇼트 피닝에서 사용하는 쇼트는, 스틸 컷 와이어나 스틸 비즈, FeCrB계를 비롯한 고경도 입자 등을 이용할 수 있다. 또, 압축 잔류 응력은, 쇼트의 구상당 직경이나 투사 속도, 투사 시간, 및 다단계의 투사 방식으로 조정할 수 있다.

또, 본 실시 형태에서는, 세팅 처리로서 핫 세팅을 행하여, 100~300℃로 가열하고, 또한 선재 표면에 작용하는 전단 변형량이 스프링으로서 실제로 사용하는 경우의 작용 응력에서의 전단 변형량 이상이 되도록 스프링형상의 강재에 대해 소성 변형을 부여한다.

이상과 같은 공정에 의해 제작한 본 발명의 압축 코일 스프링은, 스프링 소선의 임의의 횡단면에 있어서 내부 경도가 570~700HV이며, 표층부에 C농화층을 가진다. 원상당 직경이 2.5mm 이상 10mm 이하의 강선재의 경우, 스프링 내경측의 스프링에 압축 하중을 부하한 경우에 발생하는 대략 최대 주응력 방향에 있어서, 무부하 시의 표면으로부터 0.2mm 깊이에 있어서의 압축 잔류 응력이 200MPa 이상임과 함께 표면으로부터 0.4mm 깊이에 있어서의 압축 잔류 응력이 60MPa 이상이다. 또, 원상당 직경이 1.5mm 이상 3mm 이하의 강선재의 경우, 표면으로부터 0.15mm 깊이에 있어서의 압축 잔류 응력이 300MPa 이상임과 함께 표면으로부터 0.3mm 깊이에 있어서의 압축 잔류 응력이 50MPa 이상이다.

또한, 이상의 공정에 의해 제작한 본 발명의 압축 코일 스프링은, 스프링 소선의 임의의 횡단면에 있어서 내부 경도가 570~700HV이며, 표층부에 C농화층을 가진다. 코일 스프링 내경측의 스프링에 압축 하중을 부하한 경우에 발생하는 대략 최대 주응력 방향에 있어서, 무부하 시의 I_-σR이 원상당 직경이 2.5mm 이상 10mm 이하의 강선재의 경우는, 160MPa·mm 이상, 원상당 직경이 1.5mm 이상 3mm 이하의 강선재의 경우는, 130MPa·mm 이상이다. 또한, C농화층은, 최대 C농도가 0.7~0.9중량%이며, 두께가 0.01~0.1mm이며, 내부 경도보다 50HV 이상 높은 경도를 가진다. 따라서, 본 발명의 압축 코일 스프링은, 압축 잔류 응력이 깊고 또한 크게 부여되어 있기 때문에, 내피로성이 우수하다.

(2) 제2 실시 형태

제1 실시 형태에 있어서는 열간 코일링 시에 침탄 처리를 실시했지만, 도 1(B)에 나타내는 바와 같이, 열간 코일링 전에 침탄 공정을 행해도 본 발명의 압축 코일 스프링을 얻을 수 있다. 예를 들어, 도 4에 나타내는 바와 같이, 피드 롤러(10)의 앞에 가스 분사 노즐(50)을 설치하여 침탄 처리를 행한다. 노즐의 위치는 피드 롤러(10)보다 상류이면 되고, 도 4에 나타낸 위치 이외여도 된다. 침탄 조건은 제1 실시 형태와 동일하다. 침탄 공정 후는, 강선재 M을 절리하지 않고 그대로 코일링 공정에 제공한다. 또한, 코일링 공정, 담금질 공정, 뜨임 공정, 쇼트 피닝 공정, 및 세팅 공정은 제1 실시 형태와 동일하게 행한다.

제2 실시 형태에 의하면, 제1 실시 형태와 동등한 압축 코일 스프링을 얻을 수 있다. 또, 제2 실시 형태에서는, 코일링 전에 침탄 공정을 행하기 때문에, 제1 실시 형태에 비해 침탄 시간을 자유롭게 설정할 수 있다.

(3) 제3 실시 형태

또, 도 1(C)에 나타내는 바와 같은 냉간 성형법을 이용하여 본 발명의 압축 코일 스프링을 얻을 수도 있다. 제1 실시 형태에 있어서 이용한 강선재 M을 임의의 코일링 머신에 의해 냉간 코일링을 행한다(코일링 공정). 그리고, 코일링 후의 강선재 M을 20초 이내에 오스테나이트역까지 승온시켜 담금질을 행한다(가열 담금질 공정). 이 때, 가열은 고주파 가열 수단을 이용하여, 가열 중부터 담금질까지의 동안에 강선재 M의 표면에 탄화수소계 가스를 직접 분사하여 침탄 처리(침탄 공정)를 동시에 행한다. 예를 들어, 도 5에 나타내는 바와 같이, 강선재 M을 회전 가능한 지그(60)에 고정하고, 강선재 M의 주위에 고주파 가열 코일(40), 스프링의 내측에 가스 공급 구멍을 구비한 노즐(50)을 설치한다. 그리고, 지그(60)를 회전시킴으로써 강선재 M을 회전시키면서, 노즐(50)을 통해 가스를 공급하고, 코일 스프링의 표면이 균일하게 담금질 및 침탄되도록 행한다. 침탄 조건은 제1 실시 형태와 동일하다.

다음에, 제1 실시 형태와 마찬가지로 담금질 공정, 뜨임 공정, 쇼트 피닝 공정, 및 세팅 공정을 순서대로 행한다. 가열 담금질 공정에 있어서 오스테나이트역까지 가열을 행하기 때문에, 냉간 성형에 의해 발생한 인장 잔류 응력을 해소할 수 있어, 쇼트 피닝 및 세팅의 효과를 효과적으로 얻을 수 있다. 이와 같이 하여, 제1 실시 형태와 동등한 성능의 압축 코일 스프링을 얻을 수 있다.

제1 및 제2 실시 형태와 비교해, 제3 실시 형태에서는 코일 형상의 강선재 M에 대해 고주파 가열을 행하기 때문에, 균열화 등을 고려할 필요가 있다. 또, 가열 시간이 비교적 길어지기 때문에, 결정립 미세화의 효과에 대해서는, 제1 및 제2 실시 형태에 뒤떨어진다. 그리고, 냉간 성형법에서는, 성형 후의 코일 스프링에는 큰 가공 변형이 잔류하고 있으며, 그 가공 변형은 개체 내에서 일정하지는 않다. 이 때문에, 가열 담금질 공정에 있어서, 가공 변형을 해방시켰을 때에, 형상이 왜곡되기 쉽다. 또한, 제3 실시 형태에서는, 복잡한 형상의 코일 스프링(원추형, 조종형, 고형, 배럴형 등의 이형 스프링)을 가열할 때에, 균열화를 목적으로 각 제품마다 그에 따른 가열 코일이 필요해지며, 그 가열 코일의 설계와 가열 조건 설정에 다대한 노력을 필요로 한다. 또, 보다 복잡한 형상의 코일 스프링에 대해서는, 균열화가 곤란한 경우도 있다. 따라서, 어느 관점으로부터도, 제3 실시 형태와 비교하여, 제1 및 제2 실시 형태에 있어서의 제조 방법 쪽이 바람직하다.

<실시예>

1. 샘플 제작 방법

각 제조 공정에 의해 코일 스프링의 샘플을 제작하여, 내피로성의 평가를 행했다. 우선, 표 1에 기재된 화학 성분을 가지며, 잔부가 철 및 불가피 불순물로 이루어지는 경인선 및 오일 템퍼선을 준비했다. 각 선재의 선직경은 표 2에 나타내는 대로이다. 그리고, 경인선 또는 오일 템퍼선에 대해, 도 1(A)~(E)에 나타내는 제조 공정(각각, 제조 공정 A~E로 표시한다)에 따라서, 열간 성형법 또는 냉간 성형법에 의해 스프링 지수 6, 유효부 피치각 9°, 유효부 권수 4.25의 코일 스프링을 제작했다.

제조 공정 A에서는, 고주파 가열 코일 및 가스 분사 노즐을 구비한 코일링 머신(도 3 참조)에 의해 강선을 가열하여 코일링을 행하고, 표 2에 나타내는 조건으로 침탄 처리를 행한 후, 60℃의 기름에 의해 담금질했다. 표 2에 있어서, 침탄 처리 온도는, 강선의 표면 온도이며, 동압은, 강선 표면에 있어서의 프로판 가스의 동압을 나타낸다. 그 후, 표 2에 기재된 조건으로 뜨임 처리를 행했다(발명예 1~23, 26~29, 비교예 9, 10). 또, 제조 공정 B에서는, 도 4에 나타내는 코일링 머신을 이용하여 표 2에 나타내는 침탄 처리 조건에 있어서 침탄 처리를 실시한 후, 강선을 900℃로 가열하여 코일링을 행하여, 60℃의 기름에 의해 담금질했다. 그 후, 350℃에 있어서 뜨임 처리를 행했다(발명예 24).

제조 공정 C에서는, 임의의 코일링 머신에 의한 냉간 코일링 후, 도 5에 나타내는 장치를 이용하여 표 2에 기재된 조건으로 가열 침탄 처리를 행하여, 60℃의 기름에 의해 담금질을 행한 후, 350℃에 있어서 뜨임 처리를 행했다(발명예 25). 또, 비교를 위해, 제조 공정 D 및 E에 의해 코일 스프링의 샘플을 제작했다. 제조 공정 D에서는, 냉간 코일링 후, 표 2에 나타내는 온도에 있어서 소둔 처리를 행했다(비교예 2, 3, 5, 7, 11, 12). 제조 공정 E에서는 냉간 코일링 후, 400℃에 있어서 소둔 처리를 행하고, 그 다음에 질화 처리를 행했다. 질화 처리에서는 선재 표면에 깊이 0.04mm의 경질층을 형성했다(비교예 4, 6, 8, 13).

다음에, 각 샘플에 대해 쇼트 피닝 처리 및 세팅 처리를 실시했다. 쇼트 피닝 처리에서는, 구상당 직경 1.0mm의 스틸제 라운드 컷 와이어에 의한 제1 쇼트 피닝 처리와, 구상당 직경 0.5mm의 스틸제 라운드 컷 와이어에 의한 제2 쇼트 피닝 처리와, 구상당 직경 0.1mm의 스틸 비즈에 의한 제3 쇼트 피닝 처리를 순서로 행했다. 세팅은 핫 세팅으로 하여, 코일 스프링의 가열 온도 200℃, 부하 응력 1500MPa로 행했다.

2. 평가 방법

이와 같이 하여 얻은 샘플에 대해, 이하 대로 제성질을 조사했다. 그 결과를 표 3에 나타낸다. 또한, 비교예 1에 대해서는, 코일링은 가능했지만, 코일링 중에 선재의 좌굴이 발생하여 소정의 스프링형상을 얻을 수 없었기 때문에, 평가를 행하지 않았다.

(1) 경도(HV)

비커스 경도 시험기(퓨처테크 FM-600)를 이용하여 코일 스프링의 선재 횡단면에 있어서의 코일 내경측에서 측정을 행했다. 측정 하중은 표면으로부터 깊이 0.05mm까지는 10gf, 깊이 0.05~0.1mm까지는 25gf, 깊이 0.2mm 이상의 위치에서는 200gf로 했다.

(2) 깊이 0.15, 0.2, 0.3, 0.4mm의 압축 잔류 응력(-σ_{R0 .15}, -σ_{R0 .2}, -σ_{R0 .3}, -σ_{R0 .4}), 최대 압축 잔류 응력(-σ_Rmax), 압축 잔류 응력 적분치(I_-σR), 크로싱 포인트(CP)

코일 스프링의 내경측 표면에 있어서, 선재의 선축 방향에 대해 +45°방향(스프링에 압축 하중을 부하한 경우의 대략 최대 주응력 방향)의 압축 잔류 응력을, X선 회절형 잔류 응력 측정 장치(리가쿠제)를 이용하여 측정했다. 측정은, 관구(管球)： Cr, 콜리메이터 직경： 0.5mm로서 행했다. 또, 코일 스프링에 대해 염산을 이용하여 선재 표면의 전면 화학 연마 후 상기 측정을 행하여, 이것을 반복함으로써 깊이 방향의 잔류 응력 분포를 구하고, 그 결과로부터 표면으로부터 0.15, 0.2, 0.3, 0.4mm의 깊이에 있어서의 무부하 시의 압축 잔류 응력, 최대 압축 잔류 응력, 크로싱 포인트를 구했다. 또, 압축 잔류 응력 적분치는, 깊이와 잔류 응력의 관계도에 있어서의, 표면으로부터 크로싱 포인트까지의 압축 잔류 응력을 적분함으로써 산출했다. 또한, 일례로서 발명예 12의 잔류 응력 분포를 도 6에 나타낸다.

(3) 표면 C농도(CC), C농화층 두께(Ct)

코일 스프링의 선재 횡단면에 있어서의 내경측에 있어서 표면 C농도 및 C농화층의 두께를 측정했다. 측정에는 EPMA(시마즈 제작소 EPMA-1600)를 이용하여, 빔 직경 1μm, 측정 피치 1μm로서 라인 분석을 행했다. C농화층 두께는, 선재 내부와 동일한 C농도가 될 때까지의 표면으로부터의 깊이로 했다. 또한, 비교예 9에서는 C농화층을 얻을 수 없었기 때문에, 표 3에 이러한 수치를 기재하고 있지 않다.

(4) 구오스테나이트립 평균 결정 입도 번호(G)

전처리로서, 코일 스프링의 샘플을 500℃로 1시간 가열했다. 그리고, 코일 스프링의 횡단면이 깊이 d/4의 위치에 있어서, 시야수를 10개소로 하고, 광학 현미경(NiKON ME600)을 이용하여 배율： 1000배로 JIS G0551에 준거하여 측정을 행하여, 구오스테나이트립 평균 결정 입도 번호 G를 산출했다.

(5) 표면 거칠기(Rz(최대 높이))

비접촉 삼차원 형상 측정 장치(MITAKA NH-3)를 이용하여 JIS B0601에 준거하여 표면 거칠기의 측정을 행했다. 측정 조건은, 측정 배율： 100배, 측정 거리： 4mm, 측정 피치： 0.002mm, 컷오프값： 0.8mm로 했다.

(6) 평균 결정 입경(dGS)

FE-SEM/EBSD(Electron Back Scatter Diffraction)법에 의해, JEOL JSM-7000 F(TSL 솔루션즈 OIM-Analysys Ver.4.6)을 이용하여, 평균 결정 입경을 측정했다. 여기서, 측정은 코일 스프링의 횡단면이 깊이 d/4의 위치에 있어서 행하고, 관찰 배율 10000배로 행하여, 방위각도차 5° 이상의 경계를 입계로 하여 평균 결정 입경을 산출했다.

(7) 내피로성(절손율)

유압 서보형 피로 시험기(사기노미야 제작소)를 이용하여 실온(대기 중)에 있어서 피로 시험을 행했다. 시험 응력： 735±662MPa, 주파수： 20Hz, 시험수： 각 8개이며, 2천만회 가진 시의 절손율(절손수/시험 갯수)로 내피로성을 평가했다.

3. 평가 결과

(1) 경도

표 3으로부터 알 수 있는 바와 같이, 본 발명에서는, 내부 경도가 570~700HV이면, 높은 내피로성을 얻을 수 있다. 또, 570~690HV이면 보다 바람직하다. 경도가 이러한 범위이면, 파괴 기점이 되는 0.1~0.4mm의 깊이에 있어서의 압축 잔류 응력을 충분히 얻을 수 있다. 이 때문에, 내부 기점의 파괴가 방지되어, 높은 내피로성이 얻어졌다고 생각할 수 있다. 또, 비교예 10의 결과로부터, 열간 성형법에 의해 제작한 코일 스프링이어도, 경도가 570HV 미만인 경우는 내력이 부족하여, 충분한 내피로성이 얻어지지 않는다. 따라서, 본 발명에 있어서는, 경도는 570~700HV가 바람직하고, 570~690HV가 보다 바람직하다.

또, 발명예에서는 침탄 처리에 의해 표면의 경도가 내부 경도보다 50HV 이상 높아지고 있다. 이것에 의해 표면 근방에서 높은 압축 잔류 응력을 얻을 수 있으며, 최표면을 포함하는 표면 근방을 기점으로 하는 피로 균열의 발생을 방지할 수 있다. 따라서 내피로성을 향상시킬 수 있다.

(2) 잔류 응력 분포

동일한 조성의 선재를 이용하여 제조 공정 A에 의해 제작한 발명예 12, 제조 공정 B에 의해 제작한 발명예 24, 및 제조 공정 C에 의해 제작한 발명예 25는, 제조 공정 D로 제작하고, 소둔 처리를 행한 비교예 12와 비교해, 표면으로부터 깊은 위치에서의 압축 잔류 응력(-σ_{R0 .4})이 크다. 이것은, 제조 공정 A 또는 B에 의해 제작한 발명예에서는, 냉간 코일링에 있어서 발생하는 인장 잔류 응력(코일 내경측에 잔존)이, 열간 코일링에 있어서는 거의 발생하지 않기 때문이다. 또, 제조 공정 C에 의해 제작한 발명예 25에서는, 냉간 코일링에 있어서 발생한 인장 잔류 응력이, 그 후 오스테나이트역까지 가열함으로써 완전하게 해소되기 때문이다. 즉, 냉간 코일링에 의한 인장 잔류 응력이 잔존한 채로의 비교예 12와 비교해, 발명예 12, 24, 25에서는, 쇼트 피닝에 의해 압축 잔류 응력이 표면으로부터 깊게까지 들어가기 쉽다. 이 때문에, 파괴 기점이 되기 쉬운 0.1~0.4mm 깊이에 있어서의 압축 잔류 응력이 크기 때문에, 내피로성을 향상시킬 수 있다.

발명예 1~29에 대해서는, 모두, -σ_Rmax는 900MPa 이상으로 큰 최대 압축 잔류 응력이 얻어지고 있다. 이것은, 침탄에 의한 표면 근방의 항복 응력 향상에 기인한, 쇼트 피닝에 의한 압축 잔류 응력의 향상이 도모되어 있다고 생각할 수 있다. 또, 선직경이 2.5mm 이상 10mm 이하의 경우는, I_-σR은 160MPa·mm 이상, CP는 0.43mm 이상, 선직경이 1.5mm 이상 3mm 이하의 경우는, I_-σR은 130MPa·mm 이상, CP는 0.38mm 이상이고, 깊고 큰 압축 잔류 응력이 얻어지며, 내피로성이 양호했다. 또한, 비교예 2~5의 절손품에 대해서 파면 관찰을 행한 결과, 그 파괴 기점은 표면으로부터 깊이 0.15~0.35mm의 범위이며, 비금속계 개재물을 기점으로 하는 내부 기점이였다. 이 깊이는, 합성 응력(작용 응력-잔류 응력)의 최대치가 나타나는 영역 근방에 상당하고, 그 영역에서의 압축 잔류 응력이 큰 것이, 내피로성에 대해 중요하다는 것을 알 수 있다. 이 때문에, -σ_{R0 .15}가 300MPa 이상 또한 -σ_{R0 .3}이 50MPa 이상인 발명예 3에서는, 고가의 선재를 이용하여, 또한 질화 처리가 실시된 비교예 3보다 높은 내피로성을 얻을 수 있었다. 또, -σ_{R0 .2}가 200MPa 이상 또한 -σ_{R0 .4}가 60MPa 이상인 발명예 1, 2, 7~19, 24, 25에서는, 고급 원소가 첨가된 고가의 선재를 이용하고, 또한 질화 처리가 실시된 비교예 13 이상의 높은 내피로성을 얻을 수 있었다.

(3) 표면 C농도, C농화층 두께

비교예 9나 10과 비교해, 발명예 7~19에서는 표면 C농도 0.7~0.9중량%, C농화층 두께 10μm 이상의 침탄이 실시되어 있으며, 그것에 의해 표면 근방에서의 경도가 높기 때문에, 표면 근방에서 높은 압축 잔류 응력이 얻어지며, 또, 표면 거칠기도 개선되기 때문에 높은 내피로성을 얻을 수 있었다.

(4) 구오스테나이트립 평균 결정 입도

단순 조성의 재질 A, B, C, 또는 D로 이루어지는, 제조 공정 A에 의한 발명예 1, 2, 12 및 26에서는, G는 10번 이상이며, 결정립 미세화 효과가 있는 V량이 많은 고급강의 재질 E를 이용한 비교예 12, 13과 동등 정도의 미세 결정립이 얻어지고 있다. 단순 조성으로 이루어지는 재질을 이용하여 이러한 미세 결정립이 얻어진 것은, 고주파 가열에 의한 급속 가열에 의한 것이다. 즉, 고주파 가열에 의해 단시간에 가열을 행함으로써 구오스테나이트립의 조대화 억제, 혹은 미세화 효과가 얻어졌다. 이 때문에, 단순 조성으로 이루어지는 발명예 1, 2, 12 및 26에 있어서 미세 결정립을 얻을 수 있으며, 내피로성이 양호하다.

제조 공정 C에 의한 발명예 25에서도 마찬가지로 고주파 가열에 의해 가열을 단시간으로 한 결과, G가 10.1로 미세 결정립을 얻을 수 있었다. 제조 공정 A의 발명예 12와 비교해 제조 공정 C에서 결정 입도가 약간 악화되어 있는 것은, 제조 공정 A와 같은 선재를 가열하는 경우와 비교하여, 제조 공정 C에서는 코일 형상인 것에 반해 고주파 가열을 행하기 때문에, 균일하게 가열하기 때문에 가열 시간이 길어지기 때문이다. 따라서, 코일 스프링의 선직경이나 형상에 따라서는, 제조 공정 A는 제조 공정 C보다 결정립 미세화의 관점에서 보다 바람직하다.

(5) 표면 거칠기

높은 내피로성이 얻어진 발명예 1~29에 대해서, 표면 거칠기 Rz(최대 높이)는 9.0μm 이하이며, 원하는 표면 거칠기 Rz20μm 이하를 충분히 만족하고 있다. 이 표면 거칠기는, 코일링 시에 있어서의 툴류와의 마찰이나, 쇼트 피닝 처리에 의해 형성되는 것이다. 그리고 쇼트 피닝 처리에 의해 형성되는 표면 거칠기에 대해서는, 선재의 경도와, 쇼트의 입경·경도·투사 속도와 같은 조건의 조합에 의해 그 크기가 정해진다. 따라서, Rz가 20μm를 넘지 않도록 쇼트 피닝의 조건은 적절히 설정할 필요가 있다.

발명예 7~19에서는 동일한 정도의 내부 경도를 가지는 비교예 9와 비교해, 표면 거칠기가 작다. 이것은, 표면에 경도가 높은 C농화층이 형성되어 있기 때문이다. 표면이 딱딱하기 때문에, 쇼트 피닝 공정 시에 표면 거칠기가 저하되기 어렵고, 양호한 표면 거칠기가 얻어졌다고 생각할 수 있다. 따라서, C농화층 형성에 의한 표면 경도의 향상은, 파괴 기점이 되기 쉬운 표면의 곡부의 생성의 억제가 되어, 내피로성의 향상(신뢰성의 향상)에 대해 유효하다.

(6) 평균 결정 입경

단순 조성의 재질 A, B, C, 또는 D로 이루어지는 발명예 1, 2, 12 및 26에서는, dGS는 0.73~0.95μm이며, 고급강인 재질 E를 이용한 비교예 12, 13과 동일 정도의 평균 결정 입경이었다. 이것은, 상기 서술한 바와 같이, 고주파 가열에 의해 단시간에 가열을 행하는 것이 조직의 조대화 억제, 혹은 미세화로 연결되었기 때문이며, 그 결과, 발명예 1, 2, 12 및 26에서는 미세한 평균 결정 입경이 얻어지며 내피로성이 향상되어 있다.

제조 공정 C에 의한 발명예 25에서도 마찬가지로 고주파 가열에 의한 단시간 가열의 결과, dGS=0.95μm로 미세 결정립을 얻을 수 있었다. 그러나, 상기 서술한 바와 같이, 제조 공정 C에서는 제조 공정 A와 비교해 가열이 장시간화되기 때문에, 코일 스프링의 선직경이나 형상에 따라서는, 제조 공정 A에서는 제조 공정 C보다 결정립 미세화의 관점에서 보다 바람직하다.

(7) 선직경

선직경을 1.5~10mm의 범위에서 바꾼 발명예 3~6, 12, 20~22에서는, 제조 공정 A에서의 열간 성형 시에 이상 변형 등이 없고, 대략 원형의 코일 스프링을 제작할 수 있었다. 선직경을 1.2mm로 한 비교예 1에서는 코일링 중에 선재가 좌굴되어, 코일링 툴로부터 이탈하여, 코일의 제작이 불가능했다. 또한, 선직경을 10mm로 한 발명예 22에서는, 선재 중심 근방(구체적으로는, 중심으로부터 2mm 정도의 범위)에 있어서, 완전한 마르텐사이트 조직이 얻어지지 않고, 불완전 담금질 조직이 되어 있었다. 이것은, 코일링 중에 침탄 처리를 행하기 때문에, 고주파 가열의 시간이 짧아져, 선재의 직경 방향의 균열화에 충분한 가열 시간을 얻을 수 없었기 때문이다. 단, 중심 근방은 코일 스프링으로서의 사용 상, 거의 응력이 걸리지 않는 범위이며, 그 결과, 발명예 22에 있어서도 높은 내구성이 얻어지고 있다. 이것으로부터, 선직경이 10mm를 초과하면, 상기 서술한 불완전 담금질 조직이 코일 스프링으로서의 사용상 문제가 되는 영역에 이르러 버리는 것을 알 수 있다. 따라서, 본 발명에 있어서는, 선직경은 1.5~9.0mm가 보다 바람직하다.

(8) 침탄 조건

선재 표면에서의 침탄 반응을 효율적으로 행하기 위해서는, 일정 이상의 가스 분사압(선재 표면에서의 동압)이 필요하고, 가스 분사압이 너무 낮으면 C농화층을 얻을 수 없다. 한편, 가스 분사압이 너무 높아도 선재 표면 온도가 저하되는 것에 의한 침탄 반응성의 저하를 초래하기 때문에 바람직하지 않다. 또, 선재 온도가 800℃인 비교예 9에서는 C농화층이 생성되지 않았다. 따라서, 침탄 반응의 속도의 관점에서 단시간으로의 침탄에는 선재 온도는 850℃ 이상이 필요하다. 또한, 선재 온도가 1150℃를 초과하면, 가열 온도가 높기 때문에 결정 입도가 악화되어, 내피로성이 저화되기 쉬워진다. 이러한 점에서, 가스 분사압은 0.1kPa~5.0kPa, 가스 분사 시의 선재 온도는 850~1150℃인 것이 바람직하다. 이 조건에 의하면, 발명예 7~19가 나타내는 대로 모두 표면 C농도 0.7중량% 이상, 또한 C농화층 두께 10μm 이상이 얻어진다.

이러한 점에서, 종래의 코일 스프링의 제조 방법과 비교해, 본 발명의 압축 코일 스프링의 제조 방법에 의하면, 코일링에 의한 인장 잔류 응력을 해소하고, 침탄 처리에 의해 소정의 표면 경도를 얻음으로써, 표면으로부터 깊게까지 또한 큰 압축 잔류 응력이 얻어지며, 내피로성을 향상시킬 수 있는 것을 확인할 수 있었다.

또한, 제조 공정 A 및 B와, 제조 공정 C에 있어서의 치수 정밀도의 차이에 대해서, 담금질 후의 코일 스프링 50개로 평가를 행했다. 여기에서는, 재질 C, 선직경 4mm의 선재를 이용하여 발명예 12, 24, 25의 경우와 동일한 조건으로 코일 스프링을 제작했다. 그 결과, 코일직경에 대해서, 제조 공정 C에서 제작한 코일의 표준 편차가 0.047mm인 것에 반해, 제조 공정 A 및 B에서 제작한 코일에서는 각각 0.020mm, 0.023mm였다. 냉간 성형법에서는, 냉간 성형 후의 코일 스프링에 있어서는 큰 가공 변형이 잔류하고 있으며, 그 가공 변형은 개체 내에서 일정하지는 않다. 이 때문에, 담금질 공정에 있어서 오스테나이트 영역까지 가열을 행하여 가공 변형을 해방시켰을 때에, 불균일한 변형(형상이 왜곡되는, 그 편차가 크다)을 초래하기 쉽다. 한편, 열간 성형법에서는, 코일 스프링에 가공 변형이 잔류하지 않는다. 이 때문에, 높은 치수 정밀도가 요구되는 경우는, 열간 성형법을 이용하는 제조 공정 A 또는 B를 이용하는 것이 바람직하다. 제조 공정 C에서는, 내구성은 양호하지만, 냉간 성형법이기 때문에 치수 정밀도의 점에서 제조 공정 A 및 B에 뒤떨어진다.

이상부터, 본 발명의 압축 코일 스프링의 제조 방법에 의하면, 염가의 선재를 이용해도, 고급강을 사용한 종래의 냉간 성형 스프링보다 내피로성이 우수한 압축 코일 스프링을 얻을 수 있다.

1 코일링 머신 성형부 10 피드 롤러
20 코일링부 21 와이어 가이드
22 코일링 툴 22a 코일링 핀
23 피치 툴 30 절단 수단
30a 절단날 30b 내형
40 고주파 가열 코일 50 노즐
60 지그 M 강선재

Claims (29)

1. 중량%로, C를 0.45~0.80%, Si를 0.15~2.50%, Mn을 0.3~1.0% 포함하고, 잔부가 철 및 불가피 불순물로 이루어지는 원상당 직경이 2.5mm 이상 10mm 이하인 강선재를 이용한 압축 코일 스프링에 있어서, 임의의 선재 횡단면에 있어서의 내부 경도가 570~700HV이며, 표층부에 상기 강선재에 포함되는 C의 평균 농도를 초과하는 C농화층(濃化層)을 가지며, 상기 선재의 코일 스프링 내경측의 스프링에 압축 하중을 부하(負荷)한 경우에 발생하는 최대 주응력 방향에 있어서, 무부하 시의 상기 선재의 표면으로부터 0.2mm 깊이에서의 압축 잔류 응력이 200MPa 이상임과 함께 표면으로부터 0.4mm 깊이에서의 압축 잔류 응력이 60MPa 이상이며, 무부하 시의 압축 잔류 응력의 값이 제로가 되는 상기 선재의 표면으로부터의 깊이를 크로싱 포인트로 하고, 종축을 잔류 응력, 횡축을 소선(素線) 반경으로 한 잔류 응력 분포 곡선에 있어서 표면으로부터 크로싱 포인트까지의 적분치를 I_-σR로 나타냈을 때, I_-σR이 160MPa·mm 이상이며, JIS G0551에서 규정되는 구(舊)오스테나이트립 평균 결정 입도 번호가 10번 이상인 것을 특징으로 하는 압축 코일 스프링.
2. 중량%로, C를 0.45~0.80%, Si를 0.15~2.50%, Mn을 0.3~1.0% 포함하고, 잔부가 철 및 불가피 불순물로 이루어지는 원상당 직경이 2.5mm 이상 10mm 이하인 강선재를 이용한 압축 코일 스프링에 있어서, 임의의 선재 횡단면에 있어서의 내부 경도가 570~700HV이며, 표층부에 상기 강선재에 포함되는 C의 평균 농도를 초과하는 C농화층을 가지며, 상기 선재의 코일 스프링 내경측의 스프링에 압축 하중을 부하한 경우에 발생하는 최대 주응력 방향에 있어서, 무부하 시의 압축 잔류 응력의 값이 제로가 되는 상기 선재의 표면으로부터의 깊이를 크로싱 포인트로 하고, 종축을 잔류 응력, 횡축을 소선(素線) 반경으로 한 잔류 응력 분포 곡선에 있어서 표면으로부터 크로싱 포인트까지의 적분치를 I_-σR로 나타냈을 때, I_-σR이 160MPa·mm 이상이며, JIS G0551에서 규정되는 구(舊)오스테나이트립 평균 결정 입도 번호가 10번 이상인 것을 특징으로 하는 압축 코일 스프링.
3. 중량%로, C를 0.45~0.80%, Si를 0.15~2.50%, Mn을 0.3~1.0% 포함하고, 잔부가 철 및 불가피 불순물로 이루어지는 원상당 직경이 1.5mm 이상 3mm 이하인 강선재를 이용한 압축 코일 스프링에 있어서, 임의의 선재 횡단면에 있어서의 내부 경도가 570~700HV이며, 표층부에 상기 강선재에 포함되는 C의 평균 농도를 초과하는 C농화층을 가지며, 상기 선재의 코일 스프링 내경측의 스프링에 압축 하중을 부하한 경우에 발생하는 최대 주응력 방향에 있어서, 무부하 시의 상기 선재의 표면으로부터 0.15mm 깊이에서의 압축 잔류 응력이 300MPa 이상임과 함께 표면으로부터 0.3mm 깊이에서의 압축 잔류 응력이 50MPa 이상이며, 무부하 시의 압축 잔류 응력의 값이 제로가 되는 상기 선재의 표면으로부터의 깊이를 크로싱 포인트로 하고, 종축을 잔류 응력, 횡축을 소선(素線) 반경으로 한 잔류 응력 분포 곡선에 있어서 표면으로부터 크로싱 포인트까지의 적분치를 I_-σR로 나타냈을 때, I_-σR이 130MPa·mm 이상이며, JIS G0551에서 규정되는 구(舊)오스테나이트립 평균 결정 입도 번호가 10번 이상인 것을 특징으로 하는 압축 코일 스프링.
4. 중량%로, C를 0.45~0.80%, Si를 0.15~2.50%, Mn을 0.3~1.0% 포함하고, 잔부가 철 및 불가피 불순물로 이루어지는 원상당 직경이 1.5mm 이상 3mm 이하인 강선재를 이용한 압축 코일 스프링에 있어서, 임의의 선재 횡단면에 있어서의 내부 경도가 570~700HV이며, 표층부에 상기 강선재에 포함되는 C의 평균 농도를 초과하는 C농화층을 가지며, 상기 선재의 코일 스프링 내경측의 스프링에 압축 하중을 부하한 경우에 발생하는 최대 주응력 방향에 있어서, 무부하 시의 압축 잔류 응력의 값이 제로가 되는 상기 선재의 표면으로부터의 깊이를 크로싱 포인트로 하고, 종축을 잔류 응력, 횡축을 소선 반경으로 한 잔류 응력 분포 곡선에 있어서 표면으로부터 크로싱 포인트까지의 적분치를 I_-σR로 나타냈을 때, I_-σR이 130MPa·mm 이상이며, JIS G0551에서 규정되는 구(舊)오스테나이트립 평균 결정 입도 번호가 10번 이상인 것을 특징으로 하는 압축 코일 스프링.
5. 중량%로, C를 0.45~0.80%, Si를 0.15~2.50%, Mn을 0.3~1.0%, Cr, Ni, V, Mo, W 중 1종 또는 2종 이상을 0.005~1.34% 포함하고, 잔부가 철 및 불가피 불순물로 이루어지는 원상당 직경이 2.5mm 이상 10mm 이하인 강선재를 이용한 압축 코일 스프링에 있어서, 임의의 선재 횡단면에 있어서의 내부 경도가 570~700HV이며, 표층부에 상기 강선재에 포함되는 C의 평균 농도를 초과하는 C농화층을 가지며, 상기 선재의 코일 스프링 내경측의 스프링에 압축 하중을 부하한 경우에 발생하는 최대 주응력 방향에 있어서, 무부하 시의 상기 선재의 표면으로부터 0.2mm 깊이에서의 압축 잔류 응력이 200MPa 이상임과 함께 표면으로부터 0.4mm 깊이에서의 압축 잔류 응력이 60MPa 이상이며,
   무부하 시의 압축 잔류 응력의 값이 제로가 되는 상기 선재의 표면으로부터의 깊이를 크로싱 포인트로 하고, 종축을 잔류 응력, 횡축을 소선(素線) 반경으로 한 잔류 응력 분포 곡선에 있어서 표면으로부터 크로싱 포인트까지의 적분치를 I_-σR로 나타냈을 때, I_-σR이 160MPa·mm 이상이며, JIS G0551에서 규정되는 구(舊)오스테나이트립 평균 결정 입도 번호가 10번 이상인 것을 특징으로 하는 압축 코일 스프링.
6. 중량%로, C를 0.45~0.80%, Si를 0.15~2.50%, Mn을 0.3~1.0%, Cr, Ni, V, Mo, W 중 1종 또는 2종 이상을 0.005~1.34% 포함하고, 잔부가 철 및 불가피 불순물로 이루어지는 원상당 직경이 1.5mm 이상 3mm 이하인 강선재를 이용한 압축 코일 스프링에 있어서, 임의의 선재 횡단면에 있어서의 내부 경도가 570~700HV이며, 표층부에 상기 강선재에 포함되는 C의 평균 농도를 초과하는 C농화층을 가지며, 무부하 시의 상기 선재의 표면으로부터 0.15mm 깊이에서의 압축 잔류 응력이 300MPa 이상임과 함께 표면으로부터 0.3mm 깊이에서의 압축 잔류 응력이 50MPa 이상이며, 상기 선재의 코일 스프링 내경측의 스프링에 압축 하중을 부하한 경우에 발생하는 최대 주응력 방향에 있어서, 무부하 시의 압축 잔류 응력의 값이 제로가 되는 상기 선재의 표면으로부터의 깊이를 크로싱 포인트로 하고, 종축을 잔류 응력, 횡축을 소선 반경으로 한 잔류 응력 분포 곡선에 있어서 표면으로부터 크로싱 포인트까지의 적분치를 I_-σR로 나타냈을 때, I_-σR이 130MPa·mm 이상이며, JIS G0551에서 규정되는 구(舊)오스테나이트립 평균 결정 입도 번호가 10번 이상인 것을 특징으로 하는 압축 코일 스프링.
7. 중량%로, C를 0.45~0.80%, Si를 0.15~2.50%, Mn을 0.3~1.0%, Cr을 0.5~2.0% 포함하고, 잔부가 철 및 불가피 불순물로 이루어지는 원상당 직경이 2.5mm 이상 10mm 이하인 강선재를 이용한 압축 코일 스프링에 있어서, 임의의 선재 횡단면에 있어서의 내부 경도가 570~700HV이며, 표층부에 상기 강선재에 포함되는 C의 평균 농도를 초과하는 C농화층을 가지며, 상기 선재의 코일 스프링 내경측의 스프링에 압축 하중을 부하한 경우에 발생하는 최대 주응력 방향에 있어서, 무부하 시의 상기 선재의 표면으로부터 0.2mm 깊이에서의 압축 잔류 응력이 200MPa 이상임과 함께 표면으로부터 0.4mm 깊이에서의 압축 잔류 응력이 60MPa 이상이며, 무부하 시의 압축 잔류 응력의 값이 제로가 되는 상기 선재의 표면으로부터의 깊이를 크로싱 포인트로 하고, 종축을 잔류 응력, 횡축을 소선(素線) 반경으로 한 잔류 응력 분포 곡선에 있어서 표면으로부터 크로싱 포인트까지의 적분치를 I_-σR로 나타냈을 때, I_-σR이 160MPa·mm 이상이며, JIS G0551에서 규정되는 구(舊)오스테나이트립 평균 결정 입도 번호가 10번 이상인 것을 특징으로 하는 압축 코일 스프링.
8. 중량%로, C를 0.45~0.80%, Si를 0.15~2.50%, Mn을 0.3~1.0%, Cr을 0.5~2.0% 포함하고, 잔부가 철 및 불가피 불순물로 이루어지는 원상당 직경이 1.5mm 이상 3mm 이하인 강선재를 이용한 압축 코일 스프링에 있어서, 임의의 선재 횡단면에 있어서의 내부 경도가 570~700HV이며, 표층부에 상기 강선재에 포함되는 C의 평균 농도를 초과하는 C농화층을 가지며, 상기 선재의 코일 스프링 내경측의 스프링에 압축 하중을 부하한 경우에 발생하는 최대 주응력 방향에 있어서, 무부하 시의 상기 선재의 표면으로부터 0.15mm 깊이에서의 압축 잔류 응력이 300MPa 이상임과 함께 표면으로부터 0.3mm 깊이에서의 압축 잔류 응력이 50MPa 이상이며, 상기 선재의 코일 스프링 내경측의 스프링에 압축 하중을 부하한 경우에 발생하는 최대 주응력 방향에 있어서, 무부하 시의 압축 잔류 응력의 값이 제로가 되는 상기 선재의 표면으로부터의 깊이를 크로싱 포인트로 하고, 종축을 잔류 응력, 횡축을 소선 반경으로 한 잔류 응력 분포 곡선에 있어서 표면으로부터 크로싱 포인트까지의 적분치를 I_-σR로 나타냈을 때, I_-σR이 130MPa·mm 이상이며, JIS G0551에서 규정되는 구(舊)오스테나이트립 평균 결정 입도 번호가 10번 이상인 것을 특징으로 하는 압축 코일 스프링.
9. 청구항 1 내지 청구항 8 중 어느 한 항에 있어서,
   상기 선재의 코일 스프링 내경측의 스프링에 압축 하중을 부하한 경우에 발생하는 최대 주응력 방향에 있어서, 무부하 시의 최대 압축 잔류 응력이 900MPa 이상인 것을 특징으로 하는 압축 코일 스프링.
10. 삭제
11. 청구항 1 내지 청구항 8 중 어느 한 항에 있어서,
    SEM/EBSD법을 이용하여 측정한 평균 결정 입경(방위 각도차 5° 이상의 경계를 입계로 한다)이 2.0μm 이하인 것을 특징으로 하는 압축 코일 스프링.
12. 청구항 1 내지 청구항 8 중 어느 한 항에 있어서,
    상기 C농화층의 경도가 내부 경도보다 50HV 이상 높은 것을 특징으로 하는 압축 코일 스프링.
13. 청구항 1 내지 청구항 8 중 어느 한 항에 있어서,
    상기 C농화층에 있어서의 최대 C농도가 0.7~0.9중량%이며, 상기 C농화층의 두께가 0.01~0.1mm인 것을 특징으로 하는 압축 코일 스프링.
14. 삭제
15. 청구항 1 내지 청구항 8 중 어느 한 항에 있어서,
    표면 거칠기 Rz(최대 높이)가 20μm 이하인 것을 특징으로 하는 압축 코일 스프링.
16. 청구항 1 내지 청구항 8 중 어느 한 항에 있어서,
    상기 압축 잔류 응력이 쇼트 피닝 처리에 의해 부여되어 있는 것을 특징으로 하는 압축 코일 스프링.
17. 청구항 16에 있어서,
    상기 쇼트 피닝 처리가, 입경 0.6~1.2mm의 쇼트에 의한 제1 쇼트 피닝 처리와, 입경 0.2~0.8mm의 쇼트에 의한 제2 쇼트 피닝 처리와, 입경 0.02~0.30mm의 쇼트에 의한 제3 쇼트 피닝 처리로 이루어지는 다단 쇼트 피닝 처리인 것을 특징으로 하는 압축 코일 스프링.
18. 청구항 1 내지 청구항 8 중 어느 한 항에 있어서,
    스프링형상이, 원통형, 또는, 원추형, 조종형(釣鐘形), 고형(鼓形), 배럴형(樽形) 등의 이형인 것을 특징으로 하는 압축 코일 스프링.
19. 코일 스프링 성형기에 의해 강선재를 열간 성형하는 코일링 공정과, 코일링한 후에 절리(切離)되어 온도가 아직 오스테나이트역에 있는 코일을 그대로 담금질하는 담금질 공정과, 코일을 조질(調質)하는 뜨임 공정과, 선재 표면에 압축 잔류 응력을 부여하는 쇼트 피닝 공정과, 세팅 공정을 순서대로 행하는 압축 코일 스프링의 제조 방법에 있어서,
    상기 코일 스프링 성형기는, 연속적으로 강선재를 공급하기 위한 피드 롤러와, 강선재를 코일형상으로 성형하는 코일링부와, 강선재를 소정 권수 코일링한 후에 후방으로부터 연속해서 공급되어 오는 강선재를 절단하기 위한 절단 수단을 가지며,
    상기 코일링부는, 상기 피드 롤러에 의해 공급된 강선재를 가공부의 적절한 위치로 유도하기 위한 와이어 가이드와, 상기 와이어 가이드를 경유하여 공급된 강선재를 코일형상으로 가공하기 위한 코일링 핀 혹은 코일링 롤러로 이루어지는 코일링 툴과, 피치를 부여하기 위한 피치 툴을 구비하고 있으며,
    상기 코일 스프링 성형기는, 상기 피드 롤러의 출구부터 상기 코일링 툴의 사이에 강선재를 2.5초 이내에 오스테나이트역까지 승온시키는 가열 수단을 더 가지며,
    가열 중부터 담금질까지의 동안에 강선재 표면에 탄화수소계 가스를 상기 가열 수단으로부터 상기 코일링 툴에 이르는 상기 강선재의 구부러진 괘적에 따라 상기 강선재에 근접하게 배치된 노즐로부터 직접 분사하는 침탄(浸炭) 공정을 행하는 것을 특징으로 하는 압축 코일 스프링의 제조 방법.
20. 청구항 19에 있어서,
    상기 가열 수단이 고주파 가열이며, 상기 와이어 가이드 내에 있어서의 강선재의 통과 경로상 혹은 상기 와이어 가이드에 있어서의 강선재 출구측 말단과 상기 코일링 툴의 공간에 있어서의 강선재의 통로 경로 상에 강선재와 동심이 되도록 고주파 가열 코일이 배치되어 있는 것을 특징으로 하는 압축 코일 스프링의 제조 방법.
21. 강선재의 표층부에 C농화층을 형성하는 침탄 공정과, 코일 스프링 성형기에 의해 강선재를 열간 성형하는 코일링 공정과, 코일링한 후에 절리되어 온도가 아직 오스테나이트역에 있는 코일을 그대로 담금질하는 담금질 공정과, 코일을 조질하는 뜨임 공정과, 선재 표면에 압축 잔류 응력을 부여하는 쇼트 피닝 공정과, 세팅 공정을 순서대로 행하는 압축 코일 스프링의 제조 방법에 있어서,
    상기 침탄 공정에 있어서의 C농화층을 형성하는 수단이, 제1의 가열 수단에 의해 가열한 강선재 표면에 노즐에 의해 탄화수소계 가스를 직접 분사하는 방법이며,
    상기 코일링 공정에 이용하는 상기 코일 스프링 성형기가, 연속적으로 강선재를 공급하기 위한 피드 롤러와, 강선재를 코일형상으로 성형하는 코일링부와, 강선재를 소정 권수 코일링한 후에 후방으로부터 연속해서 공급되어 오는 강선재를 절단하기 위한 절단 수단을 가지며,
    상기 코일링부는, 상기 피드 롤러에 의해 공급된 강선재를 가공부의 적절한 위치로 유도하기 위한 와이어 가이드와, 상기 와이어 가이드를 경유하여 공급된 강선재를 코일형상으로 가공하기 위한 코일링 핀 혹은 코일링 롤러로 이루어지는 코일링 툴과, 피치를 부여하기 위한 피치 툴을 구비하고,
    상기 노즐은, 상기 제1의 가열 수단으로부터 상기 피드 롤러에 이르는 강선재의 괘적에 따른 위치에 배치되며,
    상기 코일 스프링 성형기는, 상기 피드 롤러의 출구부터 상기 코일링 툴의 사이에 강선재를 2.5초 이내에 오스테나이트역까지 승온시키는 제2의 가열 수단을 더 가지며,
    상기 가열 수단은 고주파 가열이며, 상기 와이어 가이드 내에 있어서의 강선재의 통과 경로상 혹은 상기 와이어 가이드에 있어서의 강선재 출구측 말단과 상기 코일링 툴의 공간에 있어서의 강선재의 통과 경로 상에 강선재와 동심이 되도록 고주파 가열 코일이 배치되어 있으며,
    상기 침탄 공정과 상기 코일링 공정이 도중에 강선재의 절리가 없는 연속된 공정인 것을 특징으로 하는 압축 코일 스프링의 제조 방법.
22. 코일 스프링 성형기에 의해 강선재를 성형하는 코일링 공정과, 코일을 20초 이내에 오스테나이트역까지 승온시켜 담금질을 행하는 가열 담금질 공정과, 코일을 조질하는 뜨임 공정과, 선재 표면에 압축 잔류 응력을 부여하는 쇼트 피닝 공정과, 세팅 공정을 순서대로 행하는 압축 코일 스프링의 제조 방법에 있어서,
    상기 가열 담금질 공정에 있어서의 가열 수단이 고주파 가열 코일의 내주측에 상기 코일을 배치하여 가열하는 고주파 가열이며,
    가열 중부터 담금질까지의 동안에 강선재 표면에 탄화수소계 가스를 상기 고주파 가열 코일 및 상기 코일의 내주측에서 상기 강선재에 근접하여 배치된 노즐로부터 직접 분사하는 침탄 공정을 행하는 것을 특징으로 하는 압축 코일 스프링의 제조 방법.
23. 청구항 19에 있어서,
    상기 탄화수소계 가스를 분사하는 시점의 강선재 표면 온도가 850~1150℃이며, 또한, 강선재 표면부에 있어서의 상기 탄화수소계 가스의 동압(動壓)이 0.1~5.0kPa인 것을 특징으로 하는 압축 코일 스프링의 제조 방법.
24. 청구항 19에 있어서,
    상기 탄화수소계 가스의 주성분은, 메탄, 부탄, 프로판, 아세틸렌 중 어느 하나인 것을 특징으로 하는 압축 코일 스프링의 제조 방법.
25. 청구항 21에 있어서,
    상기 탄화수소계 가스를 분사하는 시점의 강선재 표면 온도가 850~1150℃이며, 또한, 강선재 표면부에 있어서의 상기 탄화수소계 가스의 동압이 0.1~5.0kPa인 것을 특징으로 하는 압축 코일 스프링의 제조 방법.
26. 청구항 22에 있어서,
    상기 탄화수소계 가스를 분사하는 시점의 강선재 표면 온도가 850~1150℃이며, 또한, 강선재 표면부에 있어서의 상기 탄화수소계 가스의 동압이 0.1~5.0kPa인 것을 특징으로 하는 압축 코일 스프링의 제조 방법.
27. 청구항 21에 있어서,
    상기 탄화수소계 가스의 주성분은, 메탄, 부탄, 프로판, 아세틸렌 중 어느 하나인 것을 특징으로 하는 압축 코일 스프링의 제조 방법.
28. 청구항 22에 있어서,
    상기 탄화수소계 가스의 주성분은, 메탄, 부탄, 프로판, 아세틸렌 중 어느 하나인 것을 특징으로 하는 압축 코일 스프링의 제조 방법.
    
29. 청구항 22에 있어서,
    상기 고주파 가열을 위한 고주파 가열 코일의 내측에 상기 탄화수소계 가스를 내뿜는 노즐을 배치한 것을 특징으로 하는 압축 코일 스프링의 제조 방법.
    

Images