KR102402361B1 - 침탄 처리가 행해지는 부품용 강재 - Google Patents

침탄 처리가 행해지는 부품용 강재 Download PDF

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Abstract

침탄 처리 전에 용접하여 부품을 제조한 경우여도, 우수한 피로 강도가 얻어지는 침탄 처리가 행해지는 부품용 강재를 제공한다. 본 개시의 강재는, 질량%로, C：0.09~0.16%, Si：0.01~0.50%, Mn：0.40~0.60%, P：0.030% 이하, S：0.025% 이하, Cr：0.90~2.00%, Mo：0.10~0.40%, Al：0.005~0.030%, Ti：0.010~0.050% 미만, Nb：0.010~0.030%, N：0.0080% 이하, O：0.0030% 이하, B：0.0003~0.0030%, Ca：0.0005~0.0050%, 및, 잔부：Fe 및 불순물로 이루어지며, 명세서에 기재된 식 (1)~식 (3)을 만족하는 화학 조성을 갖는다. 강재의 축 방향에 평행한 단면에 있어서, Mn 황화물이 70.0개/mm2 이하이고, 산화물이 25.0개/mm2 이하이다.

Description

침탄 처리가 행해지는 부품용 강재
본 발명은, 강재에 관한 것이며, 더욱 상세하게는, 침탄 처리가 행해지는 부품에 이용되는 강재에 관한 것이다.
기계 구조용 부품에 사용되는 강재는, 일반적으로, Mn, Cr, Mo, 및, Ni 등을 조합하여 함유한다. 기계 구조용 부품에는, 침탄 처리가 행해지는 부품이 있다. 침탄 처리가 행해지는 부품에 이용되는 강재는, 상술한 화학 조성을 갖고, 주조, 단조, 압연 등에 의해 제조된다. 이하, 본 명세서에서는, 침탄 처리가 행해지는 부품을 「침탄 부품」이라고 칭한다.
침탄 부품은 예를 들어, 다음의 방법으로 제조된다. 강재에 대해, 단조, 및, 절삭 등의 기계 가공에 의해 중간품을 제조한다. 중간품에 대해, 침탄 처리를 실시하여, 표층부의 경화층인 침탄층과, 침탄 처리의 영향이 미치지 않은 모재인 심부를 구비하는 침탄 부품을 제조한다.
침탄 부품을 제조하는 비용 중에서, 절삭 가공에 관련된 비용이 매우 크다. 절삭 가공은 절삭 공구가 고가일 뿐만 아니라, 절삭 칩을 다량으로 생성한다. 그 때문에, 수율의 관점에서도 불리하다. 이 때문에, 절삭 가공을 단조로 치환하는 것이 시도되고 있다. 단조 방법은 열간 단조, 온간 단조, 냉간 단조로 크게 나눌 수 있다. 온간 단조는 스케일의 발생이 적고, 열간 단조보다 치수 정밀도가 개선된다는 특징이 있다. 또, 냉간 단조는 스케일의 발생이 없고, 치수 정밀도가 절삭에 가깝다는 특징이 있다. 따라서, 열간 단조로 대략적인 가공을 행한 후에 냉간 단조로 마무리 가공을 행하는 것, 온간 단조를 행한 후에 마무리로서 경도(輕度)의 절삭을 행하는 것, 또는, 냉간 단조만으로 성형을 행하는 것 등이 검토되어 왔다. 그러나, 절삭 가공을 온간 단조 또는 냉간 단조로 치환하는 경우, 강재의 변형 저항이 크면, 금형에 걸리는 면압이 증가해, 금형 수명이 저하된다. 그 때문에, 절삭에 대한 비용의 메리트가 작아진다. 또, 강재를 복잡한 형상으로 성형할 경우, 큰 가공이 가해지는 부위에 균열이 생기는 등의 문제가 발생한다. 이 때문에, 강재의 연질화나 한계 가공률의 향상을 목적으로 하여, 여러 가지 기술이 검토되어 왔다.
특허문헌 1은, 종래 강보다 냉간 단조 시의 변형 저항이 작고, 한계 가공률이 크며, 또한, 침탄 처리 후에, 종래 강과 동등한 경화층 및 심부 경도(硬度)를 갖는, 침탄용 강을 개시한다. 특허문헌 1에 기재된 침탄용 강은, 화학 성분이, 질량%로, C：0.07%~0.13%, Si：0.0001%~0.50%, Mn：0.0001%~0.80%, S：0.0001%~0.100%, Cr：1.30% 초과~5.00%, B：0.0005%~0.0100%, Al：0.0001%~1.0%, Ti：0.010%~0.10%를 함유하고, N：0.0080% 이하, P：0.050% 이하, O：0.0030% 이하로 제한하고, 잔부가 Fe 및 불가피적 불순물로 이루어지며, 화학 성분 중의 각 원소의 질량%로 나타낸 함유량이, 경도 지표로서 하기의 식 1, 담금질성 지표로서 하기의 식 2, 및, TiC 석출량 지표로서 하기의 식 3을 만족하는 것을 특징으로 한다. 0.10<C+0.194×Si+0.065×Mn+0.012×Cr+0.078×Al<0.235···(식 1), 7.5<(0.7×Si+1)×(5.1×Mn+1)×(2.16×Cr+1)<44···(식 2), 0.004<Ti-N×(48/14)<0.030···(식 3). 특허문헌 1의 침탄용 강은, 상술한 화학 조성을 가짐으로써, 냉간 단조 시의 한계 가공률을 높여, 침탄 처리 후에, 종래 강과 동등한 경화층 및 강부 경도가 얻어진다.
국제 공개 제2012/108460호 공보
그런데, 자동차에 이용되는 기계 구조용 부품에는, 침탄 부품이 복수 이용되고 있다. 예를 들어, 무단계 변속기(CVT)의 가변 직경 풀리에도 침탄 부품이 이용되고 있다. 가변 직경 풀리로 대표되는 대형 침탄 부품은, 상술한 바와 같이, 단조 후에 절삭 가공함으로써 제조되고 있다. 그러나, 대형 강재를 냉간 단조에 의해 성형하려고 하면, 냉간 단조기에 과잉 부하가 걸린다. 그 때문에, 대형 침탄 부품을 냉간 단조에 의해 성형하는 경우, 복수의 부재를 냉간 단조에 의해 성형하고, 그 후, 이들 부재를 마찰 접합이나 레이저 접합과 같은 용접에 의해 접합하고, 접합된 강 부재를 침탄 처리함으로써, 대형 침탄 부품을 제조하는 방법이 검토되고 있다.
이와 같이 용접에 의해 침탄 부품을 제조하는 경우, 접합재인 침탄 부품의 피로 강도(접합 피로 강도)가 요구된다.
본 개시의 목적은, 강재의 단계에서, 종래 강재보다 냉간 단조 시의 한계 가공률이 크고, 또한, 용접을 행한 경우여도, 침탄 처리 후에 있어서 우수한 피로 강도가 얻어지는, 침탄 처리가 행해지는 부품용 강재를 제공하는 것이다.
이하, 특별히 언급하지 않는 한, 단순히 「단조」란 「냉간 단조」를 의미한다.
본 개시에 의한 침탄 처리가 행해지는 부품용 강재는,
질량%로,
C：0.09~0.16%,
Si：0.01~0.50%,
Mn：0.40~0.60%,
P：0.030% 이하,
S：0.025% 이하,
Cr：0.90~2.00%,
Mo：0.10~0.40%,
Al：0.005~0.030%,
Ti：0.010~0.050% 미만,
Nb：0.010~0.030%,
N：0.0080% 이하,
O：0.0030% 이하,
B：0.0003~0.0030%,
Ca：0.0005~0.0050%,
Cu：0~0.50%,
Ni：0~0.30%, 및,
잔부：Fe 및 불순물
로 이루어지며, 식 (1)~식 (3)을 만족하는 화학 조성을 갖고,
상기 강재의 축 방향에 평행한 단면에 있어서,
Mn을 10.0질량% 이상 함유하고, S를 10.0질량% 이상 함유하며, 원상당경이 0.5μm 이상인 Mn 황화물이 70.0개/mm2 이하이고,
산소를 10질량% 이상 함유하고, 원상당경이 0.5μm 이상인 산화물이 25.0개/mm2 이하이다.
0.140<C+0.194×Si+0.065×Mn+0.012×Cr+0.033×Mo+0.067×Ni+0.097×Cu+0.078×Al<0.235 식 (1)
13.0<(0.70×Si+1)×(5.1×Mn+1)×(2.2×Cr+1)×(3.0×Mo+1)×(0.36×Ni+1)<45.0 식 (2)
0.004<Ti-N×(48/14)<0.030 식 (3)
여기서, 식 (1)~식 (3)의 각 원소 기호에는, 대응하는 원소의 함유량(질량%)이 대입된다.
본 개시에 의한 강재는, 강재의 단계에서, 종래 강재보다 냉간 단조 시의 한계 가공률이 크고, 용접을 행한 경우여도, 침탄 처리 후의 부품(침탄 부품)의 단계에서, 우수한 피로 강도가 얻어진다.
도 1은, 본 실시형태에 있어서의, Mn 황화물 및 산화물을 측정할 때의 샘플의 채취 위치를 설명하기 위한 모식도이다.
이하, 본 실시형태에 의한 침탄 처리가 행해지는 부품용 강재에 대해서 설명한다.
본 발명자들은, 침탄 처리가 행해지는 부품용 강재에 관하여, 냉간 단조 전의 강재의 변형 저항의 저감(경도의 저감), 및, 한계 가공률의 개선과, 침탄 처리 후의 침탄 부품의 우수한 특성(예를 들어, 유효 경화층 깊이, 심부 경도)을 양립하기 위해 상세한 검토를 행하여, 이하의 (a)~(g)의 지견을 얻었다.
(a) C 함유량이 낮을수록, 냉간 단조 전의 강재의 연질화를 도모할 수 있다. 그러나, C 함유량이 너무 낮으면, 침탄 처리 후의 침탄 부품의 특성(예를 들어, 유효 경화층 깊이, 심부 경도)을, C 함유량이 0.20% 정도인 종래의 강재(예를 들어, JIS-SCR420)와 동등 레벨로 하는 것이 곤란해진다. 침탄 부품으로서 필요한 심부의 경도를 얻기 위해서는, C 함유량의 하한값이 존재한다.
(b) 가능한 한 낮은 C 함유량으로, 가능한 한 큰 유효 경화층 깊이와 심부 경도를 얻기 위해서는, 침탄 부품의 심부의 금속 조직에 있어서, 마르텐사이트 분율을 높이는 것이 바람직하다.
(c) 침탄 부품의 심부에서, 금속 조직의 마르텐사이트 분율을 높이기 위해서는, Si, Mn, Cr, Mo, Ni 등의 강의 담금질성을 향상시키는 합금 원소(담금질성 향상 원소)의 함유량을, 후술하는 담금질성 지표의 식 (2)를 만족하도록 함유하는 것이 필요하다.
(d) 그러나, 상기의 담금질성 향상 원소의 함유량이 증가하면, 담금질성 향상 원소에 의한 페라이트의 고용 강화 등의 효과에 의해, 강재의 경도가 증가해 버린다. 그 때문에, 페라이트의 경도 상승을 억제하면서 강재의 담금질성을 높일 수 있는 B를 함유함과 더불어, C 및 담금질성 향상 원소의 함유량이, 후술하는 경도 지표의 식 (1)을 만족하도록 한다.
(e) B의 담금질성 향상 효과를 안정적으로 얻기 위해서는, 침탄 처리 시에 강 중에 포함되는 대부분의 N을 TiN의 형태로 고정한다. 이로 인해, 고용 B를 BN으로서 석출시키지 않고, 그리고, 강 중에 고용 B량을 확보할 수 있다. 이 효과를 유효하게 얻으려면, Ti를 N 함유량에 대해 화학량론적으로 과잉이 되도록 함유하는 것이 바람직하다. 또한, 침탄 처리 시의 오스테나이트 결정립의 이상(異常) 입자 성장을 방지하기 위해, TiC를 금속 조직 중에 미세 분산 석출시킨다. 이와 같이, 고용 B량을 확보하며, 또한 TiC를 미세 분산 석출시키기 위해서는, Ti 및 N의 함유량이, 발명자가 도출한 후술하는 TiC 석출량 지표의 식 (3)을 만족하도록 한다.
(f) 상술한 바와 같이, B는, 침탄 부품의 심부의 담금질성을 유효하게 높인다. 그러나, 변성로 가스 방식의 가스 침탄을 행하는 경우, 침탄 부품의 표층부인 침탄층에서는, B 함유에 의한 담금질성 향상 효과가 낮다. 이는, 침탄 처리 시에 있어서, 강재의 표면으로부터 질소가 침입하고, 고용 B와 결합하여 BN으로서 석출되어, 고용 B량이 저감하기 때문이다. 따라서, 침탄 부품의 표층부인 침탄층에서 담금질성을 확보하려면, 상기 (c)에서 서술한 담금질성 지표의 식 (2)를 만족하는 것이 필요하다.
(g) 침탄 처리가 행해지는 부품용 강재를 더욱 연질화하기 위해서는, 강재를 제조할 때의 열간 압연, 또는, 열간 단조 후에, 후술하는 조건의 서랭을 행하는 것이 바람직하다. 이로 인해, 강재의 금속 조직을 제어하여, 강재를 보다 연질화할 수 있다. 이로 인해, 강재의 표층부의 금속 조직이 개선되어 연성이 향상되고, 한계 가공률이 높은 강재를 얻을 수 있다.
본 발명자는 또한, 본 실시형태의 강재에 있어서, 용접 후, 침탄 처리하여 제조되는 침탄 부품 단계에서의 피로 강도(접합 피로 강도)에 대해서 검토를 행했다. 그 결과, 강재의 축 방향(즉, 강재의 길이 방향)에 평행한 단면 중의 개재물에 대해서, 다음의 규정을 만족하면, 용접 후, 침탄 처리하여 제조되는 침탄 부품 단계에서의 피로 강도(접합 피로 강도)가 높아지는 것을 발견했다.
(A) Mn을 10.0질량% 이상 함유하고, S를 10.0질량% 이상 함유하며, 원상당경이 0.5μm 이상인 Mn 황화물을 70.0개/mm2 이하로 한다.
(B) 산소를 10질량% 이상 함유하고, 원상당경이 0.5μm 이상인 산화물을 25.0개/mm2 이하로 한다.
이하, 이 점에 대해서 상세히 설명한다.
본 실시형태의 화학 조성을 갖는 강재에서는, 강 중에 Mn 황화물 및 산화물이 존재한다. 여기서, 본 명세서에 있어서, Mn 황화물 및 산화물은 다음과 같이 정의된다.
Mn 황화물： Mn을 10.0질량% 이상 함유하고, S를 10.0질량% 이상 함유하며, 원상당경이 0.5μm 이상인 개재물
산화물： 산소를 10질량% 이상 함유하고, 원상당경이 0.5μm 이상인 개재물
또한, 본 명세서에 있어서, 개재물 중에서, 10.0질량% 이상의 S와, 10.0% 이상의 Mn과, 10질량% 이상의 산소를 함유하고, 원상당경이 0.5μm 이상인 개재물은, 「Mn 황화물」이 아니라, 「산화물」에 포함되는 것으로 한다.
본 실시형태에서는, 강재에 대해, 마찰 접합, 레이저 접합 등으로 대표되는 용접을 실시한 후, 침탄 처리를 실시하여 침탄 부품을 형성하는 경우, 침탄 부품 내에는 HAZ 영역이 존재한다. HAZ 영역은 다른 영역과 비교하여 강도가 낮아지는 경우가 있다. 그래서, HAZ 영역의 강도를 확보하기 위해, 개재물을 가능한 한 저감시킨다. 본 실시형태에서는, 상기 (A) 및 (B)에 기재한 바와 같이, 강 중의 개재물의 대부분을 차지하는 Mn 황화물 및 산화물의 개수를 가능한 한 저감시킨다. 이 경우, HAZ 영역의 강도를 확보할 수 있고, 그 결과, 침탄 부품의 피로 강도를 높일 수 있다.
이상의 지견에 의거하여 완성한 본 실시형태에 의한 침탄 처리가 행해지는 부품용 강재의 요지는 다음과 같다.
[1]의 침탄 처리가 행해지는 부품용 강재는,
질량%로,
C：0.09~0.16%,
Si：0.01~0.50%,
Mn：0.40~0.60%,
P：0.030% 이하,
S：0.025% 이하,
Cr：0.90~2.00%,
Mo：0.10~0.40%,
Al：0.005~0.030%,
Ti：0.010~0.050% 미만,
Nb：0.010~0.030%,
N：0.0080% 이하,
O：0.0030% 이하,
B：0.0003~0.0030%,
Ca：0.0005~0.0050%,
Cu：0~0.50%,
Ni：0~0.30%, 및,
잔부：Fe 및 불순물
로 이루어지며, 식 (1)~식 (3)을 만족하는 화학 조성을 갖고,
상기 강재의 축 방향에 평행한 단면에 있어서,
Mn을 10.0질량% 이상 함유하고, S를 10.0질량% 이상 함유하며, 원상당경이 0.5μm 이상인 Mn 황화물이 70.0개/mm2 이하이고,
산소를 10질량% 이상 함유하고, 원상당경이 0.5μm 이상인 산화물이 25.0개/mm2 이하이다.
0.140<C+0.194×Si+0.065×Mn+0.012×Cr+0.033×Mo+0.067×Ni+0.097×Cu+0.078×Al<0.235 식 (1)
13.0<(0.70×Si+1)×(5.1×Mn+1)×(2.2×Cr+1)×(3.0×Mo+1)×(0.36×Ni+1)<45.0 식 (2)
0.004<Ti-N×(48/14)<0.030 식 (3)
여기서, 식 (1)~식 (3)의 각 원소 기호에는, 대응하는 원소의 함유량(질량%)이 대입된다.
[2]의 강재는, [1]에 기재된 강재로서,
상기 화학 조성은,
Cu：0.005%~0.50%, 및,
Ni：0.005%~0.30%
로 이루어지는 군으로부터 선택되는 1종 이상을 함유한다.
[3]의 강재는, [1] 또는 [2]에 기재된 강재로서,
금속 조직이, 면적%로, 페라이트와 펄라이트를, 합계로 85~100% 포함한다.
[4]의 강재는, [1] 또는 [2]에 기재된 강재로서,
금속 조직이, 면적%로, 페라이트와 구상화 시멘타이트를, 합계로 85~100% 포함한다.
[5]의 강재는, [1]~[4] 중 어느 한 항에 기재된 강재로서,
상기 강재는 봉강이다.
이하, 본 실시형태에 의한 침탄 처리가 행해지는 부품용 강재에 대해서 설명한다. 화학 조성에 관한 「%」는, 특별히 언급하지 않는 한, 질량%를 의미한다.
[화학 조성]
본 실시형태에 의한 침탄 처리가 행해지는 부품용 강재의 화학 조성은, 다음의 원소를 함유한다.
C：0.09~0.16%
탄소(C)는, 강재의 담금질성을 높여, 침탄층과 심부를 구비하는 침탄 부품에 있어서의 심부의 경도를 높인다. C 함유량이 0.09% 미만이면, 침탄 부품의 심부의 경도가 부족하다. 한편, C 함유량이 0.16%를 넘으면, 강재의 금속 조직의 시멘타이트 분율과 펄라이트 분율이 증가하여, 단조 전의 강재의 경도가 현저하게 증가함과 더불어, 한계 가공률도 저하된다. 따라서, C 함유량은 0.09~0.16%이다. 또한, 침탄 처리가 행해지는 부품용의 종래의 강재의 C 함유량은 0.20% 정도이다. 그 때문에, 본 실시형태의 침탄 처리가 행해지는 부품용 강재에 있어서, C 함유량은, 종래의 강재보다 낮다. C 함유량의 바람직한 하한은 0.10%이고, 더 바람직하게는 0.11%이다. C 함유량의 바람직한 상한은 0.15%이고, 더 바람직하게는 0.14%이다.
Si：0.01~0.50%
실리콘(Si)은, 침탄 부품의 템퍼링 연화 저항을 높여, 침탄 부품의 피로 강도를 높인다. Si 함유량이 0.01% 미만이면, 상기 효과가 얻어지지 않는다. 한편, Si 함유량이 0.50%를 넘으면, 단조 전의 강재의 경도가 상승하여, 한계 가공률이 저하된다. 따라서, Si 함유량은 0.01~0.50%이다. 침탄 부품의 면 피로 강도를 중시하는 경우, Si 함유량의 바람직한 하한은 0.015%이고, 더 바람직하게는 0.02%이다. 침탄 부품의 한계 가공성의 향상을 중시하는 경우, Si 함유량의 바람직한 상한은 0.48%이고, 더 바람직하게는 0.46%이다.
Mn：0.40~0.60%
망간(Mn)은, 강재의 담금질성을 높여, 침탄 부품의 심부의 강도를 높인다. Mn 함유량이 0.40% 미만이면, 이 효과가 얻어지지 않는다. 한편, Mn 함유량이 0.60%를 넘으면, 단조 전의 강재의 경도가 상승하여, 한계 가공률이 저하된다. 따라서, Mn 함유량은 0.40~0.60%이다. Mn 함유량의 바람직한 하한은 0.42%이고, 더 바람직하게는 0.44%이다. Mn 함유량의 바람직한 상한은 0.58%이고, 더 바람직하게는 0.56%이다.
P：0.030% 이하
인(P)은, 불가피하게 함유되는 불순물이다. 즉, P 함유량은 0% 초과이다. P는, 오스테나이트 입계에 편석하여 구(舊) 오스테나이트 입계를 취화시켜, 입계 균열을 일으킨다. 따라서, P 함유량은 0.030% 이하이다. P 함유량의 바람직한 상한은 0.026%이고, 더 바람직하게는 0.024%이다. P 함유량은 가능한 한 낮은 편이 바람직하다. 그러나, P 함유량을 극한까지 저감시키면, 생산성이 저하되고, 제조 비용이 높아진다. 따라서, 통상의 조업에 있어서, P 함유량의 바람직한 하한은 0.0001%이다.
S：0.025% 이하
유황(S)은, 불가피하게 함유된다. 즉, S 함유량은 0% 초과이다. S는 Mn과 결합하여 MnS를 형성하고, 강재의 피삭성을 높인다. S 함유량이 0% 초과이면, 이 효과가 얻어진다. 한편, S 함유량이 0.025%를 넘으면, 조대한 MnS가 생성되고, 단조 시에 균열이 발생하기 쉬워져, 한계 압축률이 저하된다. 따라서, S 함유량은 0.025% 이하이다. S 함유량의 바람직한 상한은 0.022%이고, 더 바람직하게는 0.020%이다. 피삭성을 보다 유효하게 높이는 경우, S 함유량의 바람직한 하한은 0.0001%이고, 더 바람직하게는 0.003%이다.
Cr：0.90~2.00%
크롬(Cr)은, 강재의 담금질성을 높여, 침탄 부품의 심부의 강도를 높인다. Cr 함유량이 0.90% 미만이면, 이 효과가 얻어지지 않는다. 한편, Cr 함유량이 2.00%를 넘으면, 단조 전의 강재의 경도가 상승하여, 한계 가공률이 저하된다. 따라서, Cr 함유량은 0.90~2.00%이다. Cr 함유량의 바람직한 하한은 0.95%이고, 더 바람직하게는 1.00%이다. Cr 함유량의 바람직한 상한은 1.95%이고, 더 바람직하게는 1.92%이다.
Mo：0.10~0.40%
몰리브덴(Mo)은, 강재의 담금질성을 높여, 침탄 부품의 심부의 강도를 높인다. Mo 함유량이 0.10% 미만이면, 이 효과가 얻어지지 않는다. 한편, Mo 함유량이 0.40%를 넘으면, 단조 전의 강재의 경도가 상승하여, 한계 가공률이 저하된다. 따라서, Mo 함유량은 0.10~0.40%이다. Mo 함유량의 바람직한 하한은 0.11%이고, 더 바람직하게는 0.12%이다. Mo 함유량의 바람직한 상한은 0.38%이고, 더 바람직하게는 0.36%이다.
Al：0.005~0.030%
알루미늄(Al)은, 강 중에 고용 N이 존재하는 경우, AlN을 형성하는 원소이다. 그러나, 본 실시형태의 강재, 및, 침탄 부품에 있어서의 심부에서는, 강 중의 N이 Ti의 첨가에 의해 TiN으로서 고정되어 있으므로, 강 중에 고용 N이 거의 존재하지 않는다. 이 때문에, Al은 AlN을 형성하지 않고, 강 중에 고용 Al로서 존재하고 있다. 고용 상태로 존재하는 Al은, 강의 피삭성을 향상시키는 효과가 있다. 침탄 부품의 제조 시에 마무리 절삭 등을 실시하는 경우는, Al 함유량을 0.005% 이상으로 하는 것이 바람직하다. 그러나, Al 함유량이 0.030%를 넘으면, 단조 전의 강재의 경도가 상승하여, 변형 저항이 상승하고, 그리고, 한계 가공률이 저하된다. 따라서, Al 함유량은 0.005~0.030%이다. Al의 바람직한 하한은 0.010%이다. Al의 바람직한 상한은 0.020%이다.
Ti：0.010~0.050% 미만
티탄(Ti)은, 강재 중의 N을 TiN으로서 고정하고, BN의 형성을 억제한다. 이로 인해, Ti는 고용 B량을 확보하여 강재의 담금질성을 높인다. Ti는 또한, Ti 탄화물을 형성하여, 침탄 처리시에 있어서의 결정립의 조대화를 억제한다. Ti 함유량이 0.010% 미만이면, 이 효과는 얻어지지 않는다. 한편, Ti 함유량이 0.050% 이상이면, Ti 탄화물의 석출량이 과잉으로 많아져, 단조 전의 강재의 한계 가공률이 저하된다. 따라서, Ti 함유량은 0.010~0.050% 미만이다. Ti 함유량의 바람직한 하한은 0.012%이고, 더 바람직하게는 0.014%이다. Ti 함유량의 바람직한 상한은 0.048%이고, 더 바람직하게는 0.046%이다.
Nb：0.010~0.030%
Nb(니오브)는, 강 중에서 N 및 C와 결합하여, Nb 탄질화물을 형성한다. Nb 탄질화물은, 피닝 효과에 의해, 결정립의 조대화를 억제한다. Nb 함유량이 0.010% 미만이면, 이 효과가 얻어지지 않는다. 한편, Nb 함유량이 0.030%를 넘으면, 그 효과가 포화된다. 따라서, Nb 함유량은 0.010~0.030%이다. Nb 함유량의 바람직한 하한은 0.011%이고, 더 바람직하게는 0.012%이다. Nb 함유량의 바람직한 상한은 0.029%이고, 더 바람직하게는 0.028%이고, 더 바람직하게는 0.027%이다.
N：0.0080% 이하
질소(N)는, 불가피하게 함유되는 불순물이다. 즉, 강재 중의 N 함유량은 0% 초과이다. N은 B와 결합하여 BN을 형성하고, 고용 B량을 저감시킨다. 이 경우, 강재의 담금질성이 저하된다. N 함유량이 0.0080%를 넘으면, Ti를 함유하고 있어도, 강 중의 N을 TiN으로서 고정할 수 없게 되어, 담금질성에 기여하는 고용 B를 확보하는 것이 곤란해진다. 또한, 조대한 TiN이 형성된다. 조대한 TiN은 단조 시에 균열의 기점이 되어, 단조 전의 강재의 한계 가공률을 저하시킨다. 따라서, N 함유량은 0.0080% 이하이다. N 함유량의 바람직한 상한은 0.0078%이고, 더 바람직하게는 0.0076%이다. N 함유량은 낮은 편이 바람직하다. 그러나, N 함유량을 극한까지 저감시키면, 생산성이 저하되어, 제조 비용이 높아진다. 따라서, 통상의 조업에 있어서, N 함유량의 바람직한 하한은 0.0020%이다.
O：0.0030% 이하
산소(O)는, 불가피적으로 함유되는 불순물이다. 즉, 강재 중의 O 함유량은 0% 초과이다. O는, 산화물을 형성하고, 침탄 처리 전의 중간품을 용접에 의해 제조할 때에, 접합성을 저하시킨다. 이 경우, 피로 강도가 저하된다. 따라서, O 함유량은 0.0030% 이하이다. O 함유량의 바람직한 상한은 0.0029%이고, 더 바람직하게는 0.0028%이다. O 함유량은 낮은 편이 바람직하다. 그러나, O 함유량을 극한까지 저감시키면, 생산성이 저하되어, 제조 비용이 높아진다. 따라서, 통상의 조업에 있어서, O 함유량의 바람직한 하한은 0.0010%이다.
B：0.0003~0.0030%
붕소(B)는, 강재의 담금질성을 높여, 침탄 부품의 강도를 높인다. B 함유량이 0.0003% 이상이면, 이 효과가 얻어진다. 한편, B 함유량이 0.0030%를 넘으면, 상기 효과가 포화된다. 따라서, B 함유량은 0.0003~0.0030%이다. B 함유량의 바람직한 하한은 0.0004%이고, 더 바람직하게는 0.0005%이다. B 함유량의 바람직한 상한은 0.0028%이고, 더 바람직하게는 0.0026%이다.
Ca：0.0005~0.0050%
칼슘(Ca)은, Mn 황화물 및 산화물에 함유되어, 이들 개재물을 구상화한다. 또한, Mn 황화물 및 산화물에 함유됨으로써, 이들 개재물을 미세화한다. Ca 함유량이 0.0005% 미만이면, 이들 효과가 얻어지지 않는다. 한편, Ca 함유량이 0.0050%를 넘으면, 조대한 Mn 황화물 및 조대한 산화물을 형성하여, 침탄 부품의 피로 강도를 저하시킨다. 따라서, Ca 함유량은 0.0005~0.0050%이다. Ca 함유량의 바람직한 하한은 0.0006%이고, 더 바람직하게는 0.0007%이다. Ca 함유량의 바람직한 상한은 0.0048%이고, 더 바람직하게는 0.0046%이다.
잔부：Fe 및 불순물
본 실시형태의 침탄 처리가 행해지는 부품용 강재의 화학 조성의 잔부는, Fe 및 불순물로 이루어진다. 여기서, 불순물이란, 강재를 공업적으로 제조할 때에, 원료로서의 광석, 스크랩, 또는 제조 환경 등으로부터 혼입되는 것이며, 의도적으로 강에 함유시킨 것이 아닌 성분을 의미한다.
불순물로서는, 상술한 불순물 이외의 온갖 원소를 들 수 있다. 불순물은 1종뿐이어도 되고, 2종 이상이어도 된다. 상술한 불순물 이외의 다른 불순물은, 예를 들어, Sb, Sn, W, Co, As, Pb, Bi, H 등이다. 이들 원소는, 불순물로서 예를 들어, 다음의 함유량이 되는 경우가 있을 수 있다.
Sb：0.0005% 이하, Sn：0.0005% 이하, W：0.0005% 이하, Co：0.0005% 이하, As：0.0005% 이하, Pb：0.0005% 이하, Bi：0.0005% 이하, H：0.0005% 이하.
[임의 원소에 대해]
본 실시형태의 침탄 처리가 행해지는 부품용 강재의 화학 조성은, Fe의 일부를 대신하여, Cu 및, Ni로 이루어지는 군으로부터 선택되는 1종 이상을 함유해도 된다.
Cu：0~0.50%
구리(Cu)는 임의 원소이며, 함유되지 않아도 된다. 즉, Cu 함유량은 0%여도 된다. Cu 함유량이 0% 초과인 경우, Cu는 강재의 담금질성을 높여, 침탄 부품의 강도를 높인다. 또, Cu는, 가스 침탄의 가스 분위기에서, 산화물이나 질화물을 형성하지 않는 원소이다. 그 때문에, Cu를 함유한 경우, 침탄층 표면의 산화물층이나 질화물층, 또는, 그것들에 기인하는 침탄 이상층이 형성되기 어려워진다. 그러나, Cu 함유량이 너무 많으면, 1000℃ 이상의 고온역에 있어서의 연성이 저하되어, 연속 주조, 압연 시의 수율 저하의 원인이 된다. 또한, 단조 전의 강재의 경도가 상승하여, 한계 가공률이 저하된다. 따라서, Cu 함유량은 0~0.50%이다. Cu 함유량의 바람직한 하한은 0.005%이고, 더 바람직하게는 0.05%이다. Cu 함유량의 바람직한 상한은 0.45%이고, 더 바람직하게는 0.40%이다.
Ni：0~0.30%
니켈(Ni)은 임의 원소이며, 함유되지 않아도 된다. 즉, Ni 함유량은 0%여도 된다. Ni 함유량이 0% 초과인 경우, Ni는 강재의 담금질성을 높여, 침탄 부품의 강도를 높인다. 그러나, Ni 함유량이 너무 많으면, 단조 전의 강재의 경도가 상승하여, 한계 가공률이 저하된다. 따라서, Ni 함유량은 0~0.30%이다. Ni 함유량의 바람직한 하한은 0.005%이고, 더 바람직하게는 0.05%이다. Ni 함유량의 바람직한 상한은 0.28%이고, 더 바람직하게는 0.25%이다.
[식 (1)~식 (3)에 대해서]
본 실시형태의 침탄 처리가 행해지는 부품용 강재의 화학 조성은, 또한, 다음의 식 (1)~식 (3)을 만족한다.
0.140<C+0.194×Si+0.065×Mn+0.012×Cr+0.033×Mo+0.067×Ni+0.097×Cu+0.078×Al<0.235 식 (1)
13.0<(0.70×Si+1)×(5.1×Mn+1)×(2.2×Cr+1)×(3.0×Mo+1)×(0.36×Ni+1)<45.0 식 (2)
0.004<Ti-N×(48/14)<0.030 식 (3)
여기서, 식 (1)~식 (3) 중의 원소 기호에는, 대응하는 원소의 함유량(질량%)이 대입된다. 대응하는 원소가 임의 원소이며, 함유되어 있지 않은 경우, 그 원소 기호에는 「0」이 대입된다.
이하, 각 식에 대해서 설명한다.
[식 (1)： 경도 지표]
F1=C+0.194×Si+0.065×Mn+0.012×Cr+0.033×Mo+0.067×Ni+0.097×Cu+0.078×Al로 정의한다. F1은 강재의 경도 지표이다.
C 함유량이 낮은 경우, 단조 전의 강재의 조직은, 침탄 처리가 행해지는 부품용의 종래의 강재(C 함유량이 0.20% 정도)보다, 페라이트 분율이 큰폭으로 증가한다. 이 경우, 강재의 경도는, C 함유량(펄라이트 분율)뿐만 아니라, 페라이트의 경도에도 크게 영향을 받는다. 그래서 발명자들은, 페라이트의 고용 강화량에 미치는 각 합금 원소의 기여에 대해서 검토하여, F1을 정의했다.
F1이 0.235 이상이면, 단조 전의 강재의 경도가 상승하여, 한계 가공률이 저하된다. 한편, F1이 0.140 이하이면, 침탄 부품으로서의 경도가 부족하다. 따라서, F1은, 0.140 초과~0.235 미만이다. F1은, 후술하는 담금질성 지표(F2)를 만족하는 범위에서 가능한 한 낮은 편이 바람직하다. F1의 바람직한 상한은 0.230 미만이고, 더 바람직하게는 0.220이며, 더 바람직하게는 0.210이다. 또한 F1값은, 산출된 값의 소수점 네번째 자리를 반올림하여 얻어진 값이다.
[식 (2)： 담금질성 지표]
F2=(0.70×Si+1)×(5.1×Mn+1)×(2.2×Cr+1)×(3.0×Mo+1)×(0.36×Ni+1)로 정의한다. F2는 부재의 담금질성에 관한 지표이다.
상술한 바와 같이, B는, 침탄 부품의 심부의 담금질성을 높이는데 유효하다. 변성로 가스 방식의 가스 침탄을 행하는 경우, 침탄 부품의 표층부인 침탄층에서는, B 함유에 의한 담금질성 향상 효과가 낮다. 이는, 침탄 처리 시에 침탄 부품의 표층부로 분위기로부터 질소가 침입하고, 고용 B가 BN으로서 석출되어, 담금질성 향상에 기여하는 고용 B량이 부족하기 때문이다. 따라서, 침탄 부품의 표층부인 침탄층에서 담금질성을 확보하려면, B 이외의 강의 담금질성을 높이는 원소를 활용할 필요가 있다.
F2는 담금질성 향상 원소로 구성된다. F2가 13.0 이하인 경우, 동일한 침탄 처리 조건으로, 상기한 종래의 강재(C 함유량이 0.20% 정도)와 비교하여, 동등 이상의 침탄층의 경도 및 유효 경화층 깊이(비커스 경도가 HV550 이상이 되는 깊이)를 얻을 수 없다. 한편, F2가 45.0 이상이면, 단조 전의 강재의 경도가 상승하여, 한계 가공률이 저하된다. 따라서, F2는, 13.0 초과~45.0 미만이다. F2는, 경도 지표 F1을 만족하는 범위 내에서 가능한 한 큰 편이 바람직하다. F2의 바람직한 하한은 13.2이고, 더 바람직하게는 15.0이다. 또한 F2값은, 산출된 값의 소수점 두번째 자리를 반올림하여 얻어진 값이다.
[식 (3)： TiC 석출량 지표]
F3=Ti-N×(48/14)로 정의한다. F3은, TiC 석출량에 관한 지표이다. Ti가 N에 대해 화학량론적으로 과잉 함유된 경우, N은 모두 TiN의 형태로 고정된다. 즉, F3은, TiN을 형성하기 위해 소비된 것 이외의 과잉 Ti량을 의미한다. F3 중의 「14」는 N의 원자량이며, 「48」은 Ti의 원자량을 나타낸다.
F3으로 정의되는 과잉 Ti량은, 침탄 처리 시에 그 대부분이 C와 결합하여 TiC가 된다. 이 TiC는, 침탄 처리 시의 결정립의 조대화를 방지하는 피닝 효과를 갖는다. F3이 0.004 이하이면, TiC의 석출량이 부족하다. 이 경우, 침탄 처리 시의 결정립 조대화를 억제할 수 없다. 한편, F3이 0.030 이상이면, TiC의 석출량이 너무 많아져, 단조 전의 강재의 경도가 상승하여, 한계 가공률이 저하된다. 따라서, F3은 0.004 초과~0.030 미만이다. F3의 바람직한 하한은 0.008이다. F3의 바람직한 상한은 0.028이다. 또한 F3값은, 산출된 값의 소수점 네번째 자리를 반올림하여 얻어진 값이다.
화학 조성이, 경도 지표 F1과, 담금질성 지표 F2와, TiC 석출량 지표 F3을 동시에 만족함으로써, 강재에 있어서, 종래 강보다 냉간 단조 시의 변형 저항이 작고, 한계 가공률이 커진다. 그리고, 이 강재의 침탄 처리 후에, 종래 강과 동등한 경화층 및 심부 경도를 갖는 침탄 부품을 얻을 수 있다.
[침탄 처리가 행해지는 부품용 강재의 금속 조직]
본 실시형태의 침탄 처리가 행해지는 부품용 강재의 금속 조직에 대해서 설명한다.
[제1 금속 조직 형태]
상기한 화학 조성으로 이루어지는 강재의 금속 조직은, 바람직하게는, 면적%로, 페라이트와 펄라이트를, 합계로 85~100% 함유한다.
금속 조직 중의 페라이트 및 펄라이트의 총 면적률이 85~100%이면, 또한, 강재의 경도가 저하되고, 변형 저항이 저하되며, 그리고, 한계 가공률이 향상된다. 더 바람직하게는, 페라이트 및 펄라이트의 총 면적률이 95~100%이다. 금속 조직에 있어서, 페라이트 및 펄라이트 이외의 잔부에는, 페라이트 및 펄라이트에 비해 견고한 조직인, 베이나이트, 마르텐사이트, 및, 시멘타이트 등이 포함된다. 페라이트 및 펄라이트에 의한 상기 효과를 얻기 위해서는, 잔부인 베이나이트, 마르텐사이트, 및, 시멘타이트 등의 분율을, 면적%로, 15% 이하로 하는 것이 바람직하다.
이러한 금속 조직으로 하기 위해서는, 강재의 제조 시에 있어서의 열간 가공 공정 후의 열간 가공 강재의 표면 온도가, 800℃~500℃가 되는 온도 범위를 0℃/초 초과 1℃/초 이하의 냉각 속도로 서랭하는 서랭 공정을 실시하는 것이 바람직하다. 또한, 제조 방법에 대해서는, 상세한 사항을 후술한다.
[제2 금속 조직 형태]
상기한 금속 조직을 대신하여, 상기한 화학 성분으로 이루어지는 강재는, 면적%로, 페라이트 및 구상화 시멘타이트를, 합계로 85~100% 포함해도 된다. 여기서, 구상화 시멘타이트란, 금속 조직 관찰면에서, 시멘타이트의 최대 길이를 직경으로 하는 원에 대해, 그 시멘타이트의 면적이 54% 이상인 경우를 구상화 시멘타이트라고 한다.
페라이트 및 구상화 시멘타이트의 총 면적률이 85~100%이면, 또한, 강재의 경도가 저하되고, 변형 저항이 저하되며, 그리고, 한계 가공률이 향상된다. 더 바람직하게는, 페라이트 및 구상화 시멘타이트의 총 면적률이 90~100%이다. 페라이트 및 구상화 시멘타이트의 잔부에는, 펄라이트, 마르텐사이트, 베이나이트, 템퍼드 마르텐사이트, 템퍼드 베이나이트, 및, 시멘타이트 등이 포함된다. 페라이트 및 구상화 시멘타이트의 상기 효과를 얻기 위해서는, 잔부인 펄라이트, 마르텐사이트, 베이나이트, 템퍼드 마르텐사이트, 템퍼드 베이나이트, 및, 시멘타이트 등의 분율을, 면적%로, 15% 이하로 하는 것이 바람직하다.
이러한 금속 조직으로 하기 위해서는, 열간 가공 강재에 대해, 구상화 열처리를 실시하는 것이 바람직하다. 또한, 제2 금속 조직 형태로 하는 경우, 열간 가공 강재에 대해 서랭을 행해도 되고 행하지 않아도 되지만, 베이나이트 및 마르텐사이트가 생성되지 않고 페라이트가 생성되는 냉각 속도로 냉각한다. 제조 방법에 대해서는, 상세한 사항을 후술한다.
[침탄 처리가 행해지는 부품용 강재 중의 개재물에 대해서]
본 실시형태의 침탄 처리가 행해지는 부품용 강재에서는 또한, 강재의 축 방향(즉, 강재의 길이 방향)에 평행한 단면에 있어서, 강 중의 Mn 황화물 및 산화물이 다음의 조건을 만족한다.
(A) Mn을 10.0질량% 이상 함유하고, S를 10.0질량% 이상 함유하며, 원상당경이 0.5μm 이상인 Mn 황화물을 70.0개/mm2 이하로 한다.
(B) 산소를 10질량% 이상 함유하고, 원상당경이 0.5μm 이상인 산화물을 25.0개/mm2 이하로 한다.
여기서, 본 명세서에 있어서, Mn 황화물 및 산화물은 다음과 같이 정의된다.
Mn 황화물： Mn을 10.0질량% 이상 함유하고, S를 10.0질량% 이상 함유하며, 원상당경이 0.5μm 이상인 개재물
산화물： 산소를 10질량% 이상 함유하고, 원상당경이 0.5μm 이상인 개재물
또한, 본 명세서에 있어서, 개재물 중에서, 10.0질량% 이상의 S와, 10.0% 이상의 Mn과, 10질량% 이상의 산소를 함유하고, 원상당경이 0.5μm 이상인 개재물은, 「Mn 황화물」이 아니라, 「산화물」에 포함되는 것으로 한다.
상술한 바와 같이, 침탄 부품의 제조 공정에 있어서, 복수의 강 부재를 마찰 접합, 레이저 접합 등의 용접에 의해 접합함으로써 일체화하여, 침탄 처리 전의 중간 부재를 제조하는 경우, 침탄 부품 내에는 HAZ 영역이 존재한다. HAZ 영역은 다른 영역과 비교하여 강도가 낮아지는 경우가 있다. HAZ 영역의 강도를 확보하기 위해, 개재물을 가능한 한 저감시킨다. Mn 황화물 및 산화물이 상기 (A) 및 (B)를 만족하면, HAZ 영역의 강도를 확보할 수 있고, 그 결과, 접합에 의해 일체화된 침탄 부품의 피로 강도를 높일 수 있다.
[Mn 황화물 및 산화물의 측정 방법]
강 중의 Mn 황화물의 개수, 및, 산화물의 개수에 대해서는, 다음의 방법으로 측정할 수 있다. 침탄 처리가 행해지는 부품용 강재로부터, 샘플을 채취한다. 강재가 봉강인 경우, 도 1에 나타내는 바와 같이, 봉강의 중심 축선 C1로부터 직경 방향으로 R/2 위치(R은 봉강의 반경)로부터, 샘플을 채취한다. 샘플의 관찰면의 사이즈는 L1×L2이며 L1을 10mm로 하고, L2를 5mm로 한다. 또한, 관찰면과 수직 방향인 샘플 두께 L3을 5mm로 한다. 관찰면의 법선 N은, 중심 축선 C1에 수직(즉, 관찰면은, 강재의 축 방향과 평행)으로 하고, R/2 위치는, 관찰면의 중앙 위치에 상당한다.
채취된 샘플의 관찰면을 경면 연마하고, 주사형 전자 현미경(SEM)을 이용하여 1000배의 배율로 랜덤으로 20 시야(1 시야당 평가 면적 100μm×100μm)를 관찰한다.
각 시야 중의 개재물을 특정한다. 특정한 각 개재물에 대해, 에너지 분산형 X선 분광법(EDX)을 이용하여, Mn 황화물 및 산화물을 식별한다. 구체적으로는, 특정된 개재물의 원소 분석 결과에 있어서, Mn 함유량이 10.0질량% 이상이고, S 함유량이 10.0질량% 이상인 경우, 그 개재물을 Mn 황화물로 정의한다. 또한, 개재물의 원소 분석에 있어서 Mn, S 이외의 원소로서 Ti, Ca도 검출되는 경우도 있다. 이 경우도 상기 조건을 만족하면 모두 Mn 황화물로 정의한다. 또, 식별된 개재물의 원소 분석 결과에 있어서, O 함유량이 10질량% 이상인 경우, 그 개재물을 산화물로 정의한다. 산화물로 정의된 개재물에는, Al, Si, Mg, Ca, Ti 등이 검출되는 경우가 있다. 이 경우도 상기 조건을 만족하면, 산화물로 식별한다. 또한, 개재물 중에서 10.0질량% 이상의 S와, 10.0질량% 이상의 Mn과, 10질량% 이상의 O를 함유하는 개재물은, 「Mn 황화물」이 아니라, 「산화물」로 식별한다.
상기 식별의 대상으로 하는 개재물은, 원상당경이 0.5μm 이상인 개재물로 한다. 여기서, 원상당경이란, 각 개재물의 면적을, 같은 면적을 갖는 원으로 환산한 경우의 원의 직경을 의미한다.
원상당경이 EDX의 빔 직경의 2배 이상인 개재물이면, 원소 분석의 정밀도가 높아진다. 본 실시형태에 있어서, 개재물의 특정에 사용하는 EDX의 빔 직경은 0.2μm로 한다. 이 경우, 원상당경이 0.5μm 미만인 개재물은, EDX에서의 원소 분석의 정밀도를 높일 수 없다. 원상당경 0.5μm 미만인 개재물은 또한, 강도에 대한 영향이 극히 작다. 따라서, 본 실시형태에 있어서, 원상당경이 0.5μm 이상인 Mn 황화물 및 산화물을, 측정 대상으로 한다. 또한, 개재물의 원상당경의 상한은 특별히 한정되지 않지만, 예를 들어, 100μm이다.
각 시야에서 특정된 Mn 황화물의 총 개수와, 20 시야의 총 면적에 의거하여, Mn 황화물의 단위 면적당 개수(개/mm2)를 구한다. 또, 각 시야에서 특정된 산화물의 총 개수와, 20 시야의 총 면적에 의거하여, 산화물의 단위 면적당 개수(개/mm2)를 구한다.
[침탄 부품의 금속 조직]
다음으로, 본 실시형태에 의한 침탄 부품의 금속 조직에 대해서 설명한다.
본 실시형태에 의한 침탄 부품은, 침탄층과, 침탄층보다 내부인 심부를 구비한다. 침탄층은, 두께 0.4mm 초과 2.0mm 미만의 유효 경화층 깊이를 갖는다. 여기서, 침탄층이란, 비커스 경도가 HV550 이상이 되는 표면으로부터의 깊이를 의미한다. 이 침탄층에 있어서, 표면으로부터 깊이 50μm의 위치에서의 금속 조직은, 면적%로, 마르텐사이트를 90~100% 포함하고, 그리고, 비커스 경도가 HV650~HV1000인 것이 바람직하다. 덧붙여, 이 침탄층에 있어서, 표면으로부터 깊이 0.4mm의 위치에서의 금속 조직이, 면적%로, 마르텐사이트를 90~100% 포함하고, 그리고, 비커스 경도가 HV550~HV900인 것이 바람직하다.
표면으로부터 깊이 50μm의 위치의 침탄층에서의 금속 조직이 마르텐사이트를 90~100% 포함하고, 그리고, 비커스 경도가 HV650~HV1000인 경우에, 내마모성, 및, 피로 강도가 더욱 높아진다. 보다 바람직하게는, 표면으로부터 깊이 50μm의 위치의 침탄층에서의 금속 조직이 마르텐사이트를 95~100% 포함하고, 그리고, 비커스 경도가 HV700~HV1000이다.
표면으로부터 깊이 0.4mm의 위치의 침탄층에서의 금속 조직이 마르텐사이트를 90~100% 포함하고, 그리고, 비커스 경도가 HV550~HV900인 경우에, 면 피로 강도, 및, 피로 강도가 더욱 높아진다. 보다 바람직하게는, 표면으로부터 깊이 0.4mm의 위치의 침탄층에서의 금속 조직이 마르텐사이트를 92~100% 포함하고, 그리고, 비커스 경도가 HV560~HV900이다.
또, 상기 심부에 있어서, 표면으로부터 깊이 2.0mm의 위치에서의 비커스 경도가 HV250~HV500인 것이 바람직하다. 덧붙여, 상기 심부에 있어서, 이 위치에서의 화학 성분이, 상기한 화학 성분으로 이루어질 필요가 있다. 보다 바람직하게는, 비커스 경도가 HV270~HV450이다. 표면으로부터 깊이 2.0mm의 위치의 심부에서의 금속 조직이, 마르텐사이트 및 베이나이트 중 적어도 하나를 포함하고 있으면 상기 효과가 더욱 얻어지므로 바람직하다.
상기한 금속 조직의 관찰은, 나이탈 부식, 또는, 피크럴 부식을 실시하여, 광학 현미경으로 관찰할 수 있다. 이 때, 구상화 열처리를 실시한 시료에는, 피크럴 부식을 실시하는 것이 바람직하다.
페라이트, 펄라이트, 베이나이트, 마르텐사이트, 템퍼드 마르텐사이트, 템퍼드 베이나이트, 및, 시멘타이트 등의 분율은, 화상 해석에 의해 구할 수 있다. 또, 구상화 시멘타이트, 시멘타이트의 개수, 및, 시멘타이트의 최대 길이는 관찰면을 경면 연마한 후, 부식 처리는 행하지 않고 EBSD 맵핑을 행하여, 시멘타이트를 동정(同定)하고, 화상 해석에 의해 구할 수 있다. 관찰면은, 특별히 한정되지는 않지만, 길이 방향과 직교하는 절단면을 관찰면으로 하면 된다.
또한, 금속 조직의 면적 분율의 산출에는, 페라이트, 펄라이트, 마르텐사이트, 베이나이트, 템퍼드 마르텐사이트, 템퍼드 베이나이트, 구상화 시멘타이트, 및, 시멘타이트를 고려한다. 상기의 면적 분율의 산출에는, BN, TiC, TiN, AlN 등의 질화물이나 탄화물, 그 외의 미세 석출물, 개재물, 잔류 오스테나이트 등을 포함시키지 않는다.
상기한 비커스 경도의 측정은, 하중 0.49N의 마이크로 비커스 측정기를 이용하여, 하나의 시료에 대해서, 합계 10회의 측정을 행하여, 상가 평균값을 산출하는 것이 바람직하다. 측정면은, 특별히 한정되지는 않지만, 축 방향(길이 방향)과 직교하는 절단면을 측정면으로 하면 된다.
[침탄 처리가 행해지는 부품용 강재 및 침탄 부품의 제조 방법]
본 실시형태의 침탄 처리가 행해지는 부품용 강재, 및, 침탄 부품의 제조 방법에 대해서 설명한다.
[침탄 처리가 행해지는 부품용 강재의 제조 방법]
처음에, 본 실시형태에 의한 강재의 제조 방법의 일례에 대해서 설명한다. 침탄 처리가 행해지는 부품용 강재의 제조 방법의 일례는, 제강 공정과, 열간 가공 공정과, 서랭 공정을 포함한다. 이하, 각 공정에 대해서 설명한다.
[제강 공정]
제강 공정은, 정련 공정과, 가열 유지 공정과, 최종 성분 조정 공정과, 주조 공정을 포함한다.
[정련 공정]
정련 공정에서는 처음에, 주지의 방법으로 제조된 용선(溶銑)에 대해 전로에서의 정련(1차 정련)을 실시한다. 전로로부터 출강한 용강에 대해, 2차 정련을 실시한다. 2차 정련에 있어서, 용강에 합금 원소를 첨가하여, 상기 화학 조성을 만족하는 용강을 제조한다.
구체적으로는, 전로로부터 출강한 용강에 대해 Al을 첨가하여 탈산 처리를 실시한다. 탈산 처리 후, 제재(除滓) 처리를 실시한다. 제재 처리 후, 2차 정련을 실시한다. 2차 정련은 예를 들어, 복합 정련을 실시한다. 예를 들어, 처음에, LF(Ladle Furnace) 또는 VAD(Vacuum Arc Degassing)를 이용한 정련 처리를 실시한다. 또한, RH(Ruhrstahl-Hausen) 진공 탈가스 처리를 실시한다. 그 후, Si 및 Ca를 제외한 다른 합금 성분의 최종 조정을 행한다.
2차 정련을 실시하여, Si 및 Ca 이외의 용강의 성분 조정을 실시한 후, 용강에 대해 다음의 처리(가열 유지 공정 및 최종 성분 조정 공정)를 실시한다.
[가열 유지 공정]
2차 정련(최종 성분 조정) 후의 레이들 내의 용강에 대해, 1500~1600℃의 온도에서 하기 식에 의해 산정되는 균일 혼합 시간 τ(s)의 2배 이상의 유지 시간 ts로 가열한다.
τ=800×ε-0.4
ε=((6.18×Vg×Tl)/Ml)ln(1+(h0/(1.46×10-5×P0)))
여기서, Vg：가스 유량(Nm3/min), Ml：레이들 내 용강 질량(ton), Tl：용강 온도(K), h0：가스 취입 깊이(m), P0：용강 표면 압력(Pa), ε：교반 동력값(W/ton), τ：균일 혼합 시간(s)이다.
유지 시간 ts가 균일 혼합 시간 τ의 2.0배 미만이면, 레이들 내의 용강 중에 존재하는 산화물이 충분히 응집 및 합체할 수 없다. 그 때문에, 산화물의 부상 제거를 할 수 없어, 산화물의 개수가 증가하게 된다. 또 유지 시간 ts가 균일 혼합 시간 τ의 2.0배 미만인 경우, 슬래그 중으로부터 혼입되는 Mg 등이 용강 중에 있어서 S와 결합하여 MgS 등을 형성하고, MgS가 용강 중에 분산된 상태가 된다. 이 분산된 MgS는, MnS의 석출 사이트가 된다. 그 결과, Mn 황화물의 개수가 증가해 버린다.
유지 시간 ts가 균일 혼합 시간 τ의 2.0배 이상이면, 강 중의 산화물 개수를 억제할 수 있다. 또한, 일단 형성된 MgS가 재산화에 의해 MgO가 되기 때문에, MnS의 석출 사이트는 감소하고, 그 결과, 강 중의 Mn 황화물 개수도 억제할 수 있다. 그 결과, 다음 공정인 최종 성분 조정 공정 후에 있어서, Mn 황화물이 70.0개/mm2 이하가 되며, 또한, 산화물이 25.0개/mm2 이하가 된다.
[최종 성분 조정 공정]
가열 유지 공정 후의 용강에 Si 및 Ca를 첨가하여, 상술한 화학 조성 및 식 (1)~식 (3)을 만족하는 용강을 제조한다. Si 및 Ca는 각각 단독 원료로서 용강에 첨가해도 된다. Si-Ca합금을 원료로서 용강에 첨가해도 된다.
가열 유지 공정에서 충분히 균일하게 가열된 용강에 Si 및 Ca를 첨가하면, 산화물이 Al2O3에서 SiO2나 CaO를 포함하는 복합 개재물로 개질되고, 또한, Mn 황화물도 Ca를 함유한 황화물로 개질된다. 그 때문에, 유지 시간 ts가 균일 혼합 시간 τ의 2배 이상인 것을 전제 조건으로 하여, Mn 황화물이 70.0개/mm2 이하가 되며, 또한, 산화물이 25.0개/mm2 이하가 된다.
만일, 용강에 Al을 첨가하기 전에, Si를 첨가하면, 탈산이 충분히 행해지지 않고, 그 결과, 산화물이 25.0개/mm2를 넘어 버린다. Al 첨가 후의 용강에 Si 및 Ca를 첨가함으로써, Mn 황화물이 70.0개/mm2 이하가 되며, 또한, 산화물이 25.0개/mm2 이하가 된다. 따라서, 본 실시형태에서는, 용강에 Al을 첨가하고, 그 후, Si 및 Ca를 첨가한다. Si 및 Ca의 첨가 순서는 특별히 한정되지 않는다. Si 및 Ca를 동시에 첨가해도 된다. Si 및 Ca 중 어느 것을 먼저 첨가해도 된다.
[주조 공정]
상기 정련 공정에 의해 제조된 용강을 이용하여, 소재(주편 또는 잉곳)를 제조한다. 구체적으로는, 용강을 이용하여 연속 주조법에 의해 주편을 제조한다. 또는, 용강을 이용하여 조괴법(造塊法)에 의해 잉곳으로 해도 된다. 또, 필요에 따라, 주조 공정 후의 주편 또는 잉곳에 대해, 분괴 압연 등을 실시해도 된다. 이 주편 또는 잉곳을 이용하여, 하기의 제조 방법을 선택함으로써, 상기한 금속 조직을 갖는 본 실시형태의 강재를 제조할 수 있다.
상기한, 면적%로, 페라이트와 펄라이트를, 합계로 85~100% 포함하는 금속 조직을 갖는 강재로 하려면, 이하의 제조 방법을 행하는 것이 바람직하다.
[열간 가공 공정]
열간 가공 공정으로서, 주조 공정 후의 주편을, 열간 압연, 열간 단조 등을 실시하여, 열간 가공 강재를 얻는다. 열간 압연은 예를 들어, 분괴 압연이나, 일렬로 배열된 복수의 압연 스탠드를 갖는 연속 압연기를 이용한 마무리 압연 등이다. 분괴 압연은 필요에 따라 실시하면 된다. 이 열간 가공 공정에서의, 가공 온도, 가공률, 변형 속도 등의 소성 가공 조건은, 특별히 한정되는 것이 아니고, 적절히 적합한 조건을 선택하면 된다. 열간 가공 공정에서의 가열 온도는 주지의 가열 온도이며, 예를 들어, 1100~1300℃이다.
[서랭 공정]
이 열간 가공 공정 직후에, 아직 냉각되지 않은 상기 열간 가공 강재에, 서랭 공정으로서, 이 열간 가공 강재의 표면 온도가 800℃~500℃가 되는 온도 범위를, 0 초과~1.00℃／초의 냉각 속도로 서랭을 실시하여, 본 실시형태의 강재를 얻는다.
오스테나이트에서 페라이트 및 펄라이트로 변태하는 온도인 800℃~500℃에서의 냉각 속도가, 1.00℃／초를 넘으면, 베이나이트 및 마르텐사이트의 조직 분율이 커진다. 그 결과, 강재의 경도가 상승하고, 변형 저항이 상승하며, 그리고, 한계 가공률이 저하된다. 따라서, 상기 온도 범위에서의 냉각 속도를, 0 초과~1.00℃／초로 제한하는 것이 바람직하다. 더 바람직하게는, 0 초과~0.70℃／초로 한다. 또한, 서랭 공정으로서, 열간 가공 공정 후의 열간 가공 강재의 냉각 속도를 작게 하려면, 압연 라인이나 열간 단조 라인 뒤에, 보온 커버, 열원 부착 보온 커버, 또는, 보정로(保定爐)등을 설치하면 된다.
상기한, 면적%로, 페라이트와 구상화 시멘타이트를, 합계로 85~100% 포함하는 금속 조직을 갖는 강재로 하려면, 이하의 제조 방법을 행하는 것이 바람직하다.
[구상화 처리 공정]
상기 서랭을 실시한 열간 가공 강재에, 추가로, 구상화 열처리 공정을 실시해도 된다. 이 경우, 구상화 열처리를 실시하여, 본 실시형태의 강재를 제조할 수 있다.
이 구상화 열처리로서는, 예를 들어, 이하의 열처리를 행하면 된다. 상기 서랭을 실시한 열간 가공 강재를, Ac1점(가열 시, 오스테나이트가 생성되기 시작하는 온도) 바로 밑, 또는, 바로 위의 온도로 가열한 후 천천히 식힌다. 상기 서랭을 실시한 열간 가공 강재를, Ac1점 바로 위의 온도까지 가열하고, Ar1점(냉각 시, 오스테나이트가 페라이트 또는 페라이트, 시멘타이트로의 변태를 완료하는 온도) 바로 밑의 온도까지 냉각하는 처리를 몇차례 반복하여 행한다. 혹은, 상기 서랭을 실시한 열간 가공 강재에, 한 번, 담금질을 행하고, 그 후, 600~700℃의 온도 범위에서, 3~100시간의 템퍼링을 행한다. 또한, 구상화 열처리의 방법은, 상기와 같은, 종래 공지된 소둔 또는 구상화 열처리 방법을 적용하면 되고, 특별히 한정되는 것은 아니다.
상기 구상화 열처리 공정을 실시한 강재는, 경도가 높아도 한계 가공률을 높일 수 있다.
이상의 제조 공정에 의해, 본 실시형태의 강재를 제조할 수 있다. 본 실시형태의 강재는 예를 들어, 봉강이다.
[침탄 부품의 제조 방법]
다음으로, 본 실시형태에 의한 침탄 부품의 제조 방법의 일례에 대해서 설명한다. 본 제조 방법은, 상술한 본 실시형태의 강재에 대해 냉간 가공을 실시하여, 복수의 중간 부재를 제조하는 냉간 가공 공정과, 제조된 복수의 중간 부재를 용접하여 일체품으로 하는 용접 공정과, 용접 후의 중간 부재에 대해 침탄 처리 또는 침탄 질화 처리를 실시하는 침탄 공정과, 침탄 공정 후의 중간 부재에 대해 담금질 처리, 또는 담금질·템퍼링 처리를 실시하는 마무리 열처리 공정을 포함한다.
[냉간 가공 공정]
상술한 제조 방법으로 제조된 강재에, 냉간 가공 공정으로서, 냉간 소성 가공을 실시하여 형상을 부여하고, 복수의 중간 부재를 제조한다. 이 냉간 가공 공정에서의, 가공률, 변형 속도 등의 소성 가공 조건은, 특별히 한정되는 것이 아니고, 적절히 적합한 조건을 선택하면 된다. 냉간 가공은 예를 들어, 냉간 단조이다. 복수의 중간 부재는 다음 공정인 용접 공정에서 용접되어, 일체화된다.
[용접 공정]
용접 공정에서는, 마찰 접합, 또는 레이저 접합에 의해, 상술한 복수의 중간 부재를 용접하여, 일체품으로 한다. 용접 방법은 특별히 한정되지 않는다. 중간 부재의 접합면을 기계 가공에 의해 평탄하게 형성해도 된다. 상술한 강재에서는, Mn 황화물이 70.0개/mm2 이하이며, 또한, 산화물이 25.0개/mm2 이하이다. 그 때문에, 접합성이 우수하고, 침탄 부품의 접합 피로 강도가 우수하다.
[침탄 공정]
용접 공정에 의해 일체로 접합된 중간 부재에 대해, 침탄 공정으로서, 침탄 처리, 또는 침탄 질화 처리를 실시한다. 상기한 금속 조직과 경도를 갖는 침탄 부품을 얻기 위해, 침탄 처리 또는 침탄 질화 처리의 조건을, 온도가 830~1100℃, 카본 포텐셜이 0.5~1.2%, 침탄 시간이 1시간 이상인 것으로 하는 것이 바람직하다.
[마무리 열처리 공정]
침탄 공정 후, 마무리 열처리 공정으로서, 담금질 처리, 또는 담금질·템퍼링 처리를 실시하여 침탄 부품을 얻는다. 상기한 금속 조직과 경도를 갖는 침탄 부품을 얻기 위해, 담금질 처리, 또는 담금질·템퍼링 처리의 조건으로서, 담금질 매체의 온도를 실온~250℃로 하는 것이 바람직하다. 또, 필요에 따라 담금질 후에 서브 제로 처리를 행해도 된다.
[그 외의 공정]
필요에 따라, 상기 냉간 가공 공정 전의 강재에 추가로, 소둔 공정을 실시해도 된다. 소둔 공정에서 소둔 처리를 행함으로써, 강재의 경도가 저하되고, 변형 저항이 저하되며, 그리고, 한계 가공률이 향상된다. 소둔 조건은, 특별히 한정되는 것이 아니고, 적절히 주지의 소둔 조건을 선택하면 된다.
필요에 따라, 상기 냉간 가공 공정 후에, 상기 침탄 공정 전의 강재에 추가로, 절삭 공정을 실시해도 된다. 이 경우, 절삭 공정에 있어서 절삭 가공을 실시하여 강재에 형상을 부여한다. 절삭 가공을 행함으로써, 냉간 소성 가공만으로는 곤란한, 정밀 형상을 강재에 부여할 수 있다.
필요에 따라, 상기 마무리 열처리 공정 후의 침탄 부품에 추가로, 숏 피닝 공정을 실시해도 된다. 숏 피닝 공정에서 숏 피닝 처리를 행함으로써, 침탄 부품 표층부에 압축 잔류 응력이 도입된다. 압축 잔류 응력은 피로 균열의 발생, 진전을 억제하므로, 침탄 부품의 이뿌리, 및 치면 피로 강도를 더욱 향상시킬 수 있다. 숏 피닝 처리는, 직경이 0.7mm 이하인 숏 입자를 이용하고, 아크 하이트가 0.4mm 이상인 조건으로 행하는 것이 바람직하다.
[실시예]
실시예에 의해 본 발명의 일 양태의 효과를 더욱 구체적으로 설명한다. 실시예에서의 조건은, 본 발명의 실시 가능성 및 효과를 확인하기 위해 채용한 일 조건예이다. 본 발명은, 이 일 조건예로 한정되지 않는다. 본 발명은, 본 발명의 요지를 일탈하지 않고, 본 발명의 목적을 달성하는 한, 여러 가지 조건을 채용할 수 있다.
표 1에 나타내는 화학 조성의 용강을 준비했다. 이 때, 표 2에 나타내는 조건으로, 정련을 실시했다. 정련 후의 용강을, 연속 주조에 의해 주조하여 주편을 얻었다.
Figure 112020081742659-pct00001
Figure 112020081742659-pct00002
표 2 중의 「제강 조건 (1)」은, 2차 정련 후의 1500~1600℃에서의 유지 시간 ts의 균일 혼합 시간 τ에 대한 비(=ts/τ)를 나타낸다. 표 2 중의 「제강 조건 (2)」는, Al, Si, Ca의 첨가 순서를 나타낸다. 「제강 조건 (2)」란에 있어서 「1」은, Al을 첨가하여 탈산한 후, Si 및 Ca를 첨가한 것을 의미한다. 「2」는, Si를 첨가한 후, Al 및 Ca를 첨가한 것을 의미한다.
제조된 주편을 가열한 후, 분괴 압연을 실시하여, 길이 방향에 대해 수직인 단면이 162mm×162mm인 강재로 했다. 이 강재를 이용하여, 연속 압연기에 의한 열간 압연을 실시하여, 길이 방향과 직교하는 절단면이 원형이고, 그 절단면의 직경이 35mm가 되는 환봉 형상의 열간 가공 강재를 얻었다. 이 열간 가공 강재에, 서랭 공정으로서, 압연 라인 뒤에 설치한 보온 커버 또는 열원 부착 보온 커버를 필요에 따라 이용하여 서랭을 행했다. 서랭 시에 있어서의 800℃~500℃에서의 평균 냉각 속도(℃／초)는, 표 2에 나타내는 바와 같았다. 각 시험 번호마다, 서랭 후의 열간 가공 강재를 복수개 준비했다.
각 시험 번호에 있어서, 준비된 복수의 열간 가공 강재 중에서, 몇개의 열간 가공 강재에 대해, 구상화 열처리 공정(SA 공정： Spheroidizing Annealing)으로서, 구상화 열처리를 행했다. 구상화 처리에서는, 상기의 열간 가공 강재를 740℃로 가열했다. 그 후, 강재 온도가 650℃가 될 때까지 냉각 속도 8℃／hr로 서랭했다. 강재 온도가 650℃~상온까지는, 공랭했다.
이상의 제조 방법에 의해, 강재를 제조했다.
[평가 시험]
제조된 강재에 대해서, 다음의 특성을 평가했다.
[금속 조직 관찰 시험편, 및, 한계 압축률 측정 시험편의 제작]
봉 형상인 강재의, 둘레면으로부터 상기 절단면의 직경 1/4 깊이의 위치로부터, 금속 조직 관찰 시험편을 채취했다. 또, 강재의 길이 방향이 압축 방향이 되도록, 한계 압축률 측정 시험편(6mm
Figure 112020081742659-pct00003
×9mm, 절결 형상：30도, 깊이 0.8mm, 선단부의 곡률 반경 0.15mm)을 채취했다. 금속 조직 관찰용 시험편을, 서랭 공정 후이며 SA 공정을 실시하지 않은 강재로부터 채취하고, 또한, SA 공정 후의 강재로부터 채취했다. 마찬가지로, 한계 압축률 측정 시험편을, 서랭 공정 후이며 SA 공정을 실시하지 않은 강재(서랭상태재)로부터 채취하고, 또한, SA 공정 후의 강재(SA재)로부터 채취했다. 이하, 각 시험편에 있어서, 서랭 공정 후이며 SA 공정을 실시하지 않은 강재(서랭상태재)로부터 채취한 것을 「서랭상태 시험편」, SA 공정 후의 강재(SA재)로부터 채취한 것을 「SA 후 시험편」이라고 한다.
[금속 조직 관찰 시험]
상술한 금속 조직 관찰 시험편(서랭상태 시험편, SA 후 시험편)을 이용하여, 금속 조직 관찰 시험을 실시했다. 구체적으로는, 서랭상태 시험편, SA 후 시험편을 경면 연마했다. 경면 연마된 서랭상태 시험편의 표면(관찰면)을, 나이탈 부식액(2% 질산 알코올)으로 5~10초간 에칭했다. 또, 경면 연마된 SA 후 시험편의 표면(관찰면)을, 피크럴 부식액(5% 피크르산 알코올)으로 10~20초 에칭했다. 또한, 피크르산이란, 2,4,6-트리니트로페놀이다.
에칭 후의 관찰면에 대해, 광학 현미경으로 관찰을 행하여, 사진 화상을 생성했다. 사진 화상(1 시야당 100μm×100μm, 20 시야를 관찰)을 이용하여, 페라이트와 펄라이트의 합계 분율, 및, 페라이트와 구상화 시멘타이트의 합계 분율을, 화상 해석에 의해 구했다. 서랭상태 시험편에 의해 얻어진 페라이트 및 펄라이트의 총 면적률(%), 및, SA 후 시험편에 의해 얻어진 페라이트 및 구상화 시멘타이트의 총 면적률(%)을 표 2에 나타낸다. 또한, 금속 조직 중에서, 상기 이외의 조직의 잔부는, 펄라이트, 마르텐사이트, 베이나이트, 템퍼드 마르텐사이트, 템퍼드 베이나이트, 또는, 시멘타이트 등이었다.
[한계 압축률 측정 시험]
상술한 한계 압축률 측정 시험편(서랭상태 시험편, SA 후 시험편)에 대해, 다음의 방법에 의해 한계 압축 시험을 실시했다. 각 시험편에 대해, 구속 다이스를 사용하여 10mm/분의 스피드로 냉간 압축을 행했다. 절결 근방에 0.5mm 이상의 미소 균열이 발생했을 때에 압축을 정지하고, 그 때의 압축률(%)을 산출했다. 이 측정을 합계 10회 행하여, 누적 파손 확률이 50%가 되는 압축률(%)을 구하고, 그 압축률을 한계 압축률(%)로 했다. 각 시험 번호의 한계 압축률(%)을 표 2에 나타낸다. 침탄 처리가 행해지는 부품용의 종래의 강재의 한계 압축률이, 대략 65%이므로, 이 값보다 명백하게 높은 값이라고 간주할 수 있는 68% 이상이 되는 경우를, 한계 가공률이 우수하다고 판단했다. 또한, 한계 압축률이 68% 미만인 시험 번호에 대해서는, 침탄 부품의 평가 시험을 실시하지 않았다.
[Mn 황화물 개수 및 산화물 개수 측정 시험]
상술한 각 시험 번호에 있어서, 서랭 공정 후이며 SA 공정을 실시하지 않은 강재(서랭상태재), 및, SA 공정 후의 강재(SA재) 각각으로부터 샘플을 채취했다. 구체적으로는, 도 1에 나타내는 바와 같이, 서랭상태재, SA재의 중심 축선 C1로부터 직경 방향으로 R/2 위치로부터, 샘플을 채취했다. 샘플의 관찰면의 사이즈는 L1×L2이며 L1을 10mm로 하고, L2를 5mm로 했다. 또한, 관찰면과 수직 방향인 샘플 두께 L3을 5mm로 했다. 관찰면의 법선 N은, 중심 축선 C1에 수직으로 하고, R/2 위치는, 관찰면의 중앙 위치에 상당했다.
채취된 샘플의 관찰면을 경면 연마하고, 주사형 전자 현미경(SEM)을 이용하여 1000배의 배율로 랜덤으로 20 시야(1 시야당 평가 면적 100μm×100μm)를 관찰했다(서랭상태재에서 20 시야, SA재에서 20 시야).
각 시야 중의 개재물을 특정했다. 특정한 각 개재물에 대해, 에너지 분산형 X선 분광법(EDX)을 이용하여, Mn 황화물 및 산화물을 식별했다. 구체적으로는, 특정된 개재물의 원소 분석 결과에 있어서, Mn 함유량이 10.0% 이상이고, S 함유량이 10.0% 이상인 경우, 그 개재물을 Mn 황화물로 인정했다. 또, 특정된 개재물의 원소 분석 결과에 있어서, O 함유량이 10% 이상인 경우, 그 개재물을 산화물로 인정했다. 특정 대상으로 하는 개재물은, 원상당경이 0.5μm 이상인 개재물로 했다. 또, 개재물의 특정에 사용하는 EDX의 빔 직경은 0.2μm로 했다.
서랭상태재 및 SA재의 각각에 있어서, 원상당경이 0.5μm 이상인 Mn 황화물 및 산화물을, 측정 대상으로 했다. 각 시야에서 특정된 Mn 황화물의 총 개수와, 20 시야의 총 면적에 의거하여, Mn 황화물의 단위 면적당 개수(개/mm2)를 구했다. 또, 각 시야에서 특정된 산화물의 총 개수와, 20 시야의 총 면적에 의거하여, 산화물의 단위 면적당 개수(개/mm2)를 구했다.
표 2에, 서랭상태재에서의 Mn 황화물 개수(개/mm2), 서랭상태재에서의 산화물 개수(개/mm2)를 나타낸다. 또한, 각 시험 번호에 있어서, SA재의 Mn 황화물 개수는, 서랭상태재의 Mn 황화물 개수와 같고, SA재의 산화물 개수는, 서랭상태재의 산화물 개수와 같았다.
[침탄 부품의 제조]
각 시험 번호의 서랭상태재의 강재의, 주위면으로부터 상기 절단면의 직경 1/4 깊이의 위치로부터, 길이 방향이 압축 방향이 되도록, 침탄용 시험편(20mm
Figure 112020081742659-pct00004
×30mm)을 채취했다. 이 침탄용 시험편에, 냉간 가공 공정으로서, 냉간으로 압축률 50%의 업세팅 압축을 행했다. 업세팅 압축의 조건은, 실온, 구속 다이스 사용, 변형 속도 1/초였다. 업세팅 압축 후의 침탄용 시험편에, 침탄 공정으로서, 변성로 가스 방식에 의한 가스 침탄을 행했다. 이 가스 침탄은, 카본 포텐셜을 0.8%로 하여, 950℃에서 5시간의 유지를 행하고, 계속해서, 850℃에서 0.5시간의 유지를 행했다. 침탄 공정 후에, 마무리 열처리 공정으로서, 130℃로의 기름 담금질를 행하고, 그리고, 150℃에서 90분의 템퍼링을 행하여, 침탄 부품(서랭상태재 사용)을 얻었다.
각 시험 번호의 SA재에 대해서도, 상술한 서랭상태재와 같은 제조 조건으로, 침탄 부품(SA재 사용)을 제조했다.
[침탄 부품의 평가 시험]
상기 제조한 침탄 부품(서랭상태재를 사용한 침탄 부품, SA재를 사용한 침탄 부품)의, 침탄층 및 심부에 대해서, 특성을 평가했다. 표 3에, 그 평가 결과를 나타낸다.
Figure 112020081742659-pct00005
[침탄층의 비커스 경도 시험]
각 시험 번호의 침탄 부품(서랭상태재를 사용한 침탄 부품, SA재를 사용한 침탄 부품)의 길이 방향에 수직인 절단면에 있어서, 표면으로부터 50μm 깊이 위치의 비커스 경도와, 표면으로부터 0.4μm 깊이 위치의 비커스 경도를, 마이크로 비커스 경도계를 이용하여, JIS Z 2244(2009)에 준거한 비커스 경도 시험에 의해 구했다. 시험 시의 하중은 0.49N으로 했다. 50μm 깊이 위치 10개소의 비커스 경도 HV를 측정하고, 그 상가 평균값을, 50μm 깊이 위치에서의 비커스 경도 HV로 했다. 또, 0.4μm 깊이 위치 10개소의 비커스 경도 HV를 측정하고, 그 상가 평균값을, 0.4μm 깊이 위치에서의 비커스 경도 HV로 했다. 표면으로부터 깊이 50μm의 위치에서의 경도가 HV650~HV1000인 경우, 또, 표면으로부터 깊이 0.4mm의 위치에서의 경도가 HV550~HV900인 경우를, 경도가 충분하며 합격이라고 판정했다. 측정 결과를 표 3에 나타낸다.
[침탄층의 금속 조직 관찰 시험]
상기 침탄 부품의 침탄층(서랭상태재를 사용한 침탄 부품, SA재를 사용한 침탄 부품)에 대해서, 표면으로부터 깊이 0.4mm의 위치에서의 금속 조직을 평가했다. 금속 조직은, 나이탈 부식을 실시하여, 광학 현미경으로 관찰을 행했다. 광학 현미경의 배율은 200배로 하고, 관찰 시야는 500μm×500μm로 했다.
관찰 시야에 있어서의 마르텐사이트의 분율(면적률(%))은, 화상 해석에 의해 산출했다. 또한, 금속 조직 중에서, 상기 이외의 잔부는, 페라이트, 펄라이트, 베이나이트, 템퍼드 마르텐사이트, 템퍼드 베이나이트, 구상화 시멘타이트, 또는, 시멘타이트 등이었다.
[심부의 화학 조성 및 비커스 경도]
상기 침탄 부품(서랭상태재를 사용한 침탄 부품, SA재를 사용한 침탄 부품)의 심부의 비커스 경도 및 화학 조성을 다음의 방법으로 측정했다. 침탄 부품의 길이 방향에 수직인 절단면에 있어서, 표면으로부터 2mm 깊이 위치의 비커스 경도를, 비커스 경도계를 이용하여, JIS Z 2244(2009)에 준거한 비커스 경도 시험에 의해 구했다. 시험 시의 하중은 49N으로 했다. 2mm 깊이 위치에서 10회의 측정을 행하고, 그 상가 평균값을 표면으로부터 2mm 깊이 위치에서의 비커스 경도(HV)로 했다. 얻어진 비커스 경도를 표 2에 나타낸다. 비커스 경도가, HV250~HV500인 경우를, 경도가 충분하며 합격이라고 판정했다. 측정 결과를 표 3에 나타낸다.
또, 표면으로부터 2mm 깊이 위치에서의 화학 조성은, EPMA(전자선 마이크로 애널라이저, Electron Probe Micro Analyser)를 이용하여, 원자 번호 5번 이상의 원소에 관하여 정량 분석을 행했다. 그리고, 출발 재료인 주편에서의 화학 성분과 거의 같은 조성인 경우를, 동등하다고 판단했다. 판정 결과를 표 3에 나타낸다.
[침탄 부품의 조립(粗粒)의 유무]
상기 침탄 부품(서랭상태재를 사용한 침탄 부품, SA재를 사용한 침탄 부품)의 심부에 대해서, 표면으로부터 깊이 2mm의 위치에서의, 구 오스테나이트 결정립의 관찰을 행했다. 구체적으로는, 침탄 부품의 길이 방향에 수직인 절단면을 관찰면으로 했다. 관찰면을 경면 연마한 후, 피크르산 포화 수용액으로 에칭을 행했다. 에칭된 관찰면의, 표면으로부터 2mm 깊이 위치를 포함하는 시야(300μm×300μm)를 광학 현미경(400배)으로 관찰하고, 구 오스테나이트 결정립을 특정했다. 특정된 구 오스테나이트 결정립에 대해, JIS G 0551(2013)에 준거하여, 각 구 오스테나이트 입자의 결정 입도 번호를 구했다. 결정 입도 번호로 No.4 이하의 결정립이 하나라도 존재하고 있는 경우에 「조대 입자 발생 있음」으로 판정했다. 판정 결과를 표 3에 나타낸다.
[접합 후 침탄 부품의 피로 강도 평가 시험]
각 시험 번호의 강재(서랭상태재, SA재)로서, 직경 35mm의 환봉을 기계 가공하여, 직경 20mm, 길이 150mm의 환봉을 제작했다. 이 환봉을 이용하여, 기본 피로 시험편, 및, 접합 피로 시험편을 제작했다.
기본 피로 시험편은, 다음의 방법으로 제작했다. 직경 20mm, 길이 150mm 환봉의 단면 중앙부로부터 평가부 직경 8mm, 평행부 길이 15.0mm의 오노식 회전 굽힘 피로 시험편을 작성했다. 이 시험편을, 기본 피로 시험편으로 했다.
접합 피로 시험편은, 다음의 방법으로 제작했다. 같은 시험편 번호끼리의 직경 20mm, 길이 150mm 환봉을 맞대어, 다음의 마찰 압접 조건으로 접합 환봉을 작성했다.
마찰 압접 조건：
마찰 압력： 100 MPa, 마찰 시간： 5sec,
업세팅 압력(접합부에 대한 환봉 양단부로부터의 가압력)： 200MPa,
업세팅 시간(접합부에 대한 가압 시간)： 5sec,
회전수： 2000rpm,
소실 길이： 5~12mm
접합 환봉의 단면 중앙부로부터 평가부 직경 8mm, 평행부 길이 15.0mm의 오노식 회전 굽힘 피로 시험편을 작성하여, 압접 피로 시험편으로 했다. 압접 피로 시험편에서는, 평행부의 길이 방향 중앙부를 접합면으로 했다.
기본 피로 시험편 및 접합 피로 시험편에 대해, 다음의 침탄 담금질 처리를 실시하여, 침탄 부품(서랭상태재를 사용한 침탄 부품, SA재를 사용한 침탄 부품)으로 했다. 침탄 담금질 처리에서는, 변성로 가스 방식에 의한 가스 침탄을 실시했다. 구체적으로는, 카본 포텐셜을 0.8%로 하고, 950℃에서 5시간 유지했다. 그 후, 같은 카본 포텐셜에 있어서 850℃에서 0.5시간 유지했다. 그 후, 130℃의 기름에 침지하여, 기름 담금질을 실시했다. 기름 담금질 후, 150℃에서 90분 유지하는 템퍼링을 실시했다. 이상의 방법에 의해, 침탄 부품을 모의한 오노식 회전 굽힘 피로 시험편(기본 피로 시험편, 접합 피로 시험편)을 제작했다.
제작된 기본 피로 시험편, 접합 피로 시험편에 대해, 오노식 회전 굽힘 피로 시험을 실시했다. 구체적으로는, 상술한 각 오노식 회전 굽힘 피로 시험편(기본 피로 시험편, 접합 피로 시험편)을 이용하여, 실온, 대기 분위기 중에서, JIS Z 2274(1978)에 준거한 오노식 회전 굽힘 피로 시험을 실시했다. 회전수를 3000rpm으로 하고, 응력비 R을 -1로 하며, 응력 부하 반복 횟수가 1×107 사이클 후에 있어서 파단하지 않았던 최대 응력을 피로 강도(MPa)로 했다.
기본 피로 시험편의 피로 강도(MPa)에 대한, 접합 피로 시험편의 피로 강도(MPa)의 비(%)를 피로 강도비로 정의했다. 즉, 피로 강도비는 다음의 식으로 정의되었다.
피로 강도비(%)=접합 피로 시험편의 피로 강도/기본 피로 시험편의 피로 강도×100
얻어진 피로 강도비를 표 3에 나타낸다. 피로 강도비가 85% 이상이면, 접합 후에 있어서도, 우수한 피로 강도가 얻어졌다고 판단했다.
[시험 결과]
시험 결과를 표 2 및 표 3에 나타낸다. 표 2 및 표 3을 참조하여, 시험 번호 1~시험 번호 11의 화학 조성은 적절하며, 식 (1)~식 (3)을 만족했다. 또한, 제강 조건도 적절했다. 또, 서랭 공정에서의 냉각 속도도 적절했다. 또한, 구상화 처리도 적절했다. 그 때문에, 서랭상태재 및 SA재에서의 Mn 황화물 개수는 모두 70.0개/mm2 이하이며, 또한, 산화물 개수는 모두 25.0개/mm2 이하였다. 또한, 서랭상태재에 있어서, 페라이트 및 펄라이트의 총 면적률은 85~100%이며, SA재에 있어서, 페라이트 및 구상화 시멘타이트의 총 면적률은 85~100%였다. 그 결과, 서랭상태재, SA재 모두 한계 압축률은 68% 이상이며, 우수한 한계 압축률을 나타냈다.
또한, 서랭상태재의 침탄 부품 및 SA재의 침탄 부품의 침탄층의 비커스 경도는 모두 적절하며, 0.4 깊이 위치에서의 마르텐사이트 분율도 90% 이상이었다. 또한, 심부 경도 및 화학 조성도 적절하며, 구 오스테나이트 입경도 조대화하지 않았다. 또한, 접합 피로 시험편에 있어서, 피로 강도비는 모두 85% 이상으로 높고, 접합된 경우여도, 우수한 피로 강도를 나타냈다.
한편, 시험 번호 12에서는, C 함유량이 너무 높았다. 그 때문에, 서랭상태재에 있어서, 페라이트 및 펄라이트의 총 면적률이 85% 미만이 되었다. 또한, 서랭상태재 및 SA재 모두, 한계 압축률이 68% 미만이 되어, 충분한 한계 압축률이 얻어지지 않았다.
시험 번호 13에서는, C 함유량이 너무 낮았다. 그 때문에, 서랭상태재의 침탄 부품의 심부, 및, SA재의 침탄 부품의 심부에 있어서, 충분한 경도가 얻어지지 않았다.
시험 번호 14에서는, 산소 함유량이 너무 높았다. 그 때문에, 서랭상태재, SA재 모두 산화물 개수가 너무 많았다. 그 결과, 서랭상태재의 침탄 부품 및 SA재의 침탄 부품을 모의한 접합 피로 시험편에 있어서, 피로 강도비가 85% 미만으로 낮았다.
시험 번호 15에서는, N 함유량이 너무 높았다. 그 때문에, 고용 B를 확보하지 못하고, 심부 경도가 너무 낮았다. 또한, 조대한 TiN이 생성되었기 때문에, 강재(서랭상태재 및 SA재)의 한계 가공률이 낮았다.
시험 번호 16에서는, F1이 식 (1)의 하한 미만이었다. 그 때문에, 서랭상태재의 침탄 부품의 심부 경도, 및, SA재의 침탄 부품의 심부 경도가 너무 낮았다.
시험 번호 17에서는, F1이 식 (1)의 상한을 넘었다. 그 때문에, 서랭상태재에 있어서, 페라이트 및 펄라이트의 총 면적률이 85% 미만이 되었다. 그 때문에, 서랭상태재 및 SA재의 강재의 한계 가공률이 낮았다.
시험 번호 18에서는, F2가 식 (2)의 하한 미만이었다. 그 때문에, 서랭상태재의 침탄 부품, 및, SA재의 침탄 부품에 있어서, 0.4mm 깊이 위치에서의 경도가 너무 낮았다.
시험 번호 19에서는, F2가 식 (2)의 상한을 넘었다. 그 때문에, 단조 전의 강재(서랭상태재 및 SA재)의 한계 가공률이 너무 낮았다.
시험 번호 20에서는, F3이 식 (3)의 하한 미만이었다. 그 때문에, 서랭상태재의 침탄 부품의 심부, 및, SA재의 침탄 부품의 심부에 있어서, 구 오스테나이트 입자의 일부가 조립이 되었다.
시험 번호 21에서는, F3이 식 (3)의 상한을 넘었다. 그 때문에, 강재(서랭상태재 및 SA재)의 한계 가공률이 낮았다.
시험 번호 22 및 23에서는, 2차 정련 후의 레이들 내의 용강에 대해, 1500~1600℃의 온도에서의 유지 시간 ts가 균일 혼합 시간 τ의 2.0배 미만이었다. 그 때문에, 서랭상태재 및 SA재에 있어서, MnS 개수가 70.0개/mm2를 넘고, 산화물 개수가 25.0개/mm2를 넘었다. 그 결과, 서랭상태재의 침탄 부품 및 SA재의 침탄 부품을 모의한 접합 피로 시험편에 있어서, 피로 강도비가 85% 미만으로 낮았다.
시험 번호 24 및 25에서는, 정련 공정에 있어서, Al 첨가 전에 Si를 첨가했다. 그 때문에, 서랭상태재 및 SA재에 있어서, 산화물 개수가 25.0개/mm2를 넘었다. 그 결과, 서랭상태재의 침탄 부품 및 SA재의 침탄 부품을 모의한 접합 피로 시험편에 있어서, 피로 강도비가 85% 미만으로 낮았다.
시험 번호 26 및 27에서는, 열간 압연 후의 서랭 공정에서의 800℃~500℃에서의 평균 냉각 속도가 너무 빨랐다. 그 때문에, 서랭상태재의 강재의 조직에 있어서, 페라이트 및 펄라이트의 총 면적률이 85% 미만이 되고, 한계 압축률이 68% 미만이었다. 한편, SA재의 강재의 조직에서는, 페라이트 및 구상 시멘타이트의 총 면적률이 85% 이상이 되고, SA재의 한계 압축률은 68%를 넘었다. 그리고, SA재의 침탄 부품의 침탄층의 비커스 경도는 적절하며, 0.4mm 깊이 위치에서의 마르텐사이트 분율도 90% 이상이었다. 또한, 심부 경도 및 화학 조성도 적절하고, 구 오스테나이트 입경도 조대화하지 않았다. 또한, 접합 피로 시험편에 있어서, 피로 강도비는 85% 이상으로 높아, 접합된 경우여도, 우수한 피로 강도를 나타냈다.
이상, 본 발명의 실시형태를 설명했다. 그러나, 상술한 실시형태는 본 발명을 실시하기 위한 예시에 불과하다. 따라서, 본 발명은 상술한 실시형태로 한정되지 않고, 그 취지를 일탈하지 않는 범위 내에서 상술한 실시형태를 적절히 변경하여 실시할 수 있다.

Claims (7)

  1. 침탄 처리가 행해지는 부품용 강재로서,
    질량%로,
    C：0.09~0.16%,
    Si：0.01~0.50%,
    Mn：0.40~0.60%,
    P：0.030% 이하,
    S：0.025% 이하,
    Cr：0.90~2.00%,
    Mo：0.10~0.40%,
    Al：0.005~0.030%,
    Ti：0.010% 이상, 0.050% 미만,
    Nb：0.010~0.030%,
    N：0.0080% 이하,
    O：0.0030% 이하,
    B：0.0003~0.0030%,
    Ca：0.0005~0.0050%,
    Cu：0~0.50%,
    Ni：0~0.30%, 및,
    잔부：Fe 및 불순물
    로 이루어지며, 식 (1)~식 (3)을 만족하는 화학 조성을 갖고,
    상기 강재의 축 방향에 평행한 단면에 있어서,
    Mn을 10.0질량% 이상 함유하고, S를 10.0질량% 이상 함유하며, 원상당경이 0.5μm 이상인 Mn 황화물이 70.0개/mm2 이하이고,
    산소를 10질량% 이상 함유하고, 원상당경이 0.5μm 이상인 산화물이 25.0개/mm2 이하이고,
    금속 조직이, 면적%로, 페라이트와 펄라이트를, 합계로 85~100% 포함하거나, 또는,
    금속 조직이, 면적%로, 페라이트와 구상화 시멘타이트를, 합계로 85~100% 포함하는, 강재.
    0.140<C+0.194×Si+0.065×Mn+0.012×Cr+0.033×Mo+0.067×Ni+0.097×Cu+0.078×Al<0.235 식 (1)
    13.0<(0.70×Si+1)×(5.1×Mn+1)×(2.2×Cr+1)×(3.0×Mo+1)×(0.36×Ni+1)<45.0 식 (2)
    0.004<Ti-N×(48/14)<0.030 식 (3)
    여기서, 식 (1)~식 (3)의 각 원소 기호에는, 대응하는 원소의 함유량(질량%)이 대입된다.
  2. 청구항 1에 있어서,
    상기 화학 조성은,
    Cu：0.005%~0.50%, 및,
    Ni：0.005%~0.30%
    로 이루어지는 군으로부터 선택되는 1종 이상을 함유하는, 강재.
  3. 청구항 1 또는 청구항 2에 있어서,
    상기 강재는 봉강인, 강재.
  4. 삭제
  5. 삭제
  6. 삭제
  7. 삭제
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