KR20050046578A

KR20050046578A - 기어부재 및 그 제조방법

Info

Publication number: KR20050046578A
Application number: KR1020040092101A
Authority: KR
Inventors: 타카야마타케모리
Original assignee: 가부시키가이샤 고마쓰 세이사쿠쇼
Priority date: 2003-11-14
Filing date: 2004-11-11
Publication date: 2005-05-18
Also published as: KR101127909B1; JP2005163173A; US20050103777A1; US20120160832A1; CN1616850A; CN100532887C

Abstract

본 발명은 내면압 강도를 향상시킨 기어부재 및 그 제조방법을 제공하는 것을 과제로 한다.

본 발명에 따른 기어부재는, 담금질 경화층이 치형을 따라 형성되는 기어부재로서, C가 0.43∼1.2중량% 함유되는 강재로 이루어지고, 기어 피치원에 있어서의 오스테나이트상의 담금질성을 나타내는 DI값(inch)이, 기어모듈 M(㎜)에 대하여, 식 D1≤0.12×M+0.2의 관계를 만족하는 것을 특징으로 한다. 상기 DI값은, 담금질 앞조직중의 시멘타이트상에 합금원소가 농축되고, 상기 합금원소가 희박화된 페라이트상 중의 합금원소 농도와, A3온도 혹은 Acm온도이상의 온도에의 급속한 유도가열에 의해 오스테나이트상으로 확산 고용된 0.3∼0.8중량%의 탄소농도로부터 결정되는 것이 바람직하다. 또한, 상기 합금원소는 Mn, Cr, Mo, V 등으로 이루어지는 군에서 선택된 적어도 하나의 원소인 것이 바람직하다.

Description

기어부재 및 그 제조방법{GEAR PART AND METHOD OF PRODUCING THEREOF}

본 발명은, 고주파(유도가열) 담금질법에 의해 담금질 경화층이 치형을 따라 형성되는 기어부재 및 그 제조방법에 관한 것으로, 보다 상세하게는 치면 피치원 위치에서의 담금질 경화층 깊이가 전체경화화되지 않도록 하고, 피치원 위치에서 압축 잔류응력을 잔류시켜, 피칭 내력이 뛰어난 고주파 담금질 기어부재 및 그 제조방법에 관한 것이다.

종래, 건설·토목용 기계의 감속기 등에서는, 고내면압성(200kgf/㎟이상)이 중요시되는 관점에서, SCr, SCM, SNCM계 저탄소강에 침탄 담금질 처리 혹은 침탄침질 담금질 처리를 실시한 기어가 일반적으로 사용되고 있다. 그러나, 이러한 기어는 고가인 것이기 때문에, 일부에서는, 비교적 저면압(150kgf/㎟이하) 조건에서 사용할 경우에, 표 1에 나타내어지는 바와 같은 탄소농도가 0.35∼0.5중량%인 고주파 담금질용 탄소강(비특허문헌 1 참조)을 사용한 고주파 담금질 기어가 사용되고 있다. 또한, 기어부재의 고주파 담금질 방법에 대해서도, 도 13에 나타낸 바와 같이(비특허문헌 1의 P258참조), 전체톱니 일발 담금질, 1톱니 일발 담금질, 1톱니 이동 담금질, 편톱니 이동 담금질, 톱니홈 이동 담금질 등 각종의 방법이 실시되고 있다.

또한, 본원 발명에 관련되는 선행 특허문헌으로서는, 특허문헌 1 및 특허문헌 2에 개시된 것이 있다. 또한, 비특허문헌 2에는, 기어의 치형을 따른 담금질 경화층을 형성하기 위한 전체톱니 일발 고주파 담금질 방법이 나타내어져 있다.

[특허문헌 1] 일본 특허공개2003-27181호 공보

[특허문헌 2] 일본 특허 제2769206호 공보

[비특허문헌 1] 일본 철강협회편, 「강의 열처리:기초와 작업표준」, (주)마루젠, 쇼와54년 2월 20일, P110, 표2·38, 표2·39

[비특허문헌 2] 타카하시 칸지로 외 저, 「고주파의 공업에의 응용 -유도가열·유전가열·초음파-」, 토쿄덴키다이가쿠 출판국, 쇼와55년 5월 20일, P91

상기 건설·토목용 기계에 사용되고 있는 기어감속기는 보다 고출력화와 컴팩트화의 관점에서, 보다 고면압에 견딜수 있음과 아울러 보다 고강도이고, 또한 보다 저비용인 기어가 요망되고 있다. 따라서, 고주파 담금질 경화 기어에 있어서도, 치형을 따른 담금질 경화층을 형성시켜, 침탄 담금질 기어와 동등이상의 고인성으로, 피칭, 스커핑(scuffing) 및 치면의 마모 등의 내면압 강도가 개선되는 것이 기대되고 있다.

상기 전체톱니 일발 고주파 담금질법은 생산성이 매우 좋은 방법이다. 도 13의 (a)부분의 담금질 경화층의 상황란에 나타내는 바와 같이, 치형부에 있어서는 전체경화화하는 일이 많고, 이뿌리부나 치원부에 압축 잔류응력이 잔류하여, 이뿌리 강도나 치원 강도를 높일 수 있는 특징을 갖고 있다. 그러나, 치면 피치원 위치에서는 인장 잔류응력이 발생하고, 내면압 강도의 개선이 충분하지 않다는 문제가 있다.

또한, 기어의 치형을 따른 담금질 경화층을 형성하기 위한 전체톱니 일발 고주파 담금질법으로서, 상기 비특허문헌 2에 나타내어져 있는 바와 같이,

(1)이뿌리부를 저주파로 유도가열한 후에, 치면, 이끝부를 고주파로 유도가열해서 담금질하는 2주파 고주파 담금질법

(2)전체를 500℃정도로 예열하여 두고, 대전력으로 순간적으로 담금질 온도까지 가열하여 급냉하는 예열 담금질법

이 알려져 있다. 그러나, 기어의 크기(모듈(M))에 의해 그들 적정 주파수가 현저하게 변화되기 때문에, 설비적인 제약이 크고, 또 설비적으로도 고가로 된다는 문제가 있다. 또한, 내치를 갖는 링기어에 있어서는, 그 가열면적이 매우 커지기 때문에 (2)의 방법에 있어서도 상기 전체경화한 담금질 경화층을 가지는 기어밖에 얻을 수 없다고 하는 문제가 있다.

또, 미끄러짐을 수반하는 구름이동 조건에서 사용하는 기어에서는, 경계 윤활하에서의 미끄러짐에 수반되는 국부적인 응착에 의해 발열하고, 고면압하에서 사용되는 침탄 담금질 기어의 치면 온도가 300℃부근까지 상승하는 것이 알려져 있다. 이러한 조건에서 상기 고주파 담금질 기어를 사용했을 경우, 상기 0.35∼0.5중량%의 탄소를 함유하는 고주파 담금질용 탄소강 및 저합금강(비특허문헌 1 참조)의 담금질 경화층에서는 충분한 뜨임 연화 저항성을 갖고 있지 않기 때문에, 그 내면압 강도(피칭, 스커핑 및 치면의 마모)가 충분하지 않은 문제가 있다.

본 발명은 상기와 같은 사정을 고려해서 이루어진 것이며, 그 목적은, 내면압 강도를 향상시킨 기어부재 및 그 제조방법을 제공하는 것에 있다.

상기 과제를 해결하기 위해서, 본 발명에 따른 기어부재는, 담금질 경화층이 치형을 따라 형성되는 기어부재로서,

C가 0.43∼1.2중량% 함유되는 강재로 이루어지고, 기어 피치원에 있어서의 오스테나이트상(相)의 담금질성을 나타내는 DI값(inch)이, 기어모듈 M(㎜)에 대하여, 식 DI≤0.12×M+0.2의 관계를 만족하는 것을 특징으로 한다.

또, 본 발명에 따른 기어부재에 있어서, 상기 DI값은, 담금질 앞조직중의 시멘타이트상에 합금원소가 농축되고, 상기 합금원소가 희박화된 페라이트상 중의 합금원소 농도와, A3온도 혹은 Acm온도이상의 온도에의 급속한 유도가열에 의해 오스테나이트상으로 확산 고용된 0.3∼0.8중량%의 탄소농도로부터 결정되는 것이 바람직하다.

또한, 상기 함금원소는 Mn, Cr, Mo, V 등으로 이루어지는 군으로부터 선택된 1개이상의 원소인 것이 바람직하다.

또, 본 발명에 따른 기어부재에 있어서, 상기 강재는, Mn이 0.05∼0.55중량% 함유되고, Cr이 0∼0.6중량% 함유되며, 또한, Si, Al, Mo, V, Ni, Ti, Cu, W, B, Ca, Nb로 이루어지는 군으로부터 선택된 1종이상의 합금원소와, P, S, N, O로 이루어지는 군으로부터 선택된 1종이상의 불가피적 불순물원소가 함유되며, 잔부가 Fe로 이루어지는 것도 가능하다.

본 발명에 따른 기어부재의 제조방법은, C가 0.43∼1.2중량% 함유되는 강재로 이루어지고, 기어 피치원에 있어서의 오스테나이트상의 담금질성을 나타내는 DI값(inch)이, 기어모듈 M(㎜)에 대하여, 식 DI≤0.12×M+0.2의 관계를 만족하는 기어부재를 준비하는 공정; 및

고주파 담금질법에 의해 상기 기어부재의 치형을 따라 담금질 경화층을 형성하는 공정을 구비하는 것을 특징으로 한다.

또, 본 발명에 따른 기어부재의 제조방법에 있어서, 상기 DI값은, 담금질 앞조직중의 시멘타이트상에 합금원소가 농축되어, 상기 합금원소가 희박화된 페라이트상 중의 합금원소농도와, A3온도 혹은 Acm온도이상의 온도에의 급속한 유도가열에 의해 오스테나이트상에 확산 고용된 0.3∼0.8중량%의 탄소농도로부터 결정되는 것이 바람직하다.

또한, 상기 합금원소는 Mn, Cr, Mo, V 등으로 이루어지는 군에서 선택된 적어도 하나의 원소인 것이 바람직하다.

또, 본 발명에 따른 기어부재의 제조방법에 있어서, 상기 고주파 담금질법은, 상기 기어부재를 A1온도이하의 온도로부터 900∼1100℃의 담금질 온도까지 고주파에 의한 10초 이내의 오스테나이트화 가열하고, 그 후에 급냉하는 것도 가능하다.

또한, 본 발명에 따른 기어부재의 제조방법에 있어서, 상기 고주파 담금질법은, 상기 기어부재를 300℃∼A1온도로 예비 가열한 후에, 대전력으로 3초이내에서 고주파 가열하고, 그 후에 급냉하는 것인 것도 가능하다.

또 본 발명에 따른 기어부재의 제조방법에 있어서는, 상기 담금질 경화층을 형성하는 공정의 뒤에, 상기 기어부재에 물리적 가공을 실시하는 것에 의해, 상기 기어부재의 이끝, 이말단, 이뿌리으로 이루어지는 치형 표면층에 50kgf/㎟이상의 압축 잔류응력을 잔류시키는 공정을 더 구비하는 것도 가능하다.

본 발명의 실시형태에 의한 기어부재는, 전체톱니 일발 고주파 담금질법에 의해 담금질 경화층이 치형을 따라 형성되는 것이다. 기어용의 강재에 담금질 앞조직에 있어서의 시멘타이트 중에 담금질성을 향상시키는 합금원소인 Mn, Cr, Mo, V, W 등을 농축시켜 두는 것에 의해 공존하는 페라이트상 중의 합금원소를 현저하게 저감할 수 있다. 그 강재를 Ac3온도이상의 온도로 고주파 가열함으로써 상기 강재에 오스테나이트상을 형성하고, 그 오스테나이트상 중에 시멘타이트의 탄소만을 실질적으로 확산 고용시킨다. 이것에 의해, 그 오스테나이트상의 실질적인 담금질성DI값이 DI=0.35∼1.0(inch)으로 억제된다. 또한, 그 DI값과 기어부재의 모듈 M(㎜)이 DI≤0.12×M+0.2의 관계식을 만족함으로써, 치면 피치원 위치에서의 담금질 경화층 깊이가 전체경화화하지 않게 된다. 그것에 의해, 피치원 위치에서 압축 잔류응력을 잔류시킬 수 있고, 피칭 내력에 뛰어난 고주파 담금질 기어부재를 실현할 수 있다. 또한, 기어의 미끄러짐을 수반하는 구름이동시의 피칭 내력을 높이기 위해서, 140∼350℃에서의 저온 뜨임 연화 저항성을 현저하게 향상시키는 Si, Al을 함유시킨 강을 사용하는 것이 바람직하다. 이것에 의해, 침탄 담금질 기어이상의 내면압 강도를 실현하는 저렴한 고주파 담금질 기어부재를 제공할 수 있다.

또한, 본 실시형태에 의한 기어부재는, 고주파 담금질 경화층중에 시멘타이트나 V, Ti, Zr, Ta, Hf의 1종이상의 탄화물, 질화물 및 탄질화물 중 적어도 하나를 분산시킨 것이다. 이것에 의해, 구름이동시의 미끄러짐중에 발생하는 국부적 응착성을 개선할 수 있다. 이것과 함께, 그 강재에 있어서 Al과 Ni를 보다 적정하게 복합 첨가함으로써, 그 고경도 상태에 있어서도 고인성화시킨 기어부재를 실현할 수 있다.

이하, 도면을 참조해서 본 발명의 실시형태에 대해서 상세하게 설명한다.

우선, 이하와 같은 예비시험을 행했다.

침탄 담금질 처리를 실시한 SNCM815, SCM420, SCr420, SMnB420 강(즉 침탄 담금질강)에 대해서, 그들의 미끄러짐을 수반하는 구름이동면압 강도(롤러 피칭 강도)를 면압 375∼220kgf/㎟로 예비 시험했다. 그 결과, 10⁷회전에서 피칭이 발생하기 시작하는 면압은 210kgf/㎟이며, 각 면압에서 피칭을 발생한 구름이동면 최표면층의 마르텐사이트상의 X선 반값폭은 4∼4.2°로 감소함과 아울러 구름이동면 최표면층에 있어서 현저한 연화가 확인된다.

또, S55C 탄소강을 담금질 뜨임처리에 의해서 록웰경도 HRC61∼62로 조정했다. 그 탄소강에 대해서, 면압 250kgf/㎟에서의 구름이동면압 강도를 예비 시험하였다. 그 결과, 10⁷회전에서 피칭이 발생하기 시작하는 면압이 거의 180kgf/㎟이며, 면압 250kgf/㎟에서 피칭을 발생한 구름이동면의 마르텐사이트상의 X선 반값폭은 상기 침탄 담금질강의 그것과 거의 마찬가지로 3.6∼4.2°로 감소하고 있다.

또한, 공석탄소강(0.77중량% C)에 대해서도 그 구름이동면압 강도를 예비 시험했다. 그 결과, 10⁷회전에서 피칭이 발생하기 시작하는 면압이 230∼240kgf/㎟이며, 거의 동일한 탄소량으로 이루어지는 상기 침탄 담금질강의 구름이동면압 강도와 거의 같으며, 침탄 담금질강의 쪽이 구름이동 표면의 입계 산화층이나 불완전담금질층이 존재하는 것에 의한 구름이동면압 강도의 편차에 의한 저하가 보여지는 것을 알 수 있었다.

또한, 공석탄소강(0.82중량% C)의 구름이동면을 고주파 담금질한 것의 구름이동면압 강도를 예비 시험했다. 그 결과, 10⁷회전에서 피칭이 발생하기 시작하는 면압이 거의 260∼270kgf/㎟이며, 상기 공석강(0.77중량% C)의 구름이동면압 강도에 비해 고강도화되고, 그 원인이 구름이동면 마르텐사이트상 중에 미세한 시멘타이트 입자가 분산되어 있는 것에 의한 것을 알았다.

또한, 상기 미세한 시멘타이트 입자를 분산시키는 관점에서, 약 1.0중량% C와 1.5중량% Cr을 함유하는 SUJ2를 840℃부터 담금질한 후에 HRC 62.5로 되도록 뜨임한 것의 구름이동면압 강도를 예비 시험했다. 그 결과, 10⁷회전에서 피칭이 발생하기 시작하는 면압이 대략 270kgf/㎟이며, 상기 공석강의 그것과 거의 같은 강도를 나타내고, 면압 250kgf/㎟에서 피칭을 발생한 구름이동면의 마르텐사이트상의 X선 반값폭은 상기 침탄 담금질강의 그것과 거의 마찬가지로 4.2∼4.5°로 감소하고 있는 것을 알았다.

또한, 탄소가 0.46, 0.55, 0.66, 0.77, 0.85중량% 함유되는 탄소강을 820℃부터 담금질하고, 100∼350℃에서 각 3시간 뜨임하였을 때의 경도와 X선 반값폭을 조사하고, 또한, 이미 공개되어 있는 이들에 관한 데이터(예를 들면, 「재료」, 제26권 280호, P26)를 참고로 해서 검토했다. 그 결과, 마르텐사이트상의 X선 반값폭이 4∼4.2°로 되는 경도는 거의 HRC51∼53으로 뜨임되는 상태에 상당하며, 예를 들면 침탄 담금질강의 표면탄소농도가 거의 0.7∼0.9중량%로 조정되어 있는 것을 참고로 하면, 그 뜨임 온도는 거의 300℃에 상당하는 것을 알았다.

이상의 예비시험 결과로부터, 기어가 고면압하에서 맞물릴 때에 발생하는 열에 의해 치면 최표면부가 뜨임되어 연화함으로써, 피칭을 발생하는 것을 밝혔다. 또한, 침탄 담금질 기어와 같은 피칭 강도를 얻기 위한 지표로서는 300℃에서의 뜨임 경도가 HRC53이상으로 되는 것이 필요한 것을 밝혔다.

또, SCM420강에 침탄 담금질 처리를 실시한 침탄 경화층의 300℃ 뜨임 경도와, 단지 담금질 처리를 실시한 공석탄소강의 300℃ 뜨임 경도와의 비교에 있어서, 뜨임 연화 저항성에 대한 Cr, Mo의 개선이 거의 확인되지 않았다. 이것으로부터, 고주파 담금질법에 의해 침탄 담금질 기어 이상의 피칭 강도를 부여하기 위해서는, 거의 300℃에서의 저온 뜨임에 있어서의 뜨임 연화 저항성을 높이는 새로운 합금설계가 필요하게 되는 것, 및 상기 공석탄소강(0.82중량% C), SUJ2의 구름이동면압 강도의 개선작용으로부터, 입자지름이 0.1∼1.5㎛의 미세하고 경질인 시멘타이트 입자를 마르텐사이트상 중에 분산시키는 것이 면압강도를 효과적으로 개선시키는 것을 밝혔다.

또, 상기 시멘타이트 입자의 분산에 의해 내면압 강도를 향상시킬 수 있고, 경계 윤활상태에 있어서 슬라이딩시의 구름이동면에서의 국부 응착에 대한 늘어붙음 내성을 현저하게 개선할 수 있고, 구름이동면에 있어서의 최표면 온도의 저감과 내마모성의 개선을 꾀할 수 있다(이것을 경질입자 분산효과라고 부른다).

또, 상술의 침탄 담금질에 의한 피칭 강도와 동등이상(면압 Pmax=230kgf/㎟이상)에 견디는 고주파 담금질 기어의 설계로서는, 헤르츠 면압의 이론해석에 기초하여, 면압값의 0.3배의 편진동 전단응력(R=0)의 피로강도에 견디는 경도를 설정하고, 그 경도의 계산값은 거의 HRC53.4이다. 이 경도는, 상술의 예비 시험에 있어서 피칭이 발생한 구름이동면의 마르텐사이트상 X선 반값폭으로부터 요구되는 경도(HRC=53)와 매우 잘 합치하고 있다. 또한, 그 경도가 미끄러짐을 수반하는 구름이동에 의해 발생하는 마찰열에 의해, 구름이동면 최표면부가 거의 300℃로 승온하는 시점에서 피칭이 발생하기 때문에, 300℃ 뜨임 경도를 적어도 Pmax=230kgf/㎟에 견디는 HRC53이상으로 하도록 설정한다. 이것에 의해 침탄 담금질 기어와 동등이상의 고면압 기어를 실현할 수 있는 것을 알았다.

또한, 실시예 2에서 후술하는 바와 같이, 탄소를 0.1∼1.0중량% 함유하는 탄소강의 250℃, 300℃, 350℃ 뜨임 마르텐사이트상의 경도가,

HRC=34×√C(중량%)+26.5 (250℃)

HRC=36×√C(중량%)+20.9 (300℃)

HRC=38×√C(중량%)+15.3 (350℃)

로 기술되어, 이 경도를 기준으로 해서 각종 합금원소의 300℃ 뜨임 마르텐사이트상의 경도에 대한 영향을 조사했다. 그 결과, 300℃ 뜨임 마르텐사이트상의 경도가,

HRC=(36×√C(중량%)+20.9)+4.33×Si(중량%)+7.3×Al(중량%)+3.1V(중량%)+1.5×Mo(중량%)+1.2×Cr(중량%)×(0.45÷C(중량%))로 기재할 수 있는 것을 밝혔다.

도 4의 (a)∼(e)부분은, 전체 가열수 스프레이 담금질시의 경화패턴(M=3.25)을 나타내는 도면이다. 도 5는, 도 4에 나타내는 경화패턴에 의한 DI값과 경화깊이와의 관계를 나타내는 그래프이다. 본 실시형태에 있어서는 모듈이 M=2∼15(㎜)의 크기의 기어를 900℃로 가열한 후, 물 스프레이 냉각에 상당하는 냉각능(4inch^-1)으로 냉각했을 때의 기어의 담금질 경화 깊이와 강재의 DI값(inch)의 관계를 계산하고, 또 상기 담금질 경화깊이와 치면에 있어서의 잔류응력과의 관계를 계산하였다. 그리고, 기어 피치원 위치에서의 담금질 경화층 깊이가 전체경화화한 시점에서 그 위치에 인장 잔류응력이 발생하여, 대략 Dl≤0.12×M+0.2의 조건에서 전체경화화를 방지할 수 있는 것을 밝혔다. 또한, 상기 전체톱니 일발 고주파 담금질법에서, 기어의 이끝으로부터 이뿌리부의 소정 위치까지 Ac3온도이상으로 유도가열한 후에 담금질하는 것에 의해, 치형을 따른 담금질 경화층을 형성할 수 있는 것을 밝혔다. 또한, 도 5중의 경화 깊이와 강재 담금질성의 관계도에 의해, 피치원 위치에 있어서 전체경화화하는 D1값의 하한위치(화살표)에서의 치원 경화 깊이를 거의 모듈 M(㎜)의 1/3배로 조정할 수 있고, 치원 강도가 우수한 기어부재로서 바람직한 것을 밝혔다.

또한, 상기 식 DI≤0.12×M+0.2의 관계로부터, 가장 범용적으로 사용되는 기어모듈 M=2에서는 D1≤0.44, M=4에서는 DI≤0.68이 된다. 상기 비특허문헌 1에 기재되어 있는 0.40중량%이상의 C와 0.6중량%이상의 Mn을 함유하는 고주파 담금질용 탄소강의 가장 DI값이 낮은 성분 강을 적용했을 경우에 있어서도, 피치원 위치에서의 담금질 경화층 깊이가 전체경화화되는 것을 피할 수 없는 것을 밝혔다. 또한 0.5중량%의 C와 0.8중량%의 Mn을 함유하는 평균적인 고주파 담금질용 탄소강(DI=1.2)에서는 모듈 M=8정도의 크기의 기어까지 전체경화화되는 것을 피할 수 없는 것을 밝혔다. 또한, 상기 뜨임 연화 저항성을 높이기 위해서 Si가 0.5중량%이상과 Cr이 0.1중량%이상을 상기 평균적인 고주파 담금질용 탄소강에 첨가한 강재를 사용할 경우에 있어서는, 그 강재의 D1값이 1.36으로 높아지고, M=9.5정도의 크기의 기어까지 전체경화화되는 것을 피할 수 없는 것을 밝혔다.

본 실시형태에 있어서, 상기 기어재료의 열처리 설계에 기초하여 상기 강 중의 각 합금성분의 함유량(중량%)을 다음과 같이 한정했다.

본 실시형태에 의한 기어부재는, 고주파 담금질법에 의해 담금질 경화층이 치형을 따라 형성된 기어부재로서, 적어도 C가 0.43∼1.2중량% 함유되는 강재로 이루어지고, 담금질 앞조직중의 시멘타이트상에 Mn, Cr, Mo, V 등의 합금원소가 농축되며, 상기 합금원소가 희박화된 페라이트상 중의 합금원소 농도와, A3온도 혹은 Acm온도이상의 온도에의 급속한 유도가열에 의해 오스테나이트상으로 확산 고용된 0.3∼0.8중량%의 탄소농도로부터 결정되는, 기어 피치원에 있어서의 오스테나이트상의 담금질성을 나타내는 DI값(inch)이, 기어모듈 M(㎜)에 대하여, 식 DI≤0.12×M+0.2의 관계를 만족하는 것이다.

또한, 상기 전체경화화하는 경계 조건에서의 치원부 위치에 있어서의 담금질 경화층 깊이가 모듈 M의 거의 1/3배로 조정되기 때문에, 본 발명에 있어서는, 종래의 침탄 담금질 기어부재의 경화 패턴을 참고로 해서, 치원부 담금질 경화층 깊이가 모듈의 1/10∼1/3배로 조정된 치원 굽힘강도에 우수한 기어부재를 개발했다.

상기 담금질 경화층의 마르텐사이트상 중에 고용시키는 하한 탄소량을 0.3중량%로 한 것은, 담금질 마르텐사이트상의 경도를 HRC55 이상으로 하기 위해서이며, 보다 바람직한 하한 탄소량은 0.53중량%이다. 또한, 상한 탄소량은 침탄 담금질 기어에서의 마르텐사이트중의 탄소농도를 참고로 해서 0.8중량%로 하지만, 열처리시의 담금질 균열성을 고려하면 상한 탄소량을 0.7중량%로 하는 것이 보다 바람직하다. 또한, 상기 담금질 앞조직중에 시멘타이트가 많이 공존할수록, Mn, Cr, Mo, V, W 등의 합금원소가 시멘타이트중에 보다 많이 농축되어, 페라이트상 중의 합금원소농도를 저감할 수 있다. 이것에 의해, 상기 고주파 담금질시의 오스테나이트의 실질적인 담금질성 DI값을 보다 저하시킬 수 있다. DI≤0.12×M+0.2의 관계로부터, 치형을 따른 담금질 경화층을 가지는 기어부재의 제조에는, 상기 담금질 앞조직중에 시멘타이트가 많이 공존하는 것이 바람직하다. 또한, 기어의 굽힘 피로강도에 큰 영향을 주지 않는 평균입경이 0.1∼1.5㎛의 입상 시멘타이트를 5체적%(상당 탄소량 0.3중량%)까지 함유할 수 있는 것으로서, 강중에 첨가되는 탄소 상한농도로서 1.2중량%로 했지만, 입상 시멘타이트의 분산에 의한 굽힘 피로강도의 저하가 위구되지 않는 1.0중량%를 탄소 상한농도로 하는 것이 보다 바람직하다.

또한, 페라이트상과 시멘타이트상이 공존하는 고주파 담금질 앞조직을 700℃에서 평형 가열시켰을 때의 합금원소 M의 분배계수(αKM)=(시멘타이트중의 M원소 농도 중량%/페라이트중의 M원소 농도 중량%)로서는, αKCr=28, αKMn=10.5, αK V=9.0, αKMo=7.5, αKW=2, αKNi=0.34, αKSi, Al≒0인 것이 확인되어 있다. 강의 담금질성을 현저하게 향상시키는 Mn, Cr이 시멘타이트에 농축되고, 페라이트중의 이들의 합금원소를 저농도화하여, 상기 고주파 담금질시의 가열중의 오스테나이트에서는 시멘타이트의 탄소성분이 오스테나이트중에 신속하게 확산 고용되지만, 시멘타이트중에 농축되어 있던 합금원소가 대부분 확산되지 않는 상태에 있기 때문에, 그 비평형인 오스테나이트의 실질적인 담금질성 DI값이 현저하게 저하한다.

따라서, 본 실시형태에 의한 기어부재에 있어서는, 적어도, Mn의 함유량을 0.05∼0.55중량%, Cr의 함유량을 0∼0.6중량%로 억제하고, 또한, Si, Al, Mo , V, Ni, Ti, Cu, W, B, Ca, Nb로 이루어지는 군으로부터 선택된 1종이상의 합금원소와, P, S, N, O 등의 불가피적 불순물원소가 함유되며, 잔부가 실질적으로 Fe로 이루어지는 강재를 사용하는 것이 바람직하다. Cr정도로 시멘타이트중에 농축되지 않고, 가장 DI값을 향상시키는 Mn의 첨가량을 0.05∼0.55중량%의 범위로 억제하는 것에 의해, 담금질 앞조직상태에서 Mn을 시멘타이트중에 농축시켜, 페라이트중의 Mn농도를 저감시킬 수 있고, 그것에 의해서 상기 실질적 담금질성을 조정할 수 있다.

또한, 상기 고주파 담금질 앞조직에 있어서는, 시멘타이트중에 현저하게 농축되는 Cr, Mo 등의 합금원소를 적당량 첨가하는 것에 의해서도, 페라이트중의 Cr, Mo농도를 낮게 억제할 수 있고, 상기 실질적인 DI값이 지나치게 높아지는 것을 방지할 수 있다. 그 적정한 첨가량 범위로서는 페라이트중에서 Cr이 0∼0.25중량% 함유되고, Mo가 0∼0.2중량% 함유되는 것이 경제적으로도 바람직하고, 강재로서는 Cr이 0∼0.6중량% 함유되고, Mo 및 W의 합계 함유량 또는 적어도 한쪽의 함유량이 0∼0.3중량%의 범위인 것이 바람직하다.

또한, 상기 고주파 담금질 앞조직중의 시멘타이트상에 Cr이 지나치게 농축되었을 경우에 있어서는, 850∼1100℃로 단시간 가열해서 담금질하는 고주파 담금질에 의해, 시멘타이트가 그 가열시간 내에 고용되지 않고 잔류하고, 그 결과, 담금질로 형성되는 마르텐사이트상 중의 탄소농도가 지나치게 낮아지는 문제가 있다. 그래서, 본 실시형태에 의한 다른 기어부재에 있어서는, 상기 담금질 앞조직중에 분산되는 시멘타이트상 중의 평균 Cr농도를 3.5중량%이하로 고정시키는 것에 의해, 고주파 가열중의 오스테나이트 내 탄소농도가 0.3중량%이하가 되도록 했다.

또한, 상기 Cr의 농축된 시멘타이트상이 고주파 가열중에 오스테나이트로 고용할 때의 시멘타이트의 고용기구(속도)는, 도 1에 나타내는 가열온도에 있어서의 모식적 Fe-C-M(합금원소) 삼원계 상태도와 그 도면중에 나타내어지는 탄소의 등활량선도의 관계로부터 설명할 수 있다.

도 1은 탄소와의 친화력이 강한 Cr과 유사의 합금원소를 첨가한 Fe-C-M 삼원계 상태도를 모식적으로 나타낸 것이다. A점으로 나타내는 조성의 강중의 탄소활량과 동등한 탄소활량은 도면중의 A점을 통과하는 세선(등탄소 활량선)과 같이, 탄소활량이 M원소 첨가에 의해 저하되기 때문에 우편 상승에 추이하고, 시멘타이트의 고용도선과 교차하여, 그 교점(B점)과 평형하는 M원소를 함유한 시멘타이트 조성 점(C점)과 직선적으로 연결되는 것이다.

도 1중의 그 밖의 등탄소 활량선(세선)은, 각 탄소활량에 따라서 계산되는 것으로, 탄소농도가 높아질수록 탄소활량은 커지지만, Fe-C축(Fe-C 이원계)에서의 흑연의 고용도(D점)가 탄소활량 Ac=1로 정의되는 것이다.

상기 모식도 1중에 사용하는 강재 조성 A점에 있어서의 담금질 앞조직의 페라이트와 시멘타이트의 조성은 E, F점에 주어지고, 담금질 가열온도로 급속히 가열되어 그 온도에 있어서의 F점 조성의 시멘타이트가 합금원소 M을 그자리에 남기고 매우 확산성이 큰 탄소만이 급속히 오스테나이트중에 고용한다. 그 경우의 시멘타이트 계면과 국소평형하는 오스테나이트 계면 조성 G점의 탄소활량은 강재 조성의 A점 탄소활량보다 크다. 이것으로부터, 탄소의 화학 포텐셜의 구배에 의해 탄소가 강재에 급속히 확산되고, 시멘타이트가 고용된 위치와 원 페라이트이었던 위치에 있어서, 우선, 도 1중의 등탄소 활량선을 따라 탄소가 균질화된 후에(←, →표), 합금원소가 균질화되는 것을 알 수 있다.

그러나, 강중에의 합금원소 첨가량이 보다 많이 첨가되고(H점), 시멘타이트중에 보다 많은 합금원소가 농축되는(J점) 경우에 있어서는, 시멘타이트가 합금원소 M을 그자리에 남겨서 탄소만이 고용된다고 했을 때의 시멘타이트와 평형하는 오스테나이트중의 탄소활량(K점)이, 원래의 H점 조성의 탄소활량보다 낮아진다. 이 것 때문에, K점을 지나가는 등탄소 활량선을 따라 극단시간으로 탄소는 L점 농도까지 신속하게 확산되지만, 그 이상의 고용이 진행되어 시멘타이트가 완전히 고용되는 동안에는 K점에서 시멘타이트의 고용도선을 따라 B점에의 합금원소의 확산없이 시멘타이트가 고용될수 없는 알수 있고, 시멘타이트의 고용이 합금원소 M의 확산에 율속(rate controlling)되면서 급속히 지연되는 것을 알 수 있다.

또, 시멘타이트가 완전히 고용되기 위한 시간은, A, H점 조성을 지나는 등탄소 활량선과 시멘타이트 고용도선의 교점 B로 나타내는 M원소농도 이상으로 시멘타이트중의 M원소농도가 커질수록 늦어지는 것을 알 수 있다. 고주파 가열·담금질에 의한 미고용 시멘타이트량을 적게 하기 위해서는, 시멘타이트중의 M원소 농도를 B점의 M원소농도 이하로 억제하는 것이 필요한 것을 알 수 있다. 또한, 상기 K점을 지나가는 등탄소 활량선상의 L점의 탄소농도가 시멘타이트를 미고용 상태로 분산하고 있는 마르텐사이트 모상 중의 탄소농도에 거의 대응하기 때문에, L점의 탄소농도가 본 실시형태의 0.3∼0.9중량%이면 좋은 것을 알 수 있고, L점이 0.3∼0.9중량%로 되는 시멘타이트의 J점을 관리하는 것이 필요한 것을 알 수 있다.

보다 구체적으로 하기 위해서, 도 2에 나타내는 Fe-C-Cr 삼원계 상태도와 탄소의 등활량선도(at1000℃)를 참고로 해서 1000℃로 재빠르게 가열하여 담금질 처리를 행하는 고주파 담금질의 경우에 대해서 이하에 검토한다.

(1) 급속히 시멘타이트가 고용될 경우(시멘타이트중의 Cr농도가 낮은 경우)

도 2중의 A점(0.8중량% C, 0.4중량% Cr)으로 나타내는 강을 (시멘타이트+페라이트)공존영역의 700℃에서 충분히 가열하면 B점(시멘타이트, 2.6중량% Cr)과 C점(페라이트, 0.09중량% Cr)의 조성으로 된다. 이 상태에서 예를 들면 고주파 가열에 의해 오스테나이트 상태로 되는 1000℃로 급속 가열하면, B점, C점은 화살표의 방향을 따라 A점을 향해서 균질화되어 가게 되지만, 상술과 같이, B점의 시멘타이트중의 합금원소가 오스테나이트중을 거의 확산하지 않는 사이에 탄소가 페라이트 조성을 가지고 있었던 오스테나이트(C점)에 도면중 D점을 경유하면서 ↑↓표와 같이 급속히 확산된다. 시멘타이트를 고용한 후, A점을 지나가는 등탄소 활량선에서 Cr의 확산을 따르면서, 완만하게 Cr원소가 A점을 향해서 균질화되지만, 보다 급속한 고주파 가열에 의한 시멘타이트 고용을 달성하는 시점에서는, 마르텐사이트 모상의 탄소농도는 거의 A점과 같은 탄소농도로 되고, 보다 고경도의 마르텐사이트를 얻을 수 있는 것을 알 수 있다.

따라서, 본 실시형태의 마르텐사이트상 중의 고용 탄소농도가 0.9중량%로 될 때의 시멘타이트중의 Cr농도가 대략 3.5중량%이다. 그래서, 적어도 시멘타이트중의 Cr을 3.5중량%이하로 제어하여 둠으로써, 미고용인 시멘타이트가 잔류하지 않는 것을 알 수 있다.

(2) 시멘타이트의 고용이 크게 지연될 경우 1

도 2중의 E점(0.8중량% C, 1중량% Cr)으로 나타내는 강을 페라이트와 시멘타이트 공존영역의 700℃에서 충분히 가열하면 G점(페라이트, 0.24중량% Cr)과 F점(시멘타이트, 6.61중량% Cr)의 조성으로 된다. 이 상태에서 예를 들면 고주파 가열에 의해 오스테나이트 상태로 되는 1000℃로 급속 가열하면, 상술의 예처럼 F점은 H점을 향해서 고용되어 가게 된다. H점(시멘타이트가 고용될 경우의 시멘타이트와 등탄소 활량의 관계에 있는 오스테나이트 계면)에서의 탄소활량이 원래의 E점의 탄소활량보다 낮아지기 때문에, 우선 H점을 지나가는 등탄소 활량선까지 시멘타이트가 탄소확산 율속기구에 의해 고용된 후, 시멘타이트와 평형하는 γ상 조성(H점)이 시멘타이트의 고용도선을 따라 E점과 등활량의 관계에 있는 시멘타이트의 고용도선상의 I점에 Cr의 확산을 따르면서 시멘타이트를 고용하고, γ조성이 I점에 도달한 시점에서 시멘타이트가 완전히 고용되는 것을 알 수 있다. 또한, 담금질후의 마르텐사이트 모상 중의 탄소농도는 약 0.6중량%로 되고, 매우 경질인 마르텐사이트중에 약 3체적%의 시멘타이트가 미고용 상태로 분산되는 것을 알 수 있다. 또한, 상기 마르텐사이트 모상 중의 탄소농도가 0.35중량%로 되는 상한의 시멘타이트상 중의 Cr농도가 약 10%로 판독된다. 이것으로부터, 시멘타이트상 중의 Cr농도를 3.5∼10중량%로 조정함으로써, 탄소농도가 0.35∼0.9중량%의 마르텐사이트 모상 중에 미고용의 시멘타이트가 분산된 담금질 경화층을 얻을 수 있는 것을 알 수 있다.

(3) 시멘타이트의 고용이 크게 지연될 경우 2

또한, 상기 (2)의 경우에 있어서의 H점은, 시멘타이트와 다른 Cr₇C₃ 탄화물과 γ상이 평형하고, 비평형인 시멘타이트와 γ상의 2상 평형이 시멘타이트의 고용과정에 있어서 성립된다고 가정하고 있다. 이 시멘타이트의 고용과정에 있어서, Cr₇C₃ 탄화물의 고용도선상의 J점을 지나가는 등탄소 활량선(약 0.2)까지는, 탄소확산율속으로 시멘타이트가 고용되지만, 그 이후의 시멘타이트의 고용은, 시멘타이트 소실전에 Cr₇C₃ 탄화물이 석출되지 않는 J점에서, Cr₇C₃ 탄화물의 고용도선을 따라 Cr₇C₃ 탄화물이 석출되지 않아도 좋은(γ상+시멘타이트+Cr₇C₃) 3상 공존영역의 K점에 도달하는 구속 조건이 더해지기 때문에 시멘타이트의 고용이 보다 지연되는 것을 알 수 있다. 이 경우의 상기 고주파 가열·담금질에 의해 얻어지는 마르텐사이트 모상 중의 탄소농도는 약 0.45중량%로 되고, 경질(HRC57∼61)의 마르텐사이트 모상 중에 약 5체적%의 시멘타이트가 미고용 상태로 분산되는 것을 알 수 있다.

또한, 상기 검토 결과로부터, 시멘타이트의 현저한 고용지연이 발생하는 한계점은 1000℃의 가열 조건에서는 시멘타이트상 중의 Cr농도가 약 3.5중량% 이상으로 농축될 경우이다. 900℃의 가열에서는 시멘타이트상 중의 Cr농도가 약 2.5중량%이므로, 예를 들면, C:0.9중량%, Cr:0.6중량%을 함유하는 강을 700℃로 가열할 경우의 시멘타이트중의 Cr농도는, 식 Cr농도=αKCr×강중의 Cr농도/(1-(강중의 탄소농도/6.67)×(1-αKCr))로부터 3.6중량%로 산출된다. 이것으로부터, Cr의 상한 첨가량은 대략 0.6중량%이며, 바람직하게는 0.5중량%이하인 것을 알 수 있다. 또한, αKCr은 상기 페라이트상과 시멘타이트 사이의 Cr의 농축성을 나타내는 분배계수이며, 600℃에서의 Mn, Cr, Mo의 분배계수는 αKCr=52, αKMn=19, αKMo=12Cr로 되고, 시멘타이트로 농축 경향이 증대되는 것이 알려져 있다.

또한, 상기 시멘타이트중의 Cr농도를 3.5중량%이하로 제어할 경우라도, 급속한 고주파 가열을 실시할 경우에 있어서는, 상기 탄소확산 율속에 의해 시멘타이트가 고용되는 기구 이외에, 시멘타이트상/오스테나이트상 계면의 이동저항이 시멘타이트 고용을 지연시키는 것을 생각할 수 있고, 담금질 경화층중에 시멘타이트가 미고용으로 분산된다. 그래서, 본 실시형태에 있어서는, 5체적%이하의 시멘타이트를 분산시키는 SUJ2 베어링 재료가 굽힘강도에 미치는 시멘타이트 입자의 악영향이 확인되지 않기 때문에, 담금질 경화층중에 5체적%이하의 시멘타이트가 분산되어 좋은 것으로 하고 있다.

또, Mn은 V, Mo보다 αKMn이 크고, 시멘타이트상 중에 현저하게 농축되는 원소이다. 본 실시형태의 조성범위(Mn이 0.55중량%이하, C가 0.43중량%이상)에 있어서는 시멘타이트상 중의 Mn농도가 4중량%로 되고, 또한, 오스테나이트중의 탄소활량을 낮추는 Mn의 작용이 Cr의 약 1/2이하의 작용밖에 나타내지 않기 때문에, 상기 시멘타이트상의 고용지연 작용이 거의 확인되지 않는다. 따라서, 상기와 같이 기어용 강재에 적용할 경우에 있어서는, 담금질성을 억제하기 위해서, Mn함유량이 0.55중량%이하로 사용되는 것이 바람직하다. 또한, 이 때의 페라이트상 중의 Mn농도는 0.35중량%이하로 억제되는 것이 바람직하다.

또한, V는 0.3중량%를 초과하면 V₄C₃ 탄화물이 고주파 담금질 후의 마르텐사이트 모상 중에 잔류하게 되고, 또한, V₄C₃이 현저한 후술의 경질입자 분산효과(∼0.4체적%)를 발휘하기 때문에, V첨가량 범위로서는 0.1∼0.5중량%가 바람직한 것을 알 수 있다.

또한, 상기 시멘타이트와 페라이트 사이의 분배계수(αKM)는 상기와 같이 700℃에서 충분히 가열했을 때의 것이고, 가열온도를 600℃로 낮추었을 때에는 Cr, Mn, V, Mo 분배계수는 보다 커지지만, 그 가열이 단시간에 지나갔을 경우에는 충분히 농축되지 않으므로, 미리 강의 공석온도 이하로 가열처리해 두는 것이 바람직하다.

또한, 고주파 담금질 앞조직으로서는, 펄라이트, 펄라이트+페라이트, 솔바이트, 구상화 조직 중 어느 조직이어도 좋다. 그러나, 상기 담금질 경화층중의 마르텐사이트 모상 중에 펄라이트 조직의 판상 시멘타이트나 페라이트가 분산되는 것은 강도적으로 바람직하지 못하다. 이 경우에 있어서는 고주파 담금질 앞조직으로서, 평균입경 0.1∼1.5㎛로 시멘타이트를 대략 입상화해 두는 것이 보다 바람직하다. 그 시멘타이트 입자의 미세화에는 αKM이 큰 원소를 첨가하는 것이 필요하며, 시멘타이트에의 농축 경향이 가장 큰 Cr을 0.05∼1중량% 첨가하는 것이 바람직하다.

또, 상술과 같이 고주파 담금질 앞조직을 시멘타이트 구상화 조직으로 할 경우에 있어서는, 소재 재질(담금질 뜨임 열처리)에 의한 구상화를 꾀할 경우에, 일단 깊은 마르텐사이트층을 형성할 필요가 있기 때문에, 필연적으로 담금질성이 높은 강을 사용할 필요가 있다. 그래서, 본 실시형태에 있어서는 구상화 어닐링(annealing)처리에 의해 실시되는 것이 바람직하고, 특히, 공석온도를 현저하게 향상시키는 Si, Al을 다량으로 첨가하는 강에 있어서는, 그 열처리 시간을 대폭 단축할 수 있는 특징을 갖고 있다.

상기 고주파 담금질을 실시해서 이용하는 기어부재는, 상술과 같이 시멘타이트에 Cr, Mo, V, Mn 등을 농축시켜서 고주파 담금질하고 있기 때문에, 담금질 경화층의 마르텐사이트 모상 내에서의 합금원소의 균질화는 거의 진행되지 않고, 그 뜨임 연화 저항성이 저하함으로써, 침탄 담금질 기어부재(침탄 표면 탄소농도 0.65∼0.9중량%)에 비해서도 그 면압강도가 개선되지 않는 것이 우려된다. 그래서, 본 실시형태에 있어서는, 시멘타이트중에 거의 농축되지 않고, 상기 마르텐사이트 모상에 효율적으로 잔류하고, 마르텐사이트 모상의 뜨임 연화 저항성을 높이는, Si:0.5∼2중량% 혹은 Al:025∼1중량% 중 어느 한쪽 또는 (Si+Al):0.5∼2중량%와 Cr:0.05∼0.6중량%를 함유시키고, 또한, Mn, Ni, Mo, Cu, W, B, Ca, Nb의 1종이상의 합금원소와 P, S, N, O 등의 불가피적 불순물원소를 함유시키며, 잔부가 실질적으로 Fe로 이루어지는 고주파 담금질용 강재를 사용하고, 이 강재에 의해 기어부재를 제작한다.

또, 침탄 담금질 기어부재는, SCM420 상당의 합금원소에 의한 뜨임 연화 저항성으로부터 하기 뜨임 연화 파라미터가 약 2로 된다.

2≤4.3×Si(중량%)+7.3×Al(중량%)+3.1×V(중량%)+1.5×Mo(중량%)+1.2×Cr(중량%)×(0.45÷C(중량%))

상기의 관계로부터, 본 실시형태에 있어서는, 하한 Si첨가량을 0.5중량%로 하고, 상한 Si첨가량에 대해서는 3중량%정도까지 유효하지만, 그 강재의 기계가공성을 고려해서 2중량%로 했다.

Al은 Si이상의 뜨임 연화 저항성을 나타내기 때문에, Al의 하한 첨가량으로서는 0.25중량%가 적정하다. Al의 상한 첨가량은, Al이 현저한 페라이트 안정화 원소이며, Ac3점을 고온도측으로 변이시키는 작용이 Si의 2배정도이기 때문에, 1중량%로 했다.

또, 본 실시형태에서는, Si, Al 등의 페라이트 안정화 원소를 다량으로 첨가하므로, 고주파 담금질시에 있어서 페라이트상이 담금질 경화층에 잔류하는 위험성에 대해서 검토한다. 도 3에 나타낸 바와 같이 3중량% Si를 첨가한 강에 있어서는 탄소량을 0.35중량%이상으로, 바람직하게는 0.45중량%이상으로 첨가함으로써 고주파 담금질시의 통상의 가열온도(850∼1000℃)에 있어서 충분히 오스테나이트화하는 것을 알 수 있다. 또한, Si 대신에 Al을 첨가할 경우에 있어서는, Al은 Si의 2배이상의 페라이트 안정화 능력을 가지기 때문에, 본 실시형태에 있어서는 1.0중량%를 Al 상한 첨가량으로 하는 것이 바람직하다.

또, 상기 뜨임 연화 저항성을 높이는 Si나 Ni를 고농도로 첨가할 경우에 있어서는, 강재 제조과정이나 열처리 도중에 있어서의 흑연의 석출이 발생하기 쉬워진다. 그래서, 이 흑연석출을 방지하기 위해서, 0.05중량%이상의 Cr, Mo, V 등의 시멘타이트를 안정화하는 합금원소를 첨가해 두는 것이 바람직하다.

상기 고주파 담금질의 앞조직은, (페라이트+펄라이트) 조직이여도 좋지만, 거칠고 엉성한 페라이트가 존재할 경우에는, 단시간의 고주파 가열에 의해 균질화되기 어렵기 때문에, 본 실시형태와 같이 상기 Ti, V, Zr, Nb, Ta, Hf의 탄화물, 탄질화물을 함유하고, (페라이트+펄라이트) 조직을 미세하게 하여, 조대 페라이트의 발생을 억제하는 것이나 강중의 탄소량을 0.6중량% 이상으로 조정하는 것이 바람직하다.

또한, 상기 기어부재용 강재에 있어서는, 그 소재 조질처리에 필요한 적당한 담금질성을 가질 필요성으로부터, Mo, W가 0∼0.3중량%의 범위내에서 적정하게 함유시키는 것이 좋다. 상술과 같이 Mn을 0.05∼0.55중량%로 억제해서 사용하기 때문에, 그 강재에 함유되는 S함유량을 예를 들면 0.015중량%이하로 억제해서 MnS에 의한 탈황효과를 충분히 작용시키는 것에 배려하는 것이 바람직하고, 또한, 저온인성의 관점에서, Mo 및 W의 합계 또는 적어도 한쪽을 0.05∼0.3중량% 첨가하는 것이 바람직하다. 본 실시형태에 있어서는, Mo, W:0.05∼0.3중량%가 함유되고, 또한, Mn, Ni, Cu, B, Ca 중 1종이상의 합금원소와 P, S, N, O 등의 불가피적 불순물 원소가 함유되며, 잔부가 실질적으로 Fe로 이루어지는 강재를 사용하는 것도 가능하다.

여기서, Mo의 상한 첨가량을 0.3중량%로 한 이유는, 그 이상의 첨가에 의해 상술의 시멘타이트의 미고용화 기구(3)와 유사한 기구에 의해 시멘타이트의 미고용화가 일어나, 마르텐사이트 모상의 강화에 거의 기여하지 않기 때문이다. 한편, 하한값은, 종래의 뜨임 취성에 대한 Mo첨가량을 참고로 해서 결정한 것이다. 또한, 상기 인성적인 관점에서는, 불순물인 P, O에 대해서도 0.015중량%이하, 0.0015중량%이하로 억제해서 사용하는 것이 바람직하고, 또한, Al, Ti에 의한 복합 탈산을 충분히 실시하는 것도 바람직하다.

또한, 인성을 개선하기 위해서, Al을 0.25중량%이상 함유하는 강재에 있어서, 0.3∼1.5중량%의 Ni를 첨가하는 것이 바람직하고, 이 강재를 사용해서 기어부 재를 제작하는 것도 바람직하다.

또한, 상기 강재는, 적어도 V, Ti, Zr, Nb, Ta, Hf 중 1종이상의 합금원소가 0.05∼0.2중량% 함유됨과 아울러, 그들의 합금원소가 주체로 되는 평균입경 0.1∼5㎛의 탄화물, 질화물 및 탄질화물 중 1종이상이 0.1∼0.5체적% 분산되어 있다. 상기 담금질 경화층은 구름이동면층을 갖고, 이 구름이동면층은 탄소(C)가 0.53∼0.9중량% 함유되어, 구름이동면층이 담금질된 후, 저온에서 뜨임된 마르텐사이트 조직의 모상을 갖고 있는 기어부재를 제작하는 것도 가능하다.

또, 상기 고주파 담금질 기어부재의 담금질 경화층중의 마르텐사이트 모상 중에 있어서는, 원 시멘타이트 흔적의 Mn, Cr, Mo 등의 합금원소 농도가 높은 부분이 원 페라이트 흔적의 합금원소 농도가 낮은 부분중에 분산되어져 있다. 예를 들면, Fe-0.8중량% C-0.4중량% Mn-0.4중량% Cr강을 700℃에서 앞조직 조정하고, 고주파 담금질을 실시한 마르텐사이트상에 있어서는, 거의 Fe-1.1중량% C-2.3중량% Mn-3.4중량% Cr조성의 원 시멘타이트 흔적부분이 Fe-0.75중량% C-0.22중량% Mn-0.12중량% Cr 조성의 원 페라이트 흔적으로 분산되는 것이 계산되고, 또한, 그들의 부위의 Ms점은 예를 들면 무라이의 관계식(Ms(K)=667-195×C중량%-44.9×Mn중량%-19.6×Ni중량%-21.4×Cr중량%-20.7×Mo중량%(「철과 강」, 84(1998) P446))을 사용해서 3℃, 233℃로 계산되며, 원 시멘타이트 흔적부분에 형성되는 잔류 오스테나이트가 매우 안정적이기 때문에 이 잔류 오스테나이트를 함유하는 인성이 풍부한 담금질 경화층을 형성할 수 있는 것을 알 수 있다.

그래서, 본 실시형태에 있어서는, 적어도, 상기 안정된 잔류 오스테나이트 5∼15체적%를 함유하고, 또한, 그 안정된 잔류 오스테나이트의 존재 및 미고용 시멘타이트의 존재에 의해 파생적으로 잔류하는 잔류 오스테나이트 및 상기 원(元)페라이트 흔적에 형성되는 잔류 오스테나이트(불안정한 잔류 오스테나이트라고 부른다)도 포함시켜 10∼40체적% 함유되어 있는 것이 바람직하다.

또한, 상기 불안정한 잔류 오스테나이트는, 기어부재의 충격적인 하중이 부하되었을 때의 인성향상에는 거의 기여하지 않지만, 기어끼리가 맞물릴 때에 마르텐사이트화하면서 융합성을 개선하는 것에 유효하게 작용한다. 또한, 상기 안정된 잔류 오스테나이트는 상기 인성개선이나 기어가 오염을 물고 들어갔을 때의 치면 강화에 유효하다. 또한, 치면이 경계 윤활 조건에서 미끄러짐을 수반하면서 맞물리고 있는 동안에, 연질인 잔류 오스테나이트가 조금이라도 마모되었을 경우에는, 치면 윤활에 유효하게 작용하는 오일 포켓이 형성되어, 보다 효과적인 윤활성이 발휘된다.

같은 효과를 목적으로 한 방법으로서, 예를 들면 상기 특허문헌 2에는, 미끄러지는 면에 미소한 오목부를 10∼40면적% 가공해서 형성시키는 방법이 개시되어 있지만, 그 구멍 깊이가 0.5∼2㎛정도로서, 이들을 기어부재에 적용할 경우에 있어서는, 가동시의 초기의 상태에서 마모되어버려, 그 효과가 지속되지 않는 문제가 있다. 이것에 대하여, 상술한 본 실시형태에서는, 그 효과가 거의 영속적(永續的)으로 발휘된다.

또한, 상기 고주파 담금질 기어부재의 내면압 피로강도와 치원 굽힘 피로강도를 높이기 위해서, 상기 안정된 잔류 오스테나이트의 분산, 5체적%이하의 미고용 시멘타이트의 분산, V, Ti, Nb 등의 특수탄화물의 분산 및 신속한 고주파 담금질 작업에 의한 구오스테나이트 결정입자를 ATSM 입도번호 10이상으로 미세화하고, 마르텐사이트엽의 미세화를 꾀하는 것 중 적어도 하나를 행한다. 이것에 의해, 피로 파괴시의 크랙의 전파성을 억제할 수 있다.

또한, 상기 고주파 담금질법으로서는, 그 기어용 강재의 A1온도이하의 온도로부터 900∼1100℃의 담금질 온도까지 60kHz이하의 고주파에 의한 l0초이내의 오스테나이트화 가열한 후에 급냉하는 방법을 사용하는 것이 바람직하다. 이것에 의해, 상기 결정입자의 조대화를 방지할 수 있다. 또한, 기어용 강재에 V, Ti, Nb 등의 특수탄화물을 미리 분산시킬 경우에 있어서도, 상한의 고주파 가열온도를 1050℃로 하는 것이 바람직하다. 또한, 담금질 앞조직에 있어서 베나이트나 마르텐사이트 조직이 없는 것이, 상기 결정입자의 조대화를 방지하는 점에서 바람직하다.

또한, 상기 결정입자의 조대화 방지와 보다 치형을 따른 담금질 경화층을 형성시키기 위해서, 고주파 담금질법으로서는 기어용 강재를 300℃∼A1온도로 예열한 후에, 고주파 대전력으로 3초 이내의 가열을 행한 후 급냉하는 방법을 사용하는 것도 가능하다. 이것에 의해 담금질 경화층이 치형을 따라 형성되는 기어부재를 얻을 수 있다. 또한, 상기 예열처리는, 기어부재의 담금질 변형의 발생억제와 담금질 균열성의 방지를 꾀하기 위해서 실시되는 것이다. 또한, 상기 급속가열후 급냉을 개시하기까지의 동안의 시간을 적시에 취하고, 가열부의 균열화와 강온을 기다려 급냉하는 것도 담금질 균열을 억제하는 것 및 이뿌리부의 담금질 경화층을 보다 깊게 하는 점에서 바람직하지만, 표면온도는 낮아도 800℃이상에서 급냉을 개시하는 것이 바람직하다.

또, 상기 기어부재는, 미끄러짐을 수반하는 기어부재이며, 적어도, 그 이면 피치원 표면에 있어서 압축 잔류응력이 형성되어, 그 치원부 표면에 있어서 50kgf/㎟이상의 압축 잔류응력이 잔류하고 있는 것이 바람직하다. 이것에 의해, 치원 굽힘 피로강도와 피칭강도를 향상시킬 수 있다. 또한, 상기 기어부재의 이끝, 이말단, 피치원, 치원, 이뿌리로 이루어지는 치형 표면층에 있어서, 50kgf/㎟이상의 압축 잔류응력을 잔류시키기 위해서, 쇼트피닝 등의 물리적 가공수단을 사용하는 것도 가능하다. 또한, 상기 쇼트피닝에 의해, 치형 끝면의 표면층에 50kgf/㎟이상의 압축 잔류응력을 잔류시키고, 그 결과, 치형 끝면부의 담금질 경계부에서의 스폴링(spalling)적인 파손을 방지하는 것도 가능하다.

또한, 본 실시형태에 따르면, 윤곽 가열할 수 없는 기어부재에 대해서도, 치면 피치원 위치에서의 담금질 경화층 깊이가 전체경화화하지 않도록 할 수 있으므로, 상기 기어부재가 내치의 링기어이어도 좋다.

또, 본 실시형태에 의한 고주파 담금질 기어부재의 제조방법은, 적어도 C가 0.43∼1.2중량% 함유되는 강재를 사용하고, 담금질 앞조직중의 시멘타이트상에 Mn, Cr, Mo, V 등의 합금원소를 농축시켜, 상기 합금원소가 희박화된 페라이트상 중의 합금원소 농도와, A3온도 혹은 Acm온도이상의 온도에의 급속한 유도가열에 의해 오스테나이트상에 0.3∼0.8중량% 확산 고용된 탄소농도로부터 결정되는, 기어 피치원에 있어서의 오스테나이트상의 담금질성을 나타내는 DI값(inch)이, 기어모듈 M(m m)에 대하여, 식 DI≤0.12×M+0.2의 관계를 만족하는 것이다.

상기 기어부재의 제조방법에 따르면, DI값을 상술한 바와 같이 제어하는 것에 의해, 깊이가 얕은 담금질이 가능해지고, 담금질 경화층을 치형을 따라 형성할 수 있다.

또한, 상기 발명에 연결되는 각 합금원소의 활동에 대해서 정리해서 다음에 기술한다.

C : 0.43∼1.2중량%

C는 고주파 담금질로 생성되는 마르텐사이트의 경도를 현저하게 향상시키는 원소이며, 적어도 그 경도를 HRC55이상으로 높이기 위해서는 C를 0.3중량%이상 첨가하는 것이 필요하다. 또한, 고주파 담금질 앞조직에서는 첨가하는 탄소의 거의 모두가 시멘타이트로서 석출된다. 본 발명에서는 이 시멘타이트에 Mn, Cr, Mo, V, W 등의 담금질성을 높이는 합금원소를 농축시켜, 페라이트상에 있어서의 이들 합금원소 농도를 현저하게 저감시키는 관점에서, 시멘타이트량이 많을수록(탄소첨가량이 많을수록),

(1)강재중에의 합금원소의 첨가량을 많게 하고, 강재의 깊게까지 550℃이상의 뜨임 마르텐사이트 조직으로 할 수 있으면서

(2)뜨임중에 페라이트중의 이들 합금원소 농도를 저감하여, 상기 고주파 담금질성을 현저하게 억제할 수 있는 이점이 있다.

이것으로부터, 하한 C첨가량을 0.43중량%로 하고, 상한 C첨가량은 기어의 기계가공성을 고려해서 1.2중량%로 하지만, 마르텐사이트중의 탄소농도는 그 담금질 균열성을 고려해서 C:0.3∼0.7중량%로 하는 것이 보다 바람직하다.

또, 고주파 담금질 앞조직으로서, 그 0.8∼1.2중량% C강재의 Ac1온도 바로 위∼900℃의(오스테나이트+시멘타이트) 2상영역에서 가열하고, 5체적%이하의 입상 시멘타이트를 분산시킨 후에 냉각했을 경우에 대해서 생각한다. 예를 들면, 0.6중량%의 Cr, 1.2중량%의 C를 첨가한 강에서는 시멘타이트중에 4.5중량%의 Cr이 농축되고, 이 2상영역에서 분산석출되는 평균입경이 0.1∼1.5㎛로 이루어지는 입상 시멘타이트는 후행정에서의 고주파 담금질에서는 고용되지 않는다. 본 발명에 있어서는 이들의 시멘타이트의 분산은 허용되는 것이다.

Si :

Si는 350℃이하의 저온 뜨임 온도영역에서의 뜨임 연화 저항성을 현저하게 향상시키는 원소이다. 그 뜨임 연화 저항성을 향상시키는 기구로서는, 저온도에서 석출하는 ε탄화물을 보다 안정화하고, 시멘타이트의 석출을 보다 고온도측으로 끌어올리는 것에 의해 연화를 방지하는 것이다.

Si의 하한 첨가량은, 1중량%당의 Si의 300℃ 뜨임에서의 연화 저항(ΔHRC)이 4.3인 것을 참고로 해서, 상기 침탄 담금질 기어부와 동등이상의 뜨임 연화 저항성을 실현시키기 위한 첨가량으로서 약 0.5중량%로 설정했다. 또한, 그 Si의 상한 첨가량은, 상기 공존하는 탄소량 0.35∼0.9중량%의 범위에서 Ac3변태 온도가 900℃를 초과하지 않도록 하고, 함부로 고주파 담금질 온도를 높게 하지 않도록 하기 위해서 3중량%로 하여도 좋다. 단, 고주파 담금질 앞조직의 페라이트중에 농축되는 Si가 상기 고주파 담금질성을 지나치게 향상시키지 않도록, Si의 상한 첨가량을 2중량%로 억제하는 것이 바람직하다. 또한, 0.15중량%의 Si가 공존할 경우의 Al첨가량은 약 0.25중량%이기 때문에, 이것을 Si, Al첨가 하한량으로 설정하고, Si와 Al의 합계의 하한 첨가량을 0.4중량%로 할 수도 있다.

Al :

Al은 강력한 탈산작용을 나타내는 것 및 강중에 함유되는 불순물 원소인 P, S를 결정입계로부터 배척하는 작용이 강력하다. 이들로부터 강재의 청정도화에 유효하며, 후술하는 바와 같이 Ni와 공존시킴으로써 인성을 현저하게 개선할 수 있다. 또한, 본 발명에서는, Al이 Si보다도 저온 뜨임 연화 저항성을 높이는 원소인 것을 확인하고(ΔHRC=7.3), Al을 단독으로 첨가할 경우의 첨가량은 0.25∼1.25중량%로 하고, Si의 일부를 0.15∼1.25중량%의 Al로 치환하여 이용할 경우에는 (Si+Al):0.5∼2중량%로 하는 것을 특징으로 한다. 상술과 같이 Al은 Si보다 더욱 강력한 페라이트 안정화 원소이며, Ac3온도를 Si에 비해서 약 1.6배 더 높이는 작용을 가지므로, 그 최대의 첨가량을 1.25중량%이하로 한다(2.0중량%/1.6). 또한, 담금질 온도가 함부로 지나치게 높아지지 않도록 그 상한치를 1중량%로 억제하는 것이 바람직하다.

Mn :

Mn은 고주파 담금질 앞조직의 시멘타이트중에 농축하지만, Cr만큼은 농축하지 않고, 공존하는 페라이트중에 필요 이상으로 잔존하여, 상기 고주파 담금질시의 담금질성을 현저하게 향상시킨다. 이 때문에, 본 발명에서는 Mn첨가량을 0.05∼0.55중량%로 억제하고, 또한, 그 Mn첨가의 억제에 대신해서 뜨임 연화 저항성을 높이는 Si, Al원소를 적극적으로 첨가하는 것이기 때문에, Mn의 상한 첨가량을 0.45중량%로 하는 것이 보다 바람직하다. 또한, Mn은 현저한 탈황작용을 나타내기 때문에, Mn첨가량의 억제에 맞추어 S함유량의 저감을 꾀하는 것이나, Ti, Zr, Ca 등의 탈황원소를 첨가하는 것이 바람직하다.

Cr :

Cr은, 상기 구상화 처리중의 오스테나이트와 시멘타이트가 공존하는 가열중이나 A1온도이하의 페라이트와 시멘타이트가 공존하는 가열중에 시멘타이트중에 현저하게 농축되는 원소이다. Cr농도가 약 3.5중량% 이상으로 농축된 시멘타이트가 고주파 담금질 앞조직에 함유되면 고주파 담금질에 의한 담금질 경화층중에 다량의 시멘타이트를 잔류시키는 작용이 있다. 따라서, 본 발명에 있어서의 Cr첨가량은, 우선 상기 시멘타이트중의 평균 Cr농도가 3.5중량%를 초과하지 않도록 첨가되어야 할 것이다. 예를 들면 0.9중량% C강과 0.45중량% C강을 700℃에서 충분히 가열처리한 경우에는 각각 대략 0.6중량% Cr, 0.4중량% Cr이 상한 Cr첨가량이 되는 것을 알 수 있다. 또한, 시멘타이트중의 Cr농도가 3.5중량%로 될 때의 페라이트중의 Cr농도는 상기 αKCr의 값으로부터 0.13중량%이며, 상기 고주파 담금질성을 충분히 억제하기 위해서, 페라이트상 중의 Cr농도를 0.13중량%이하로 하는 것이 바람직하다.

또한, 본 발명에서는, 상기 Mn첨가를 억제하고, 뜨임 연화 저항성을 높이는 Si, Al원소를 적극적으로 첨가하는 것이지만, Si의 첨가에 의한 시멘타이트의 흑연화를 방지하기 위해서, Cr, V, Mo 중 1종이상이 0.05중량%이상 첨가되는 것이 바람직하다.

Ni :

Ni는 상기 고주파 담금질 앞조직의 페라이트중에 농축되고, 상기 고주파 담금질성을 높이는 원소이다. 상기 Al첨가량에 대하여 Ni를 0.3∼2.5중량% 복합첨가시키는 것에 의해, 현저한 강인성 작용을 발현시킬 수 있다. 특히, 0.6중량% 및 1.2중량% 탄소를 함유하는 고경도 마르텐사이트 조직은 뛰어난 샤르피(Charpy) 충격특성을 나타내고, 기어의 내충격 하중을 획기적으로 개선할 수 있기 때문에, 기어재료로서 유효하다. 본 실시형태에서는 Ni 상한 첨가량은 상기 고주파 담금질성과 Ni첨가의 경제성을 고려해서 1.5중량%로 하고 있다.

Mo :

Mo는 Mn과 마찬가지로 고주파 담금질 앞조직의 시멘타이트에 농축하지만, Cr 원소정도로는 농축하지 않고, 공존하는 페라이트중에 필요 이상으로 잔존하여, 상기 고주파 담금질시의 담금질성을 현저하게 향상시킨다. 따라서, Mo는 본 발명의 취지 로 보아 불가결한 원소가 아니지만, Mo는 P, S의 존재에 의해 발생하는 뜨임 취성을 억제하는 원소이기 때문에, 0.05∼0.3중량%를 첨가하는 것이 바람직하다. 또, W에 대해서도 거의 같다.

이상 설명한 바와 같이, 본 실시형태에 따르면, 치면 피치원 위치에서의 담금질 경화층 깊이가 전체경화화하지 않도록 하고, 피치원 위치에서 압축 잔류응력을 잔류시켜, 피칭 내력에 뛰어난 고주파 담금질 기어부재 및 그 제조방법을 제공할 수 있다.

[실시예]

다음에, 본 발명에 의한 기어부재 및 그 제조방법의 구체적 실시예에 대해서, 도면을 참조하면서 설명한다.

(실시예1)

·담금질 뜨임 탄소강 및 침탄 담금질 표면 담금질강의 피칭강도(예비시험)

본 실시예에서는, 기어의 치면에 있어서의 미끄러짐을 수반하는 구름이동 피로강도를 조사하기 위해서, 도 6의 (a), (b)부분에 나타내어지는 시험편을 사용해서 롤러 피칭시험을 실시하고, 각종의 담금질 뜨임 탄소강 및 침탄 담금질 표면 담금질강의 피칭강도를 조사했다. 표 1은 본 실시예에 사용한 각종 탄소강, 표면 담금질강의 화학성분을 나타내는 것이며, 각종 강재는 도 6의 (a)부분의 소(小)롤러형상으로 가공한 후, No.1, 2, 4는 820℃에서 30분 가열후에 물담금질하여 160℃에서 3시간 뜨임하여 시험에 제공했다. 또한, No.3과 No.4는 소재 조질처리 후에 구름이동면을 40kHz, 200kW 고주파 전원을 사용해서 950℃로 가열한 후에 담금질 경화하고, 상술과 같은 뜨임 처리를 실시했다. 또한, No.5는 930℃에서 5시간의 침탄처리(탄소 포텐셜 0.8)한 후 850℃로 냉각하고, 850℃에서 30분 유지한 후에 60℃의 담금질 오일로 담금질한 후, 상술과 같은 뜨임 처리를 실시했다.

또한, No.4의 구상화 처리한 SUJ2를 고주파 가열에 의해 800℃이상의 온도영역에 있어서 5℃/sec로 비교적 느리게 승온시키고, 소정의 가열온도로 약 5초간 유지한 후에 물담금질하고, 그 때의 담금질층 경도로부터 마르텐사이트중의 탄소농도와 미용해의 시멘타이트량의 관계를 조사한 결과를 도 7의 (a), (b), (c)부분에 나타내었다. 분명히 Cr의 시멘타이트에의 농축에 의해, 오스테나이트에의 시멘타이트의 고용이 지연되고 있고, 충분한 경도의 마르텐사이트를 얻기 위해서는, 적어도 925℃이상으로 가열온도를 설정하는 것이 필요하다. 1000℃로 가열온도를 높였을 경우에 있어서도 6체적%이상의 시멘타이트가 미고용 상태로 잔류하므로, No.3, 4의 고주파 담금질 온도를 950∼980℃로 되도록 담금질 처리를 실시한 후 160℃에서 3시간의 뜨임을 행하고, 그 결과, 잔류하는 시멘타이트량은 No.3:2체적%, No.4:10체적%이었다.

또한, 대(大)롤러는 No.4의 SUJ2재를 820℃에서 30분 가열한 후에 물담금질하고, 160℃에서 3시간 뜨임한 것을 사용했다. 롤러 피칭시험은, 평행한 2개의 회전축을 갖는 시험기에, 소롤러 시험편(1) 및 대롤러 시험편(2)을, 중심축(5, 6)이 그 2개의 회전축의 중심에 일치하도록 고정하고, 각각의 시험면(3, 4)을 소정의 면압이 작용하도록 접촉시켜, 시험면(3, 4)이 접촉하는 부분에서 동일방향으로 진행하도록 중심축(5, 6)에 대해서 각각 소정의 회전수로 회전시켜서 실시한다. 여기에서는, 70℃의 엔진 오일 #30으로 윤활하면서, 소롤러의 회전수를 1050rpm, 대롤러(부하롤러)의 회전수를 292rpm으로 하여 40%의 미끄러짐율을 주고, 면압을 375∼220kgf/㎟의 여러 가지 조건으로 부하를 주어서 실시했다.

도 8은 각종 면압으로 피칭이 발생한 반복회수(소롤러 1회전을 1회로 함)를 정리해서 나타낸 것이며, 횡축을 피칭이 발생한 반복회수, 종축을 그 시험시의 면압으로 하고 있다. 도면중, 기준으로 하는 침탄 표면 담금질강(No.5)에 있어서의 각 면압에 있어서의 최소 반복수를 연결시킨 수명선을 도면중에 나타내었다. 피칭이 발생한 반복수가 10⁷회가 될 때의 면압을 구름이동면 피로강도(피칭강도)라고 정의했을 경우, 그 피칭강도는 약 210kgf/㎟로 되는 것을 알 수 있었다. 또한, 같은 정리의 방법으로 검토하면, No.1:175kgf/㎟, No.2:240kgf/㎟, No.3(고주파 담금질):260kgf/㎟, No.4:270kgf/㎟ 및 No.4(고주파 담금질):290kgf/㎟로 되고, 고주파 담금질에 의해, 시멘타이트 입자를 각각 약 2체적%, 약 10체적% 분산시킨 No.3, No.4의 구름이동면 피로강도가 현저하게 개선되어 있는 것을 알 수 있다. 또한, 침탄 표면 담금질강은 편차가 다소 크고, 이 원인이 구름이동면에서의 침탄시의 입계 산화나 불완전 담금질층의 존재나 잔류 오스테나이트량이 많은 것 등에 의한 것으로, 평균적인 피칭 발생회수와 비교했을 경우에는, No.2의 피칭강도와 다르지 않은 것을 알 수 있다.

또, 피칭을 발생한 구름이동면의 마르텐사이트상의 X선 반값폭을 조사한 결과, No.1:3.6∼4.0°, No.2:4∼4.2°, No.3:4.2∼4.4°, No.4:4.3∼4.6°, No.5:4∼4.2°이었다.

또한, 상기 열처리를 실시한 No.1∼No.5의 시험편을 250∼350℃ 각 3시간 뜨임하였을 때의 X선 반값폭을 조사한 결과, 상기 피칭발생 구름이동면의 반값폭은 대략 300℃에서 뜨임한 반값폭과 일치되고, 또한 「재료」, 제26권 280호, P26에서 보고되어 있는 각종 탄소농도의 탄소강의 뜨임 경도과 반값폭의 관계도 거의 일치하는 것을 알 수 있다.

(실시예2)

·뜨임 연화 저항성의 확인

표 2는 본 실시예에서 사용한 합금조성을 제시한 것이며, 열처리는 810℃∼870℃에서 30분 가열후에 수냉하고, 300℃, 350℃에서 3시간 뜨임한 시험편의 록웰경도(HRC)를 조사하고, 또한, 이들의 경도에 대한 각 합금원소 첨가량의 영향을 해석했다.

또한, 예비실험으로서는, 0.1∼1.0중량%의 탄소와 0.3∼0.9중량%의 Mn을 함유하는 탄소강에 대해서도 조사하고, 상기 합금원소의 영향의 해석의 베이스 데이터로 했지만, 그 결과,

(250℃에서는 HRC=34×√C(중량%)+26.5)

(300℃에서는 HRC=36×√C(중량%)+20.9)

(350℃에서는 HRC=38×√C(중량%)+15.3)

으로 근사되는 것을 알았다.

또, 이들의 탄소강 경도를 베이스로 합금원소의 영향을 해석한 결과, 뜨임 연화 저항(ΔHRC)은, 예를 들면 300℃에서 다음식으로 기술할 수 있는 것을 알았다.

ΔHRC=4.3×Si(중량%)+7.3×Al(중량%)+1.2×Cr(중량%)×(0.45÷C(중량%))+1.5×Mo(중량%)+3.1×V(중량%)

이 결과, Al은 Si의 1.7배의 뜨임 연화 저항성을 발현하는 것을 알 수 있고, 구름이동면압 강도의 개선 원소로서 매우 효과적인 것을 알 수 있었다.

도 9는, 상기 해석 결과로부터 구해지는 뜨임 경도와 실측한 뜨임 경도의 일치성을 나타낸 것이며, 그 편차 폭이 HRC±1의 범위에서 정밀도 좋게 예측할 수 있는 것을 알 수 있다. 또한, 실시예1의 SCM420(No.5)의 침탄층(0.8중량% 탄소)의 300℃ 뜨임 경도에 대해서도 도 9의 ☆표로 나타내고 있고, 계산값과 잘 일치하고 있는 것을 알 수 있다.

(실시예3)

·고주파 담금질성의 조정

표 3은 본 실시예에서 사용하는 강재 합금성분을 나타낸 것이다. 지름 30㎜, 길이 100㎜의 원주상 시험편으로 기계가공한 후에, 850∼900℃에서 1시간 가열한 후에 수냉한 것과, 수냉한 후에 650℃에서 5시간 뜨임 처리를 실시한 것을, 3kHz의 고주파 가열설비를 사용하여, 15초간에서 870℃로 거의 균일가열 상태로 한 후 수냉한 것의 담금질 경화층 깊이를 구했다.

또한, 표 3의 화학성분으로부터 구해지는 DI값 1과 상기 650℃의 뜨임 처리로부터 계산되는 페라이트의 화학조성으로부터 계산되는 DI값 2의 비율과 전번의 담금질 경화층 깊이의 비율과의 관계를 도 10에 나타내었다. 도 10으로부터, 고주파 담금질 앞조직의 조정에 의해 고주파 담금질시의 담금질성이 현저하게 저감되고, 또한 정확하게 제어되고 있는 것을 알 수 있다. 또한 도 10중의 No.P6이 특히, 도면중의 직선성으로부터 크게 어긋나 있지만, 이것은, 담금질 앞조직중의 시멘타이트가 약 3.5체적% 미고용 상태로 잔류하고, 마르텐사이트중의 탄소농도가 적어져서 DI값 2가 작아진 것에 따른다. 표 3중의 각 시험편 강의 하단에 담금질 마르텐사이트중의 탄소농도를 나타내었지만, 이 DI값 2와 앞에서의 DI=0.12×M+0.2의 관계식으로부터, 본 발명이, 모듈 M=7이하의 치형을 따른 담금질 경화층을 형성하는 내면압성에 뛰어난 중소형 고주파 담금질 기어부재의 제조에 바람직한 것을 알 수 있다.

(실시예4)

·뜨임 연화 저항성에 뛰어난 강재에 의한 피칭강도의 개선

본 실시예는, 실시예3에서 사용한 650℃에서 3시간 뜨임 처리를 실시한 강재에서 실시예1과 같은 시험편을 깎아 내고, 실시예1과 같은 고주파 가열설비를 사용하여, 10초로 400℃까지 완만하게 가열한 후에, 1초로 1050℃까지 급속 가열한 후에 수냉하고, 160℃에서 3시간 뜨임한 것을 롤러 피칭시험에 제공했다.

또한, 표 3중의 No. P4, No. P5, No. P6에 대해서는, 겨우 구름이동 표면층중의 시멘타이트의 미고용 상태로 분산되어져 있지만, 그들의 분산량은 3체적%이하이다. 피칭강도의 시험은 실시예1과 거의 같은 조건으로 실시하고, 그 결과를 도 11에 나타내었다. 또한, 도 11중에 있어서, 실시예1에서 구한 피칭 발생선(도 9의 결과)을 실선으로 나타내었다.

이들의 결과로부터, Al, Si첨가에 의한 뜨임 저항성 개선에 의해, 구름이동면의 내피칭 강도가 획기적으로 개선되는 것을 알 수 있다.

(실시예5)

·탄화물, 질화물, 탄질화물 분산에 의한 슬라이딩 특성의 개선

본 실시예는 표 4에 나타낸 바와 같이 실시예3과 같은 강재와 V, Ti를 함유하는 강재를 사용하고, 도 12에 나타내는 바와 같은 슬라이딩 시험편과, 상대재료로서 SCM420에 침탄 담금질 뜨임의 처리를 실시하고, 표면경도가 HRC60이 되도록 조정한 것을 사용하고, 슬라이딩 시험편의 하면을 원반상의 상대재료 상면에 압착하여 슬라이딩 시험편의 수평면상의 위치를 고정하고, 80℃의 엔진 오일 #30으로 윤활하면서, 둘레속도가 10m/sec로 되도록 상대재료를 회전시킨다. 같은 압착 압력을 5분간 유지하고, 압착 압력을 25kgf/㎠마다 증가시켜서 급격하게 마찰 계수가 증대하는 시점(늘어붙음 상태)의 압착 압력(kgf/㎠)을 측정했다.

본 발명의 슬라이딩 시험편은 실시예3과 같은 고주파 담금질 뜨임한 것이며, 또한, 비교재료로서 SCM420의 침탄 담금질 뜨임한 것(SCM420+GCQT), SCM44040(SCM440+QT), S55C(S55C+QT), SUJ(SUJ2+QT)을 담금질 뜨임한 것을 사용했다.

그 결과는, 표 4에 맞춰서 나타내고 있지만, No.S1, No.S2, No.P6에 있어서 탄화물 경질입자의 분산효과에 의해 늘어붙음 내성이 현저하게 개선되어 있고, 특히, Ti첨가에 의한 늘어붙음 내성의 개선이 현저한 것을 알 수 있다.

따라서, Ti, V와 유사한 Nb, Zr, Hf 등의 특수탄화물의 미량분산은, 미끄러짐을 수반하는 기어부재의 내마모성, 내면압 강도의 향상에 유효하다.

또한, 본 발명은 상기 실시형태 및 상기 실시예에 한정되지 않고, 본 발명의 주지를 일탈하지 않는 범위 내에서 여러 가지 변경해서 실시하는 것이 가능하다.

이상 설명한 바와 같이 본 발명에 따르면, 내면압 강도를 향상시킨 기어부재 및 그 제조방법을 제공할 수 있다.

도 1은 Fe-C-M 상태도와 등탄소 활량선도를 사용한 γ상에의 시멘타이트의 고용기구도이다.

도 2는 Fe-C-Cr계 등탄소 활량선을 나타내는 도면이다.

도 3은 Fe 3중량% Si에 대한 합금원소의 영향을 나타낸 상태도이다.

도 4는 전체 가열수 스프레이 담금질시의 경화패턴(M=3.25)을 나타내는 도면이다.

도 5는 도 4의 경화패턴에 의한 DI값과 경화깊이의 관계를 나타내는 그래프이다.

도 6은 롤러 피칭시험용 시험편을 나타내는 도면이며, (a)부분은 소롤러 시험편을 나타내고 있고, (b)부분은 대롤러 시험편을 나타내고 있다.

도 7의 (a)부분은 고주파 가열온도와 담금질 경도의 관계를 나타내는 그래프이며, (b)부분은 고주파 가열온도와 마르텐사이트 C농도의 관계를 나타내는 그래프이며, (c)부분은 고주파 가열온도와 θ상 체적%의 관계를 나타내는 그래프이다.

도 8은 롤러 피칭강도의 예비시험 결과를 나타내는 그래프이다.

도 9는 뜨임 경도의 실측값과 계산값의 비교를 나타내는 그래프이다.

도 10은 DI값의 비율과 담금질 경화깊이의 비율의 관계를 나타내는 그래프이다.

도 11은 본 발명의 기어부재의 피칭강도를 나타내는 그래프이다.

도 12는 정속마찰 마모시험편의 형상을 나타내는 도면이다.

도 13은 비특허문헌 1에 나타내어진 기어 고주파 담금질 방식의 비교도이다.

< 도면의 주요부분에 대한 부호의 설명 >

1 : 소롤러 시험편 2 : 대롤러 시험편

3, 4 : 시험면 5, 6 : 중심축

Claims

담금질 경화층이 치형을 따라 형성되는 기어부재로서,

C가 0.43∼1.2중량% 함유되는 강재로 이루어지고, 기어 피치원에 있어서의 오스테나이트상(相)의 담금질성을 나타내는 DI값(inch)이, 기어모듈 M(㎜)에 대하여, 식 DI≤0.12×M+0.2의 관계를 만족하는 것을 특징으로 하는 기어부재.
제1항에 있어서, 상기 DI값은, 담금질 앞조직중의 시멘타이트상에 합금원소가 농축되고, 상기 합금원소가 희박화된 페라이트상 중의 합금원소 농도와, A3온도 혹은 Acm온도이상의 온도에의 급속한 유도가열에 의해 오스테나이트상으로 확산 고용된 0.3∼0.8중량%의 탄소농도로부터 결정되는 것을 특징으로 하는 기어부재.
제1항 또는 제2항에 있어서, 상기 강재는, Mn이 0.05∼0.55중량% 함유되고, Cr이 0∼0.6중량% 함유되며, 또한, Si, Al, Mo, V, Ni, Ti, Cu, W, B, Ca, Nb로 이루어지는 군으로부터 선택된 1종이상의 합금원소와 P, S, N, O로 이루어지는 군으로부터 선택된 1종이상의 불가피적 불순물원소가 함유되며, 잔부가 Fe로 이루어지는 것을 특징으로 하는 기어부재.
제1항 또는 제2항에 있어서, 상기 강재는, 0.5∼2중량%의 Si 및 0.25∼1중량%의 Al 중 어느 한쪽 또는 Si 및 Al이 합계로 0.5∼2중량% 함유되고, Cr이 0.05∼0.6중량% 함유되며, 또한, Mo, Mn, Ni, Cu, W, B, Ca, Nb로 이루어지는 군으로부터 선택된 1종이상의 합금원소와 P, S, N, O로 이루어지는 군으로부터 선택된 1종이상의 불가피적 불순물원소가 함유되며, 잔부가 Fe로 이루어지는 것을 특징으로 하는 기어부재.
제1항 또는 제2항에 있어서, 상기 강재는, Al이 0.25∼1중량% 함유되고, Ni가 0.3∼1.5중량% 함유되는 것을 특징으로 하는 기어부재.
제1항 또는 제2항에 있어서, 상기 강재는, Mo 및 W의 합계 또는 적어도 한쪽이 0.05∼0.3중량% 함유되고, 또한, Mn, Ni, Cu, B, Ca로 이루어지는 군으로부터 선택된 1종이상의 합금원소와 P, S, N, O로 이루어지는 군으로부터 선택된 1종이상의 불가피적 불순물원소가 함유되며, 잔부가 Fe로 이루어지는 것을 특징으로 하는 기어부재.
제1항 또는 제2항에 있어서, 상기 강재는, V, Ti, Zr, Nb, Ta, Hf로 이루어지는 군으로부터 선택된 1종이상의 합금원소가 0.05∼0.2중량% 함유됨과 아울러, 이들 합금원소가 주체로 되는 평균입경이 0.1∼5㎛의 탄화물, 질화물 및 탄질화물 중 1종이상이 0.1∼0.5체적% 분산되고,

상기 담금질 경화층은 구름이동면층을 갖고,

상기 구름이동면층은, C가 0.53∼0.9중량% 함유되어, 상기 구름이동면층이 담금질된 후, 저온에서 뜨임된 마르텐사이트 조직의 모상을 갖고 있는 것을 특징으로 하는 기어부재.
제2항에 있어서, 상기 담금질 앞조직중에 분산되는 시멘타이트상 중의 평균 Cr농도가 3.5중량%이하로 조정되고, 또한, 상기 담금질 경화층 중에 5체적%이하의 시멘타이트상이 잔류되는 것을 특징으로 하는 기어부재.
제2항 또는 제8항에 있어서, 상기 담금질 앞조직중에 분산되는 시멘타이트 상의 평균입경이 0.1∼1.5㎛로 거의 입상화되어 있는 것을 특징으로 하는 기어부재.
제8항에 있어서, 상기 담금질 경화층 중에는, 잔류 오스테나이트가 10∼40체적% 함유되어 있는 것을 특징으로 하는 기어부재.
제8항 또는 제10항에 있어서, 상기 담금질 경화층에 있어서는, 구 오스테나이트 결정입자가 ASTM 입도번호 10이상으로 미세화되어 있는 것을 특징으로 하는 기어부재.
제1항 또는 제2항에 있어서, 상기 기어부재가 미끄러짐을 수반하는 것이며, 그 치면 피치원 표면에 있어서 압축 잔류응력을 갖고 있고, 그 치원부 표면에 있어서 50kgf/㎟이상의 압축 잔류응력이 잔류하고 있는 것을 특징으로 하는 기어부재.
제1항 또는 제2항에 있어서, 상기 기어부재가 내치의 링기어인 것을 특징으로 하는 기어부재.
C가 0.43∼1.2중량% 함유되는 강재로 이루어지고, 기어 피치원에 있어서의 오스테나이트상의 담금질성을 나타내는 DI값(inch)이, 기어모듈 M(㎜)에 대하여, 식 DI≤0.12×M+0.2의 관계를 만족하는 기어부재를 준비하는 공정; 및

고주파 담금질법에 의해 상기 기어부재의 치형을 따라 담금질 경화층을 형성하는 공정을 구비하는 것을 특징으로 하는 기어부재의 제조방법.
제14항에 있어서, 상기 DI값은, 담금질 앞조직중의 시멘타이트상에 합금원소가 농축되어, 상기 합금원소가 희박화된 페라이트상 중의 합금원소농도와, A3온도 혹은 Acm온도이상의 온도에의 급속한 유도가열에 의해 오스테나이트상으로 확산 고용된 0.3∼0.8중량%의 탄소농도로부터 결정되는 것을 특징으로 하는 기어부재의 제조방법.
제14항 또는 제15항에 있어서, 상기 고주파 담금질법은, 상기 기어부재를 A1온도이하의 온도로부터 900∼1100℃의 담금질 온도까지 고주파에 의한 10초 이내의 오스테나이트화 가열하고, 그 후에 급냉하는 것임을 특징으로 하는 기어부재의 제조방법.
제14항 또는 제15항에 있어서, 상기 고주파 담금질법은, 상기 기어부재를 300℃∼A1온도로 예비 가열한 후에, 대전력으로 3초 이내에서 고주파 가열하고, 그 후에 급냉하는 것임을 특징으로 하는 기어부재의 제조방법.
제14항 또는 제15항에 있어서, 상기 담금질 경화층을 형성하는 공정의 뒤에, 상기 기어부재에 물리적 가공을 실시하는 것에 의해, 상기 기어부재의 이끝, 이말단, 이뿌리로 이루어지는 치형 표면층에 50kgf/㎟이상의 압축 잔류응력을 잔류시키는 공정을 더 구비하는 것을 특징으로 하는 기어부재의 제조방법.
제18항에 있어서, 상기 물리적 가공이 쇼트피닝인 것을 특징으로 하는 기어부재의 제조방법.
제19항에 있어서, 상기 쇼트피닝에 의해, 치형 끝면의 표면층에 50kgf/㎟이상의 압축 잔류응력을 잔류시키는 것을 특징으로 하는 기어부재의 제조방법.