KR20070004055A - 기계구조용 부품 및 그 제조방법 - Google Patents

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토루 하야시
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Abstract

종래보다 피로강도를 일층 향상시킨 기계구조용 부품을 제안한다. 구체적 해결수단을 아래와 같다. 적어도 일부에 담금질을 실시한 기계구조용 부품에 있어서, 그 담금질 조직을 구 오스테나이트 입자의 평균입경이 12㎛이하이고 또한 최대입경이 평균입경의 4배 이하인 것으로 한다.
Figure 112006076827730-PCT00024
기계구조용 부품, 피로특성, 비틀림 피로특성, 자동차, 구동축, 열간압연, 담금질, 오스테나이트

Description

기계구조용 부품 및 그 제조방법{PARTS FOR MACHINE CONSTRUCTION AND METHOD FOR PRODUCTION THEREOF}
본 발명은 적어도 일부분에 고주파 담금질에 의한 경화층을 갖는 기계구조용 부품에 관한 것이다. 여기에서 말하는 기계구조용 부품으로서는, 자동차용의 구동축(drive shaft), 입력축(input shaft), 출력축(output shaft), 크랭크샤프트(crankshaft), 등속죠인트의 내륜(內輪) 및 외륜(外輪), 허브(hub) 및 기어(gear) 등을 들 수 있다.
종래, 기계구조용 부품, 예컨대 자동차용 구동축이나 등속죠인트 등의 제조방법은 아래와 같다. 즉, 열간압연 봉강(棒鋼)에, 열간단조, 나아가서는 절삭, 냉간단조 등을 실시하여 소정의 형상으로 가공한 후, 고주파 담금질, 뜨임(tempering)을 행한다. 일반적으로 이 방법에 의해, 기계구조용 부품으로서의 중요한 특성인 비틀림 피로강도, 굽힘 피로강도, 전동(轉動) 피로강도 및 미끄럼 전동 피로강도 등의 피로강도를 확보하고 있다.
한편, 최근, 환경문제로부터 자동차용 부품을 경량화하는 요구가 강하고, 이 관점에서 자동차용 부품에서의 피로강도의 더 나은 향상이 요구되고 있다.
상술한 바와 같은 피로강도를 향상시키는 수단으로서는, 지금까지도 여러 가 지의 방법이 제안되어 있다.
예컨대, 비틀림 피로강도를 향상시키기 위해서는, 고주파 담금질에 의한 담금질 깊이를 증가시키는 것이 고려된다. 그러나, 담금질 깊이를 증가하여도 어느 깊이로 피로강도는 포화한다.
또한, 비틀림 피로강도의 향상에는, 입계(粒界)강도의 향상도 유효하다. 이 관점에서, TiC를 분산시킴으로써, 구(舊) 오스테나이트 입경을 미세화하는 기술이 제안되어 있다. 예컨대, 특허문헌1에 기재된 기술은 고주파 담금질 가열시에 미세한 TiC를 다량으로 분산시킴으로써, 구오스테나이트 입경의 미세화를 도모하는 것이다. 그러나, 이 기술에서는, 담금질 전에 TiC를 용체화(溶體化)하여 둘 필요가 있고, 열간압연공정에서 1100℃ 이상으로 가열하는 공정을 채용하고 있다. 그 때문에, 열연(熱延)시에 가열온도를 높게 할 필요가 있어, 생산성이 떨어지는 문제가 있었다.
또한, 상기 특허문헌1에 개시된 기술에서도, 최근의 피로강도에 대한 요구에는 충분히 응할 수 없다는 것에도 문제를 남기고 있었다.
특허문헌2에는, 경화층 깊이 CD와 고주파 담금질한 축부품의 반경 R과 비(CD/R)를 0.3∼0.7로 제한한 뒤에, 이 CD/R과 고주파 담금질 후의 표면으로부터 1mm까지의 오스테나이트 입경 γf, 고주파 담금질 대로의 (CD/R)=0.1까지의 평균 비커스(Vickers)경도 Hf 및 고주파 담금질 후의 축 중심부의 평균 비커스경도 Hc로 규정되는 값 A를 C양에 따라 소정의 범위로 제어함으로써, 비틀림 피로강도를 향상시킨 기계구조용 축부품이 제안되어 있다.
그러나, 상기 CD/R를 제어하였다고 하더라도 피로특성의 향상에는 한계가 있어, 역시 최근의 비틀림 피로강도에 대한 요구에는 충분히 응할 수 없었다.
특허문헌1: 일본특개 2000-154819호 공보(특허청구의 범위)
특허문헌2: 일본특개평 8-53714호 공보(특허청구의 범위)
발명의 개시
본 발명은 상기 현상을 감안하여 개발된 것으로, 종래보다 피로강도를 한층 향상시킨 기계구조용 부품을, 그 유리한 제조방법과 함께 제안하는 것을 목적으로 한다.
그런데, 발명자들은 상기한 바와 같은 피로특성을 효과적으로 향상시키기 위해, 특히 고주파 담금질 조직에 대하여 예의 검토를 행하였다.
그 결과, 고주파 담금질 조직의 구 오스테나이트 입자의 입경(粒徑)분포에 착안하여, 구 오스테나이트 입자의 평균입경 및 최대입경을 미세화함으로써, 비틀림 피로강도, 굽힘 피로강도 및 전동 피로강도 등의 피로특성이 개선되는 것을 찾아내는 것에 이르렀다.
즉, 본 발명의 요지 구성은 다음과 같다.
1. 적어도 일부분에 담금질을 한 강재(鋼材)를 사용한 기계구조용 부품으로서, 그 담금질 조직은 구 오스테나이트 입자의 평균입경이 12㎛ 이하이고, 또한 최대입경이 평균입경의 4배 이하인 것을 특징으로 하는 기계구조용 부품.
2.질량%로,
C: 0.3% 이상, 1.5% 이하,
Si: 0.05 % 이상, 3.0% 이하,
Mn: 0.2% 이상, 2.0% 이하,
를 함유하고, 또한 아래의 식(1)을 만족하고, 잔부(殘部)는 Fe 및 불가피 불순물의 성분조성을 갖는 것을 특징으로 하는 1에 기재한 기계구조용 부품.
아 래
C1 /2(1+0.7Si)(1+3Mn) ＞ 2.0 … (1)
3. 상기 성분조성으로서, 질량%로,
Al: 0.25% 이하
를 더 함유하는 것을 특징으로 하는 2에 기재한 기계구조용 부품.
4. 상기 성분조성으로서, 질량%로,
Cr: 0.03 % 이상, 2.5% 이하,
Mo: 0.05% 이상, 1.0% 이하,
Cu: 0.03% 이상, 1.0% 이하,
Ni: 0.05 % 이상, 2.5% 이하,
Co: 0.01% 이상, 1.0% 이하,
V: 0.01% 이상, 0.5% 이하,
W: 0.005% 이상, 1.0% 이하
중에서 선택된 1종 또는 2종 이상을 더 함유하고, 또한 상기 식(1)에 대신하여 아래의 식(2)을 만족하는 것을 특징으로 하는 2 또는 3에 기재한 기계구조용 부품.
아 래
C1 /2(1+0.7Si)(1+3Mn)(1+2.1Cr)(1+3.0Mo)(1+0.4Cu)(1+0.3Ni)(1+5.0V)(1+0.5W) ＞ 2.0 … (2)
5. 상기 성분조성으로서, 질량%로,
Ti: 0.005 % 이상, 0.1% 이하,
Nb: 0.005% 이상, 0.1% 이하,
Zr: 0.005 % 이상, 0.1% 이하,
B: 0.0003% 이상, 0.01% 이하,
Ta: 0.02% 이상, 0.5% 이하,
Hf: 0.02% 이상, 0.5% 이하,
Sb: 0.005 % 이상, 0.015% 이하
중에서 선택된 1종 또는 2종 이상을 함유하고, 또한 상기 식(1) 또는 (2)에 대신하여 아래의 식(3)을 만족하는 것을 특징으로 하는 2, 3 또는 4에 기재한 기계구조용 부품.
아 래
C1 /2(1+0.7Si)(1+3Mn)(1+2.1Cr)(1+3.0Mo)(1+0.4Cu)(1+0.3Ni)(1+5.0V)(1+1000B)(1+0.5W)＞ 2.0 … (3)
6. 상기 성분조성으로서, 질량%로,
S: 0.1% 이하,
Pb: 0.01% 이상, 0.1% 이하,
Bi: 0.01% 이상, 0.1 % 이하,
Se: 0.003% 이상, 0.1 % 이하,
Te: 0.003% 이상, 0.1% 이하,
Ca: 0.0001% 이상, 0.01% 이하,
Mg: 0.0001% 이상, 0.01% 이하 및
REM: 0.0001% 이상, 0.1% 이하
중에서 선택된 1종 또는 2종 이상을 더 함유하는 것을 특징으로 하는 2, 3, 4 또는 5에 기재한 기계구조용부품.
7. 미세한 베이나이트 조직 및 미세한 마르텐사이트 조직 중 어느 한쪽 또는 양쪽을 합계로 10체적% 이상 함유하는 강재를 소재로 하여, 그 소재의 적어도 일부분에, 승온(昇溫)속도 400℃／s 이상이고, 또한 도달온도 1000℃ 이하의 고주파가열을 1회 이상 실시하는 것을 특징으로 하는 기계구조용 부품의 제조방법.
8. 7에 있어서, 상기 소재는 800∼1000℃에서의 총가공율이 80% 이상으로 되는 열간가공공정과, 그 열간가공공정 후에 700∼500℃의 온도영역을 0.2℃／s 이상의 냉각속도로 냉각하는 냉각공정과, 또한, 그 냉각공정 전에 700∼800℃ 미만의 온도영역에서 20% 이상의 가공을 실시하거나, 혹은 그 냉각공정 후에 A1점 변태점 이하의 온도영역에서 20% 이상의 가공을 실시하는 제2가공공정을 실시하여 제조하는 것을 특징으로 하는 기계구조용 부품의 제조방법.
9. 7 또는 8에 있어서, 1회의 고주파가열에서의 800℃ 이상의 체류시간을 5초 이하로 하는 것을 특징으로 하는 기계구조용 부품의 제조방법.
10. 상기 강재는 질량%로,
C: 0.3% 이상, 1.5% 이하,
Si: 0.05% 이상, 3.0% 이하,
Mh: 0.2% 이상, 2.0% 이하,
를 함유하고, 또한 아래의 식1(1)을 만족하고, 잔부: Fe 및 불가피 불순물로 이루어지는 조성인 것을 특징으로 하는 7, 8 또는 9 중 어느 하나에 기재한 기계구조용 부품의 제조방법.
아 래
C1 /2(1+0.7Si)(1+3Mn)＞2.0 … (1)
11. 상기 강재는, 질량%로,
A1: 0.25% 이하
를 더 함유하는 것을 특징으로 하는 10에 기재한 기계구조용 부품의 제조방법.
12. 상기 강재는, 질량%로,
Cr: 0.03% 이상, 2.5% 이하,
Mo: 0.05% 이상, 1.0% 이하,
Cu: 0.03% 이상, 1.0% 이하,
Ni: 0.05 % 이상, 2.5% 이하,
Co: 0.01% 이상, 1.0% 이하,
V: 0.01% 이상, 0.5% 이하,
W: 0.005 % 이상, 1.0% 이하
중에서 선택된 1종 또는 2종 이상을 더 함유하고, 또한 상기 식(1)에 대신하여 아래의 식(2)을 만족하는 조성인 것을 특징으로 하는 10 또는 11에 기재한 기계구조용 부품의 제조방법.
아 래
C1 /2(1+0.7Si)(1+3Mn)(1+2.1Cr)(1+3.0Mo)(1+0.4Cu)(1+0.3Ni)(1+5.0V)(1+0.5W)＞ 2.0 … (2)
13. 상기 강재는, 질량%로,
Ti: 0.005% 이상, 0.1% 이하,
Nb: 0.005% 이상, 0.1% 이하,
Zr: 0.005% 이상, 0.1% 이하,
B: 0.0003% 이상, 0.01% 이하,
Ta: 0.02% 이상, 0.5% 이하,
Hf: 0.02% 이상, 0.5% 이하,
Sb: 0.005 % 이상, 0.015% 이하
중에서 선택된 1종 또는 2종 이상을 더 함유하고, 또한 상기 식(1) 또는 (2)에 대신하여 아래의 식(3)을 만족하는 것을 특징으로 하는 10, 11 또는 12에 기재한 기계구조용 부품의 제조방법.
아 래
C1 /2(1+0.7Si)(1+3Mn)(1+2.1Cr)(1+3.0Mo)(1+0.4Cu)(1+0.3Ni)(1+5.0V)(1+1000B)(1+0.5W)＞ 2.0 … (3)
14. 상기 강재는, 질량%로,
S: 0.1% 이하,
Pb: 0.01% 이상, 0.1% 이하,
Bi: 0.01% 이상, 0.1% 이하,
Se: 0.003% 이상, 0.1% 이하,
Te: 0.003% 이상, 0.1% 이하,
Ca: 0.0001% 이상, 0.01% 이하,
Mg: 0.0001% 이상, 0.01% 이하,
REM: 0.0001% 이상, 0.1% 이하
중에서 선택된 1종 또는 2종 이상을 더 함유하는 것을 특징으로 하는 10, 11, 12 또는 13에 기재한 기계구조용 부품의 제조방법.
도 1은 대표적인 샤프트의 정면도이다.
도 2는 피로시험의 요령을 나타내는 도면이며, 도 2a는 샤프트의 비틀림 피로시험의 요령을, 도 2b는 전동 피로시험의 요령을 나타낸다.
도 3은 담금질 조직의 광학현미경 관찰상(觀察像)을 나타내는 사진이다.
도 4a, 도 4b는 평균 구 오스테나이트 입경과 비틀림 피로강도와의 관계를 나타내는 그래프이다.
도 5a, 도 5b는 비틀림 피로강도에 미치는, 경화층의 구 오스테나이트 입경과 최대 구 오스테나이트 입경/평균 구 오스테나이트 입경과의 영향을 나타내는 그래프이다.
도 6a, 도 6b는 비틀림 피로강도에 미치는, 800℃ 미만의 가공율 및 고주파 담금질의 조건의 영향을 나타내는 그래프이다.
도 7a, 도 7b는 전동 피로수명에 미치는, 경화층의 구 오스테나이트 입경과 최대 구 오스테나이트 입경/평균 구 오스테나이트 입경과의 영향을 나타내는 그래프이다.
도 8은 크랭크샤프트의 모식도이다.
도 9는 크랭크샤프트의 고주파 담금질 위치를 나타낸 도면이다.
도 10은 내구시험의 개요를 나타낸 도면이다.
도 11은 등속죠인트의 부분 단면도이다.
도 12는 등속죠인트 외륜에서의 담금질 조직층을 나타내는 단면도이다.
도 13은 등속죠인트 외륜에서의 담금질 조직층을 나타내는 단면도이다.
도 14는 등속죠인트의 부분 단면도이다.
도 15는 등속죠인트 내륜에서의 담금질 조직층을 나타내는 단면도이다.
도 16은 등속죠인트 내륜에서의 담금질 조직층을 나타내는 단면도이다.
도 17은 허브 및 허브 베어링유닛을 나타낸 도면이다.
도 18은 허브 및 허브 베어링유닛을 나타낸 도면이다.
도 19는 미끄럼 전동 피로시험의 개략을 나타낸 도면이다.
도 20은 기어의 사시도이다.
도 21은 기어의 톱니 및 톱니 바닥에서의 표면경화층을 나타내는 단면도이다.
도 1에서 도 21의 도면 중의 번호의 설명은 아래와 같다.
1 : 샤프트(shaft)
2 : 스플라인부(spline portion)
3 : 파지구(把持具)
4 : 크랭크샤프트(crank shaft)
5 : 저널부(journal portion)
6 : 크랭크핀(crank pin)
7 : 크랭크 웹부(crank web portion)
8 : 카운터 웨이트부(counter-weight portion)
9 : 담금질 조직층
10 : 구동축(drive shaft)
11 : 허브(hub)
12 : 등속죠인트(constant velocity joint)
13 : 외륜
13a : 마우스부(mouth portion)
13b : 스템부(stem portion)
14 : 내륜
15 : 볼(ball)
16 : 담금질 조직층
17 : 허브
18 : 허브의 축부(軸部)
19 : 스페이서(spacer)
20 : 허브의 외륜
21 : 볼
22 : 전동면(轉動面)
23 : 끼움결합부
24 : 등속죠인트의 축부
25 : 기어
26 : 톱니
27 : 톱니 바닥
28 : 담금질 조직층
29 : 축구멍
발명을 실시하기 위한 최선의 형태
이하, 본 발명을 구체적으로 설명한다.
본 발명의 기계구조용 부품은 자동차용의 구동축, 입력축, 출력축, 크랭크샤프트, 등속죠인트의 내륜 및 외륜, 허브, 그리고 기어 등, 부품마다 여러 가지의 형상 및 구조로 이루어지지만, 어느 것에 있어서도, 특히 피로강도가 요구되는 부분 또는 전부에 담금질을 실시한 경화층을 갖고, 이 경화층의 담금질 조직은 구 오스테나이트 입자의 평균입경이 12㎛ 이하, 또한 최대입경이 평균입경의 4배 이하인 것이 중요하다.
이하에, 이 지견(知見)을 얻는 데에 이른 연구결과에 대하여 설명한다.
아래의 a강(鋼) 또는 b강에 나타내는 성분조성의 강소재를 150kg 진공용해 로에서 용제(溶製)하고, 150mm 각(角)으로 열간단조 후, 더미 빌렛트(dummy billet)를 제조하여, 여러 가지의 열간가공 조건을 따라 봉강압연재(棒鋼壓延材)를 제조하였다.
[a강] C: 0.48질량%, Si: 0.55질량%, Mn: 0.78질량%, P: 0.011질량%, S: 0.019질량%, A1: 0.024질량%, N: 0.0043질량%, 잔부: Fe 및 불가피 불순물.
[b강] C: 0.48질량%, Si: 0.51질량%, Mn: 0.79질량%, P: 0.011질량%, S: 0.021질량%, Al: 0.024질량%, N: 0.0039질량%, Mo: 0.45질량%, Ti: 0.021질량%, B: 0.0024질량%, 잔부: Fe 및 불가피 불순물.
다음에, 이 봉강을 소정의 길이로 절단한 후, 표면절삭가공과 일부 냉간에서 의 인발가공(引拔加工)을 가하여 직경을 조정함과 동시에, 스플라인부의 전조가공(轉造加工)을 실시하여, 도 1에 나타내는 치수 및 형상으로 되는 스플라인부(2)를 갖는 샤프트(1)를 제작하였다.
이 샤프트에, 주파수: 10∼200kHz의 고주파 담금질 장치를 이용하여, 여러 가지의 조건하에서 가열, 담금질을 행한 후, 가열로를 이용하여 170℃×30분의 조건으로 뜨임을 행하고, 그 후 비틀림 피로강도에 대하여 평가하였다.
한편, 비틀림 피로강도는 샤프트의 비틀림 피로시험에 있어서 파단 반복수가 1×105회일 때의 토크값(N·m)으로 평가하였다. 비틀림 피로시험은 유압식 피로시험기를 이용하고, 도 2a에 나타내는 바와 같이 스플라인부(2a, 2b)를 각각 원반모양의 파지구(3a, 3b)로 조립하고, 파지구(3a, 3b)와의 사이에 주파수: 1∼2Hz로 반복하여 비틀림 토크를 부하함으로써 행하였다.
또한, 마찬가지의 샤프트에 대하여, 그 경화층의 조직을, 광학현미경을 이용하여 관찰하고, 구 오스테나이트 평균입경 및 최대 구 오스테나이트 입경을 구하였다.
구 오스테나이트 평균입경의 측정은 광학현미경에 의해, 400배(1시야의 면적: 0.25mm×0.225mm)에서 1000배(1시야의 면적: 0.10mm×0.09mm)로, 표면으로부터 경화층 두께의 1/5 위치, 1/2 위치 및 4/5위치의 각각의 위치에 대하여 5시야의 관찰을 행하고, 각 위치에서의 평균 구 오스테나이트 입경을 측정하고, 그 최대값을 평균 구 오스테나이트 입경으로 하였다. 한편, 경화층 두께는 표면으로부터 마르 텐사이트 조직의 면적율이 98%로 감소할 때까지의 깊이 영역으로 하였다.
한편, 최대 구 오스테나이트 입경은 400배(1시야의 면적: 0.25mm×0.225mm)로 경화층 두께 방향의 상기 각 위치에서 5시야 상당, 합계 15시야 상당의 면적에 대하여 측정하고, 전(全) 시야내의 입도 분포로부터 아래의 식으로 구해지는 값을 최대입경으로 하였다.
최대입경 = 평균입경+3σ(σ: 표준편차)
한편, 구 오스테나이트 입자의 측정은 경화층의 두께 방향으로 절단한 단면에 대하여, 물 500g에 대하여 피클린산: 50g을 용해시킨 피클린산 수용액에, 도데실벤젠설폰산 나트륨: 11g, 염화제1철 1g 및 옥살산: 1.5g을 첨가한 것을 부식액으로서 작용시키고, 구 오스테나이트 입계를 도 3에 나타내도록 출현시켜 행하였다.
먼저, 도 4에 평균 구 오스테나이트 입경과 비틀림 피로강도와의 관계를 나타낸다.
도 4a에 나타내는 바와 같이 평균입경이 작아질수록, 피로강도가 증가한다는 것이 인정되었다. 그러나, 구 오스테나이트 입경이 12㎛ 이하로 작은 경우, 입경이 같은 정도의 경우라도 피로강도에 차이가 생기는 것이 있고, 이 원인이 입경분포, 특히 최대의 입경에 의존한다는 것을 찾아냈다. 이 점에 있어서 더욱 예의검토를 한 결과, 최대입경이 평균입경의 4배 이하로 되면, 평균입경을 미세화하는 것에 의한 피로강도의 향상 효과가 현저해진다는 것을 알았다. 도 4a에 나타낸, 각 플롯을 최대입경/평균입경이 4 이하인 경우를 □ 또는 ◇, 최대입경/평균입경이 4를 초과한 경우를 ■ 또는 ◆로서 도시하여 고친 것을 도 4b에 나타낸다.
이와 같이, 평균입경 및 최대입경이 피로강도에 영향을 미치는 요인으로서는 아래와 같이 추정된다.
피로파괴의 원인이 되는 불순물원소는 구 오스테나이트 입계에 편석(偏析)하기 쉽다. 따라서, 구 오스테나이트 입계의 입경이 미세하게 될수록 편석하는 면적이 증가하고, 각각의 편석 개소에서의 불순물의 농도가 감소하고, 파괴강도가 증가한다. 또한, 절결 등에 의한 구 오스테나이트 입계에의 응력집중도 입경이 미세하게 되면 분산되어, 각각의 입계에 작용하는 응력이 감소하고, 결과적으로서 피로강도가 증가한다. 이러한 효과는 평균입경에 영향을 줄뿐만 아니라, 최대입경에도 영향을 준다고 추정된다. 즉, 큰 입자의 근방에서는 입계의 면적이 적기 때문에, 불순물의 농화(濃化)도 진행되기 쉽다. 또한 응력의 분산도 생기기 어렵다고 생각된다.
평균입경의 4배를 초과하는 것 같은 큰 입자가 존재하면, 상기와 같은 작용에 의해 피로강도를 저하시킬 가능성이 증가하는 것이라고 추정된다.
특히, 구 오스테나이트 입자의 최대입경은 20㎛ 이하이면, 광범위한 부품형상에 있어서 큰 피로강도의 향상이 안정하게 기대할 수 있다. 더 바람직하게는, 평균입경을 5㎛ 이하로 한다. 더 바람직하게는, 평균입경을 4㎛로 한다.
다음에, 도 5a, 도 5b는 비틀림 피로강도에 미치는, 경화층의 평균 구 오스테나이트 입경과, 최대 구 오스테나이트 입경/평균 구 오스테나이트 입경과의 영향을 나타내는 그래프이다. 평균 구 오스테나이트 입경이 12㎛ 이하인 경우에, 최대 구 오스테나이트 입경/평균 구 오스테나이트 입경이 4 이하로 함으로써, 피로강도 가 현저하게 향상할 수 있음을 알 수 있다. 또한, 평균 오스테나이트 입경을 5㎛ 이하, 나아가서는 3㎛ 이하로 하면, 최대 구 오스테나이트 입경/평균 구 오스테나이트 입경이 4 이하인 것에 의한 피로강도 향상 효과가 더욱 현저해짐을 알 수 있다.
도 6a, 도 6b에, 비틀림 피로강도에 미치는, 800℃ 미만의 가공율 및 고주파가열시의 최고도달온도(가열온도) 및 승온속도의 영향을 나타낸다. 도 6a, 도 6b로부터, 800℃ 미만의 온도영역의 가공율이 25% 이상, 고주파 담금질시의 최고도달온도가 1000℃ 이하 및 승온속도가 400℃／s 이상인 조건하에서 뛰어난 피로특성을 얻을 수 있음을 알 수 있다.
또한, 평균 구 오스테나이트 입경과, 최대 구 오스테나이트 입경/평균 구 오스테나이트 입경이 전동 피로특성에 미치는 영향을 조사하였다. 상기 a강 또는 b강에 나타내는 성분조성의 강소재를 150kg 진공용해로에서 용제하여, 150mm 각으로 열간단조 후, 더미 빌렛트를 제조하고, 여러 가지의 조건으로 열간가공, 냉간인발가공을 행한 후, 절삭을 실시하여 12mmφ의 봉강으로 하였다. 이 봉강의 표면에 여러 가지의 조건으로 고주파 담금질을 실시하고, 소정의 길이로 절단하여 전동 피로시험편으로서, 도 2b에 나타낸 레이디얼(radial)형 전동 피로시험을 실시하였다.
도 7a, 도 7b에는 이 시험 결과를 나타낸다. 상술한 비틀림 피로의 경우와 마찬가지로, 평균 구 오스테나이트 입경이 12㎛ 이하인 경우에, 최대 구 오스테나이트 입경/평균 구 오스테나이트 입경을 4 이하로 함으로써, 피로강도를 현저하게 향상할 수 있음을 알 수 있다. 또한, 평균 오스테나이트 입경을 5㎛ 이하, 나아가 서는 3㎛ 이하로 하면, 최대 구 오스테나이트 입경/평균 구 오스테나이트 입경이 4 이하인 것에 의한 피로강도향상 효과가 더욱 현저해짐을 알 수 있다.
한편, 상술한 도 4a, 도 4b∼6도 6a, 도 6b을 얻는 데에 사용한 시험 결과를 표 1-1, 표 1-2에, 도 7a, 도 7b을 얻는 데에 사용한 결과를 표 2-1, 표 2-2에, 각각 나타낸다. 한편, 전동 피로특성은 파손에 이르기까지의 시간을, 종래품에 상당하는 표 2-1 중의 시험 No.1의 같은 시간에 대한 비교로서 나타냈다.
[표 1-1]
Figure 112006076827730-PCT00001
[표 1-2]
Figure 112006076827730-PCT00002
[표 2-1]
Figure 112006076827730-PCT00003
[표 2-2]
Figure 112006076827730-PCT00004
여기에서, 구 오스테나이트 입자의 평균입경을 12㎛ 이하, 더욱 최대입경을 평균입경의 4배 이하로 하기 위해서는 고주파 담금질전의 조직에, 균일 미세한 베 이나이트 조직 및/또는 마르텐사이트 조직을 함유시켜 두는 방법이 유리하게 적합하다. 이하에, 이 방법에 대하여 설명한다.
즉, 고주파 담금질전 조직에 관하여는 베이나이트 조직 및/또는 마르텐사이트 조직의 조직분율 10vol% 이상, 바람직하게는 25 vo1% 이상으로 한다. 담금질전 조직에 베이나이트 조직 혹은 마르텐사이트 조직이 많으면, 베이나이트 조직 혹은 마르텐사이트 조직은 탄화물이 미세하게 분산된 조직이기 때문에, 담금질 가열시에 오스테나이트의 핵생성 사이트인 페라이트/탄화물계면의 면적이 증가하고, 생성한 오스테나이트는 미세화하기 때문에, 담금질 경화층의 구 오스테나이트 입경을 미세화하는데도 유효하게 기여한다. 담금질 가열시에 오스테나이트 입경이 미세화함으로써 입계강도가 상승하여, 피로강도는 향상한다.
균일 미세한 베이나이트 조직 및/또는 마르텐사이트 조직의 조직분율을 10vo1% 이상으로 하기 위해서는, 후술하는 성분조성의 강을 800∼1000℃에서의 총가공율이 80% 이상으로 되는 열간가공을 실시하고, 이 열간가공 후에 700∼500℃의 온도영역을 0.2℃／s 이상의 냉각속도로 냉각하면 좋다. 왜냐하면, 800∼1000℃에서의 총가공율이 80% 미만이면, 충분히 균일 미세한 베이나이트 조직 혹은 마르텐사이트 조직을 얻을 수 없기 때문이다. 또한, 열간가공 후에 700∼500℃의 온도영역을 0.2℃／s 이상의 냉각속도로 냉각하지 않으면, 베이나이트 조직 및/또는 마르텐사이트 조직을 합계로 10vo1% 이상으로 할 수 없다.
또한, 고주파 담금질 후의 경화층에 대하여, 구 오스테나이트의 평균입경 및 최대입경을 미세화하기 위해서는, 고주파 담금질 전에 800℃ 미만의 온도영역에서 20% 이상의 가공을 실시할(제2가공공정) 필요가 있다. 800℃ 미만의 온도영역에서의 가공은 열간가공공정으로, 상기 냉각속도의 냉각 전(700∼800℃ 미만의 온도영역)으로 행하여도 좋고, 냉각 후에 별도 냉간가공을 실시하거나, 혹은 A1변태점 이하의 온도로 재가열하여 온간가공(溫間加工)을 실시하여도 좋다. 800℃ 미만에서의 가공율은 30% 이상으로 하는 것이 더 바람직하다.
한편, 가공법으로서는, 예컨대 냉간단조, 냉간인발, 전조가공, 쇼트(shot) 등을 들 수 있다.
다음에, 이러한 전조직(前組織)을 얻기 위한 바람직한 강성분에 대하여 설명한다.
C: 0.3∼1.5질량%
C는 담금질성에의 영향이 가장 큰 원소이며, 담금질 경화층의 경도 및 깊이를 높여서 피로강도의 향상에 유효에 기여한다. 그러나, 함유량이 0.3질량%에 달하지 않으면, 필요하게 되는 피로강도를 확보하기 위하여 담금질 경화층 깊이를 비약적으로 향상시키지 않으면 안 되고, 그때 담금질 균열의 발생이 현저하게 되고, 또한 베이나이트 조직도 생성하기 어려워지기 때문에, 0.3질량% 이상을 첨가한다. 한편, 1.5질량%를 초과하여 함유시키면, 입계강도가 저하하고, 그에 따른 피로강도도 저하하며, 또한 절삭성, 냉간단조성 및 내담금질 균열성도 저하한다. 이 때문에, C는 0.3∼1.5질량%의 범위로 한정하였다. 바람직하게는 0.4∼0.6질량%의 범위이다.
Si: 3.0질량% 이하
Si는 탈산제로서 작용할 뿐만 아니라, 강도의 향상에도 유효하게 기여하지만, 함유량이 3.0질량%를 초과하면, 피삭성 및 단조성의 저하를 초래하기 때문에, Si양은 3.0질량% 이하가 바람직하다.
한편, 강도 향상을 위해서는, 0.05질량% 이상으로 하는 것이 바람직하다.
Mn: 2.0질량% 이하
Mn은 담금질성을 향상시켜, 담금질시의 경화층 깊이를 확보하기 위해 유용한 성분이므로 첨가한다. 함유량이 0.2질량% 미만에서는 그 첨가 효과가 부족하므로, 0.2질량% 이상이 바람직하다. 더 바람직하게는 0.3질량% 이상이다. 한편, Mn양이 2.0질량%를 초과하면 담금질 후의 잔류 오스테나이트가 증가하고, 오히려 표면경도가 저하하고, 나아가서는 피로강도의 저하를 초래하므로, Mn은 2.0질량% 이하가 바람직하다. 한편, Mn은 함유량이 많으면, 모재(母材)의 경질화를 초래하고, 피삭성이 불리하게 되는 경향이 있으므로, 1.2질량% 이하로 하는 것이 바람직하다. 더 바람직하게는 1.0질량% 이하이다.
A1: 0.25질량% 이하
A1은 탈산에 유효한 원소이다. 또한, 담금질 가열시에서의 오스테나이트 입자성장을 억제함으로써 담금질 경화층의 입경을 미세화하기 위해서도 유용한 원소이다. 그러나, 0.25질량%를 초과하여 함유시켜도 그 효과는 포화하고, 오히려 성분 비용의 상승을 초래하는 불리점이 생기므로, Al은 0.25질량% 이하의 범위에서 함유시키는 것이 바람직하다. 바람직하게는 0.001∼0.10질량%의 범위이다.
본 발명에서는 이상의 4성분을 기본성분으로 하고, 이들 기본성분에 있어서, 다음의 식(1)을 만족하는 것이 중요하다.
C1 /2(1+0.7Si)(1+3Mn)＞2.0 … (1)
이는 (1)식을 만족하도록, C, Si, Mn의 함유량을 조정함으로써, 고주파 담금질 전(前)조직으로서, 베이나이트와 마르텐사이트의 합계 조직분율을 10vo1% 이상으로 하는 것이 가능하게 되고, 고주파 담금질 후의 경화층을 본 발명의 조직으로 하는 것이 가능하게 된다. 또한, (1)식의 값이 2.0 이하에서는 고주파 담금질 후의 경화층의 경도도 작아지고, 또한, 경화층 깊이를 충분히 확보하는 것도 곤란하게 된다.
이상, 기본성분에 대하여 설명하였지만, 본 발명에서는 그 밖에도, 이하에 서술하는 6성분 중 1종 또는 2종 이상을 적당히 함유시킬 수 있다.
Cr: 2.5질량% 이하
Cr은 담금질성의 향상에 유효하고, 경화 깊이를 확보하기 위해 유용한 원소이다. 그러나, 과도하게 함유되면 탄화물을 안정화시켜 잔류 탄화물의 생성을 조장하고, 입계강도를 저하시켜서 피로강도를 열화시킨다. 따라서, Cr의 함유는 극력 저감하는 것이 바람직하지만, 2.5질량%까지는 허용할 수 있다. 바람직하게는 1.5질량% 이하이다. 한편, 담금질성을 향상시키기 위해서는 0.03질량% 이상으로 하는 것이 바람직하다.
Mo: 1.0질량% 이하
Mo는 오스테나이트 입자의 성장을 억제하기 위해 유용한 원소이며, 그것을 위해서는 0.05질량% 이상으로 함유하는 것이 바람직하지만, 1.0질량%를 초과하여 첨가하면, 피삭성의 열화를 초래하기 때문에, Mo는 1.0질량% 이하로 하는 것이 바람직하다.
Cu: 1.0질량% 이하
Cu는 담금질성의 향상에 유효하고, 또한 페라이트중에 고용(固溶)하고, 이 고용 강화에 의해, 피로강도를 향상시킨다. 또한, 탄화물의 생성을 억제함으로써, 탄화물에 의한 입계강도의 저하를 억제하여, 피로강도를 향상시킨다. 그러나, 함유량이 1.0질량%를 초과하면, 열간가공시에 균열이 발생하기 때문에, 1.0질량% 이하의 첨가로 하는 것이 바람직하다. 한편, 더 바람직하게는 0.5질량% 이하이다. 한편, 0.03질량% 미만의 첨가에서는 담금질성의 향상 효과 및 입계강도의 저하 억제효과가 작으므로, 0.03질량% 이상 함유시키는 것이 바람직하다.
Ni: 2.5질량% 이하
Ni는 담금질성을 향상시키는 원소이므로, 담금질성을 조정하는 경우에 사용한다. 또한, 탄화물의 생성을 억제하고, 탄화물에 의한 입계강도의 저하를 억제하여, 피로강도를 향상시키는 원소이기도 한다. 그러나, Ni는 극히 고가의 원소이며, 2.5질량%를 초과하여 첨가하면 강재의 비용이 상승하므로, 2.5질량% 이하의 첨가로 하는 것이 바람직하다. 한편, 0.05질량% 미만의 첨가에서는 담금질성의 향상 효과 및 입계강도의 저하 억제효과가 작으므로, 0.05질량% 이상으로 함유시키는 것이 바람직하다. 더 바람직하게는 0.1∼1.0질량%이다.
Co: 1.0질량% 이하
Co는 탄화물의 생성을 억제하여, 탄화물에 의한 입계강도의 저하를 억제하고, 피로강도를 향상시키는 원소이다. 그러나, Co는 극히 고가의 원소이며, 1.0질량%를 초과하여 첨가하면 강재의 비용이 상승하므로, 1.0질량% 이하의 첨가로 한다. 한편, 0.01질량% 미만의 첨가에서는 입계강도의 저하 억제효과가 작기 때문에, 0.01질량% 이상은 첨가하는 것이 바람직하다. 더 바람직하게는 0.02∼0.5질량%이다.
V: 0.5질량% 이하
V는 강 중에서 C, N과 결합하여 석출강화 원소로서 작용한다. 또한, 뜨임 연화 저항성을 향상시키는 원소이며, 이들의 효과에 의해 피로강도를 향상시킨다. 그러나, 0.5질량%를 초과하여 함유시켜도 그 효과는 포화하기 때문에, 0.5질량% 이하로 하는 것이 바람직하다. 한편, 0.01질량% 미만의 첨가에서는 피로강도의 향상 효과가 작기 때문에, 0.01질량% 이상으로 첨가하는 것이 바람직하다. 더 바람직하게는 0.03∼0.3질량%의 범위이다.
W: 1.0질량% 이하
W는 오스테나이트 입자의 성장을 억제하기 위해 유용한 원소이며, 그것을 위해서는 0.005질량% 이상으로 함유하는 것이 바람직하지만, 1.0질량%를 초과하여 첨가하면, 피삭성의 열화를 초래하기 때문에, W는 1.0질량% 이하로 하는 것이 바람직하다.
상기 6성분 중 1종 또는 2종 이상을, 기본성분에 첨가하는 경우는 상기한 식(1)과 마찬가지의 이유로부터, 다음의 식(2)을 만족할 필요가 있다.
C1 /2(1+0.7Si)(1+3Mn)(1+2.1Cr)(1+3.0Mo)(1+0.4Cu)(1+0.3Ni)(1+5.0V)(1+0.5W)＞ 2.0 … (2)
또한, 본 발명에서는 Ti: 0.1질량% 이하, Nb: 0.1질량% 이하, Zr: 0.1질량% 이하, B: 0.01질량% 이하, Ta: 0.5질량% 이하, Hf: 0.5질량% 이하 및 Sb: 0.015질량% 이하 중에서 선택된 1종 또는 2종 이상을 함유시킬 수 있다.
Ti: 0.1질량% 이하
Ti는 불가피 불순물로서 혼입하는 N과 결합함으로써, B가 BN으로 되어 B의 담금질성 향상 효과가 소실하는 것을 방지하여, B의 담금질성 향상 효과를 충분히 발휘시키는 작용을 갖는다. 이 효과를 얻기 위해서는 0.005질량% 이상으로 함유하는 것이 바람직하지만, 0.1질량%를 초과하여 함유되면 TiN이 다량으로 형성되는 결과, 이것이 피로 파괴의 기점이 되어 피로강도의 현저한 저하를 초래하기 때문에, Ti는 0.1질량% 이하로 하는 것이 바람직하다. 바람직하게는 0.01∼0.07질량%의 범위이다.
Nb: 0.1질량% 이하
Nb는 담금질성의 향상 효과가 있을 뿐만 아니라, 강 중에서 C, N과 결합하여 석출강화 원소로서 작용한다. 또한, 뜨임 연화 저항성을 향상시키는 원소이기도 하고, 이들의 효과에 의해 피로강도를 향상시킨다. 그러나, 0.1질량%를 초과하여 함유시켜도 그 효과는 포화하므로, 0.1질량% 이하로 하는 것이 바람직하다. 한편, 0.005질량% 미만의 첨가에서는 석출강화 작용 및 뜨임 연화 저항성의 향상 효과가 작기 때문에, 0.005질량% 이상 첨가하는 것이 바람직하다. 더 바람직하게는 0.01∼0.05질량%이다.
Zr: 0.1질량% 이하
Zr은 담금질성 향상 효과가 있을 뿐만 아니라, 강 중에서 C, N과 결합하여 석출강화 원소로서 작용한다. 또한, 뜨임 연화 저항성을 향상시키는 원소이며, 이들의 효과에 의해 피로강도를 향상시킨다. 그러나, 0.1질량%를 초과하여 함유시켜도 그 효과는 포화하기 때문에, 0.1질량% 이하로 하는 것이 바람직하다. 한편, 0.005질량% 미만의 첨가에서는 석출강화 작용 및 뜨임 연화 저항성의 향상 효과가 작기 때문에, 0.005질량% 이상 첨가하는 것이 바람직하다. 또한, 바람직하게는 0.01∼0.05질량%이다.
B: 0.01질량% 이하
B는 입계강화에 의해 피로특성을 개선할 뿐만 아니라, 강도를 향상시키는 유용한 원소이며, 바람직하게는 0.0003질량% 이상으로 첨가하지만, 0.01질량%를 초과하여 첨가하여도, 그 효과는 포화하기 때문에, 0.01질량% 이하로 한정하였다.
Ta: 0.5질량% 이하
Ta는 미크로 조직 변화의 지연에 대하여 효과가 있고, 피로강도, 특히 전동 피로의 열화를 방지하는 효과가 있으므로, 첨가하여도 좋다. 그러나, 그 함유량이 0.5질량%를 초과하여 함유량을 증가시켜도, 그 이상 강도 향상에 기여하지 않으므로, 0.5질량% 이하로 한다. 한편, 피로강도의 향상 작용을 발현시키기 위해서는 0.02질량% 이상으로 하는 것이 바람직하다.
Hf: 0.5질량% 이하
Hf는 미크로 조직 변화의 지연에 대하여 효과가 있고, 피로강도, 특히 전동 피로의 열화를 방지하는 효과가 있으므로, 첨가하여도 좋다. 그러나, 그 함유량이 0.5질량%를 초과하여 함유량을 증가시켜도, 그 이상 강도 향상에 기여하지 않으므로, 0.5질량% 이하로 한다. 한편, 피로강도의 향상 작용을 발현시키기 위해서는 0.02질량% 이상으로 하는 것이 바람직하다.
Sb: 0.015질량% 이하
Sb는 미크로 조직 변화의 지연에 대하여 효과가 있고, 피로강도, 특히 전동 피로의 열화 방지하는 효과가 있으므로, 첨가하여도 좋다. 그러나, 그 함유량이 0.015질량%를 초과하여 함유량을 증가시키면 인성(靭性)이 열화하므로, 0.015질량% 이하, 바람직하게는 0.010질량% 이하로 한다. 한편, 피로강도의 향상 작용을 발현시키기 위해서는 0.005질량% 이상으로 하는 것이 바람직하다.
상기 7성분 중 1종 또는 2종 이상을, 기본성분에 첨가하는 경우는 상기한 식(1)과 마찬가지의 이유로부터, 다음의 식(3)을 만족할 필요가 있다.
C1 /2(1+0.7Si)(1+3Mn)(1+2.1Cr)(1+3.0Mo)(1+0.4Cu)(1+0.3Ni)(1+5.0V)(1+1000B)(1+0.5W)＞2.0 … (3)
또한, 본 발명에서는 S: 0.1질량% 이하, Pb: 0.1질량% 이하, Bi: 0.1질량% 이하, Se: 0.1질량% 이하, Te: 0.1질량% 이하, Ca: 0.01질량% 이하, Mg: 0.01질량% 이하 및 REM: 0.1질량% 이하를 함유시킬 수 있다.
S: 0.1질량% 이하
S는 강 중에서 MnS를 형성하고, 절삭성을 향상시키는 유용원소이지만, 0.1질량%를 초과하여 함유시키면 입계에 편석하여 입계강도를 저하시키기 때문에, S는 0.1질량% 이하로 제한하였다. 바람직하게는 0.04질량% 이하이다.
Pb: 0.1질량% 이하
Bi: 0.1질량% 이하
Pb 및 Bi는 모두, 절삭시의 용융, 윤활 및 취화작용(脆化作用)에 의해, 피삭성을 향상시키므로, 이 목적으로 첨가할 수 있다. 그러나, Pb: 0.1질량%, Bi: 0.1질량%를 초과하여 첨가하여도 효과가 포화할 뿐만 아니라 성분 비용이 상승하기 때문에, 각각 상기 범위에서 함유시키는 것으로 하였다. 한편, 피삭성의 개선을 위해서는, Pb는 0.01질량% 이상, Bi는 0.01질량% 이상 함유시키는 것이 바람직하다.,
Se: 0.1질량% 이하
Te: 0.1질량% 이하
Se 및 Te는 각각 Mn과 결합하여 MnSe 및 MnTe를 형성하고, 이것이 칩 브레이커(chip breaker)로서 작용함으로써 피삭성을 개선한다. 그러나, 함유량이 0.1질량%를 초과하면, 효과가 포화할 뿐만 아니라, 성분 비용의 상승을 초래하므로, 어느 것도 0.1질량% 이하로 함유시키는 것으로 하였다. 또한, 피삭성의 개선을 위해서는, Se의 경우는 0.003질량% 이상 및 Te의 경우는 0.003질량% 이상으로 함유시키는 것이 바람직하다.
Ca: 0.01질량% 이하
REM: 0.1질량% 이하
Ca 및 REM은 각각 MnS와 함께 황화물을 형성하고, 이것이 칩 브레이커로서 작용함으로써 피삭성을 개선한다. 그러나, Ca 및 REM을 각각 0.01질량% 및 0.1질량%를 초과하여 함유시켜도, 효과가 포화할 뿐만 아니라, 성분 비용의 상승을 초래하므로, 각각 상기 범위에서 함유시키는 것으로 하였다. 한편, 피삭성의 개선을 위해서는, Ca는 0.0001질량% 이상 및 REM은 0.0001질량% 이상 함유시키는 것이 바람직하다.
Mg: 0.01질량% 이하
Mg는 탈산원소일 뿐만 아니라, 응력집중원(源)으로 되어 피삭성을 개선하는 효과가 있으므로, 필요에 따라 첨가할 수 있다. 그러나, 과잉으로 첨가하면 효과가 포화할 뿐만 아니라, 성분 비용이 상승하기 때문에, 0.01질량% 이하로 함유시키는 것으로 하였다. 한편, 피삭성의 개선을 위해서는, Mg는 0.0001질량% 이상으로 함유시키는 것이 바람직하다.
이상 설명한 원소 이외의 잔부는 Fe 및 불가피 불순물인 것이 바람직하고, 불가피 불순물로서는 P, 0, N을 들 수 있고, 각각 P: 0.10질량%, N: 0.01질량%, 0.008질량% 까지를 각각 허용할 수 있다.
다음에, 본 발명의 제조방법에 대하여 설명한다.
상기한 소정의 성분조성으로 조정한 강재를, 봉강압연 후에 열간단조 등의 열간가공을 실시하여 부품형상으로 하고, 부품의 적어도 일부에 가열온도: 800∼ 1000℃의 조건하에서 고주파 담금질을 실시한다. 이 적어도 일부를 피로강도가 요구되는 부위로 한다.
이 일련의 공정에 있어서, 먼저, 열간가공을 800∼1000℃의 온도영역의 총가공율을 80% 이상으로 행한 후, 700∼500℃의 온도영역을 0.2℃／s 이상의 속도로 냉각하고, 이이서, 800℃ 미만의 온도영역에서 20% 이상의 가공을 실시하거나, 혹은 열간가공을 800∼1000℃의 온도영역의 총가공율이 80% 이상으로 행한 후, 800℃ 미만의 온도영역에서 20% 이상의 가공을 실시한 후, 700∼500℃의 온도영역을 0.2℃／s 이상의 속도로 냉각하는 것, 또한, 이하에 상세히 설명하는 고주파 담금질 조건을 채용함으로써, 구 오스테나이트 입경의 평균입경이 12㎛ 이하이고, 또한 최대입경이 평균입경의 4배 이하인 담금질 조직으로 하는 것이 가능하게 된다.
이하, 각 규제에 대하여 상세히 설명한다.
[가공조건〕
열간가공시의 800∼1000℃에서의 총가공율을 80% 이상으로 하고, 그 후 700∼500℃의 온도영역을 0.2℃／s 이상의 속도로 냉각한다. 이 조건에 의해, 담금질전의 조직을 균일 미세한 베이나이트 및/또는 마르텐사이트 조직으로 할 수 있고, 그 후의 고주파 담금질의 가열시에 오스테나이트 입자가 미세화한다. 더 바람직하게는 냉각속도를 0.5℃／s 이상으로 한다.
또한, 고주파 담금질 전에, 800℃ 미만의 온도영역에서 20% 이상의 가공을 실시한다. 800℃ 이하의 온도영역에서의 가공은 열간가공공정으로, 상기 냉각속도의 냉각 전(700∼800℃ 미만의 온도영역)에서 행하여도 좋고, 냉각 후에 별도 냉간 가공을 실시하거나, 혹은 A1변태점 이하의 온도로 재가열하여 온간가공을 실시하여도 좋다. 800℃ 미만에서의 가공은 30% 이상으로 하는 것이 바람직하다. 한편, 가공법으로서는, 예컨대, 냉간단조, 냉간인발, 전조가공, 쇼트 등을 들 수 있다. 800℃ 이하로 가공을 실시함으로써, 고주파 담금질 전의 베이나이트 혹은 마르텐사이트 조직이 미세화하고, 결과적으로서 고주파 담금질 후에 얻어지는 경화층에서의 구 오스테나이트 입자의 평균입경이 12㎛ 이하이고, 또한 최대입경이 평균입경의 4배 이하의 것으로 되고, 이에 의해, 피로강도가 향상한다.
한편, 여기에서 말하는 가공율이란, 압연, 단조, 신선(伸線)의 경우에는 가공 전후에서의 단면감소율이다. 또한, 단면감소율로 정의할 수 없는 것 같은 쇼트 등과 같은 경우에는 단면감소율에 대응하는 경도 변화에 의해 어림잡는 것으로 한다.
[고주파 담금질 조건]
가열온도를 800∼1000℃로 하고, 600∼800℃를 400℃／s 이상의 승온속도로 승온한다. 가열온도가 800℃ 미만의 경우, 오스테나이트 조직의 생성이 불충분하게 되고, 경화층을 얻을 수 없다. 한편, 가열온도가 1000℃를 초과하면, 오스테나이트 입자의 성장속도가 현저하게 증가하고, 평균입경이 증가함과 동시에, 급성장하는 온도영역에 있어서는 각각의 입자성장 속도에도 현저한 차이가 생기기 쉽기 때문에, 최대입경이 평균입경의 4배 초과하게 되어 피로강도의 저하를 초래한다.
또한, 600∼800℃의 승온속도가 400℃／s 미만의 경우에도 오스테나이트 입 자의 성장이 촉진됨과 동시에 입자의 크기의 편차가 커지고, 최대입경이 평균입경의 4배 초과하게 되어 피로강도의 저하를 초래한다. 이는 승온속도가 느리면 더 낮은 온도로 페라이트로부터 오스테나이트로의 역(逆)변태가 시작하여, 장소에 따라 불균일한 입자성장이 생기기 쉽기 때문이라고 추정된다.
한편, 가열온도는 800∼950℃로 하는 것이 바람직하고, 600∼800℃의 승온속도는 700℃／s 이상인 것이 바람직하다. 더 바람직하게는 1000℃／s 이상이다.
또한, 고주파가열시에 있어서 800℃ 이상의 체류시간이 길어지면, 오스테나이트 입자가 성장하고, 결과적으로서 최대입경이 평균입경의 4배 초과하게 되기 쉬워지므로, 800℃ 이상의 체류시간은 5초 이하로 하는 것이 바람직하다.
실시예
실시예1
본 발명의 기계구조용 부품으로서, 자동차의 구동축, 출력축, 입력축을 모의(模擬)한 샤프트를 제조하였다. 즉, 표 3에 나타내는 성분조성으로 되는 강소재를, 전로(轉爐)에 의해 용제하여, 연속주조에 의해 주조편(鑄造片)으로 하였다. 주조편 치수는 300×400mm이었다. 이 주조편을, 브레이크다운 공정을 거쳐 150mm각(角) 빌렛트로 압연한 후, 마무리온도를 800℃ 이상으로 하여, 표 4-1, 표 4-2에 나타내는 열간가공 조건을 따라 봉강으로 압연하였다. 여기에서, 800∼1000℃의 총가공율은 이 온도범위에서의 단면감소율이다. 또한, 압연 후의 냉각은 표 4-1, 표 4-2에 나타내는 조건으로 하였다.
다음에, 이 봉강을 소정의 길이로 절단한 후, 표면절삭가공과 일부 냉간에서 의 인발가공을 가하여 직경을 조정함과 동시에, 스플라인부의 전조가공을 실시하여 도 1에 나타내는 치수·형상으로 되는 스플라인부(2)를 갖는 샤프트(1)를 제작하였다. 한편, 냉간가공율은 단면감소율이다.
이 샤프트에, 주파수: 15kHz의 고주파 담금질 장치를 사용하여, 표 4-1, 표 4-2에 나타내는 조건하에서 담금질을 행한 후, 가열로를 이용하여 170℃×30분의 조건으로 뜨임을 행하고, 그 후 비틀림 피로강도에 대하여 조사하였다. 여기에서, 일부의 샤프트에 대하여는 뜨임을 생략하여, 비틀림 피로강도의 조사를 행하였다.
한편, 비틀림 피로강도는 샤프트의 비틀림 피로시험에 있어서 파단 반복수가 1×105회일 때의 토크값(N·m)으로 평가하였다. 비틀림 피로시험은 유압식 피로시험기를 이용하고, 도 2에 나타내는 바와 같이 스플라인부(2a, 2b)를 각각 원반모양의 파지구(3a, 3b)로 조립하고, 파지구(3a, 3b)와의 사이에 주파수 1∼2Hz로 반복하여 비틀림 토크를 부하함으로써 행하였다.
또한, 마찬가지의 샤프트에 대하여, 그 경화층을 피클린산을 주성분으로 한 부식액(물 500g에 대하여 피클린산: 50g을 용해시킨 피클린산 수용액에, 도데실벤젠설폰산 나트륨: 11g, 염화제1철: 1g 및 옥살산: 1.5g을 첨가한 것)으로 에칭한 후, 그 조직을 광학현미경을 이용하여 관찰하여, 구 오스테나이트 입자의 평균입경 및 최대입경을 구하였다. 평균입경 및 최대입경의 측정에 있어서는 전술한 방법과 마찬가지로 하였다.
또한, 마찬가지의 샤프트에 대하여, 내담금질 균열성에 대하여도 조사하였 다.
이 내담금질 균열성은 고주파 담금질 후의 스플라인부의 C단면 다섯 곳을 절단·연마하고, 광학현미경(배율: 100∼200배)으로 관찰하였을 때의 담금질 균열 발생 개수로 평가하였다.
얻어진 결과를 표 4-1, 표 4-2에 병기한다.
[표 3]
Figure 112006076827730-PCT00005
[표 4-1]
Figure 112006076827730-PCT00006
[표 4-2]
Figure 112006076827730-PCT00007
표 4-1, 표 4-2로부터 명확한 바와 같이, 구 오스테나이트 입자의 평균입경이 12㎛ 이하이고, 또한 최대입경이 평균입경의 4배 이하인, 담금질 조직을 갖는 샤프트는 모두, 높은 비틀림 피로강도 및 담금질 균열 개수: 0이라는 뛰어난 내담 금질 균열성을 얻을 수 있었다.
이에 대하여, 구 오스테나이트 입자의 평균입경이 12㎛ 이하이고, 또한 최대입경이 평균입경의 4배 이하로 되지 않은 담금질 조직을 갖는 샤프트는 모두 피로강도가 낮다.
실시예2
본 발명의 기계구조용 부품으로서, 도 8에 나타내는 크랭크샤프트를 제조하였다.
즉，이 크랭크샤프트(4)는 실린더에의 저널부(5), 피스톤용 커넥팅로드(connecting rod)의 베어링부인 크랭크핀부(6), 크랭크웹부(7) 및 카운터 웨이트부(8)를 구비하고 있고, 특히, 저널부(5) 및 크랭크핀부(6)에는 고주파 담금질을 실시하여, 그 피로강도의 향상을 도모하고 있다.
표 3에 나타내는 성분조성으로 되는 강소재를, 전로에 의해 용제하여, 연속 주조에 의해 주조편으로 하였다. 주조편 치수는 300×400mm이었다. 이 주조편을, 열간압연에 의해 90mmφ의 봉강으로 압연하였다. 이어서, 이 봉강을 소정의 길이로 절단한 후, 700∼1100℃의 온도범위에서 굽힘에서 마무리까지의 각 열간단조를 행하고, 또한 버(burr) 제거를 행하여 c크랭크샤프트 형상으로 형성한 후, 표 5-1, 표 5-2에 나타내는 속도로 냉각하였다. 열간단조에 있어서는, 단조공정을 복수의 공정으로 분할하고, 최종단(最終段)의 단조공정을 700∼800℃ 미만으로 행하고, 그 이외의 단조공정은 800∼1000℃에서 행하였다. 그때, 각각의 단조공정에서의 크랭크핀부(6)의 직경을 조정함으로써, 800∼1000℃의 총가공율 및 700∼800℃ 미만의 총가공율을 조정하였다.
다음에, 도 9에 나타내는 크랭크샤프트 단면도와 같이 크랭크샤프트의 크랭크핀부 및 저널부의 표면에, 각각 표 5-1, 표 5-2에 나타내는 조건으로 고주파 담금질을 행하여 담금질 조직층(9)을 형성시킨 뒤, 가열로를 이용하여 170℃, 30분의 뜨임을 행하고, 또한 마무리가공을 실시하여, 제품으로 하였다. 여기에서, 일부의 크랭크샤프트에 대하여는 뜨임을 생략하였다.
이렇게 하여 얻어진 크랭크샤프트의 굽힘 피로수명에 대하여 조사한 결과를, 표 5-1, 표 5-2에 나타낸다.
여기에, 크랭크샤프트의 굽힘 피로수명은 다음과 같이 하여 평가하였다.
도 10에 나타내는 바와 같이, 크랭크샤프트의 단부(端部)는 고정한 상태에서, 각 커넥팅로드에 일정한 반복 하중(5000N)을 부하하는 내구시험을 행하고, 그때의 핀부 또는 저널부가 파손할 때까지의 반복수에 의해, 굽힘 피로수명을 평가하였다.
또한, 마찬가지의 크랭크샤프트에 대하여, 경화층의 구 오스테나이트 평균 입경 및 구 오스테나이트 최대입경을, 전술한 방법과 마찬가지의 방법으로 구하였다.
이들의 결과도 표 5-1, 표 5-2에 병기한다.
[표 5-1]
Figure 112006076827730-PCT00008
[표 5-2]
Figure 112006076827730-PCT00009
표 5-1, 표 5-2로부터 명확한 바와 같이, 경화층이 구 오스테나이트 입자의 평균입경이 12㎛ 이하이고, 또한 최대입경이 평균입경의 4배 이하인, 담금질 조직을 갖는 크랭크샤프트는 모두, 파손까지의 반복수가 9×106회 이상이라는 뛰어난 굽 힘 피로수명을 얻을 수 있었다.
이에 대하여, 구 오스테나이트 입자의 평균입경이 12㎛ 이하이고, 또한 최대입경이 평균입경의 4배 이하로 되지 않는 비교예에서는 굽힘 피로강도가 떨어지고 있다.
실시예3
본 발명의 기계구조용 부품으로서, 도 11에 나타낸, 구동축(10)으로부터의 동력을 차륜의 허브(11)에 전달하기 위하여 개재시키는, 등속죠인트(12)을 제조하였다.
이 등속죠인트(12)은 외륜(13) 및 내륜(14)의 조합으로 이루어진다.
즉, 외륜(13)의 마우스부(13a)의 내면에 형성한 볼 궤도홈에 끼우는 볼(15)을 통하여, 마우스부(13a)의 내측으로 내륜(14)을 요동(搖動)가능하게 고정하여 되고, 이 내륜(14)에 구동축(10)을 연결하는 한편, 외륜(13)의 스템부(13b)를 허브(11)에, 예컨대 스플라인 결합시킴으로써, 구동축(10)으로부터의 동력을 차륜의 허브(11)에 전달하는 것이다.
표 3에 나타내는 성분조성으로 되는 강소재를, 전로에 의해 용제하여, 연속 주조에 의해 주조편으로 하였다. 주조편 치수는 300×400mm이었다. 이 주조편을, 브레이크다운 공정을 거쳐 150mm각 빌렛트로 압연한 뒤, 50mmφ의 봉강으로 압연하였다.
다음에, 이 봉강을 소정길이로 절단한 후, 800℃ 이상의 온도에서 표 6-1, 표 6-2 또는 표 7-1, 표 7-2에 나타내는 조건에서 열간단조를 행하고, 등속죠인트 외륜의 마우스부(외경: 60mnm) 및 스템부(직경: 20mm)를 일체로 형성하고, 이어서 절삭 또는 냉간단조에 의해 등속죠인트 외륜의 마우스부 내면의 볼 궤도홈 등의 형성을 행함과 아울러, 절삭가공 또는 전조가공에 의해 등속죠인트 외륜의 스템부에 스플라인 축으로 하는 형성을 행하였다 . 열간단조 후의 냉각은 표 6-1, 표 6-2 또는 표 7-1, 표 7-2에 나타내는 조건으로 하였다. 열간단조, 전조가공에서의 총가공율은 고주파 담금질이 실시되는 부위의 축방향에 직교하는 단면의 단면적 변화율을 조정하는 것으로 행하였다.
그리고, 도 12 또는 도 13에 나타내는 바와 같이, 이 등속죠인트 외륜(13)의 마우스부(13a)의 내주면 또는 스템부(13b)의 외주면에, 주파수: 15kHz의 고주파 담금질 장치를 사용하여, 담금질을 행하여 담금질 조직층(16)을 형성한 후, 가열로를 이용하여 180℃×2h의 조건으로 뜨임을 행하여 제품으로 하였다.
여기에서, 담금질 조건은 표 6-1, 표 6-2 또는 표 7-1, 표 7-2에 나타내는 조건으로 하였다. 또한, 일부의 등속죠인트 외륜에 대하여는 뜨임을 생략하였다. 이렇게 하여 얻어진 등속죠인트 외륜은 그 마우스부에 볼(강구(鋼球))을 통하여, 구동축을 연결한 내륜을 장착함과 아울러, 스템부를 허브에 끼워 결합시킴으로써, 등속죠인트 유닛으로 하였다(도 11 참조). 한편, 볼, 내륜 및 허브의 사양은 아래와 같다.
아 래
볼: 고탄소 크롬 베어링강 SUJ2의 담금질 뜨임 강
내륜: 크롬 SCr의 침탄(浸炭) 담금질 뜨임 강
허브: 기계구조용 탄소강
다음에, 이 등속죠인트 유닛을 이용하여, 구동축의 회전운동을 등속죠인트의 내륜 그리고 외륜을 거쳐 허브에 전달하는 동력전달계에 있어서, 마우스부의 내주면에 고주파 담금질을 실시한 것에 대하여는 전동 피로강도에 관한 내구시험을, 스템부의 외주면에 고주파 담금질을 실시한 것에 대하여는 비틀림 피로강도에 관한 내구시험을 행하였다.
전동 피로시험은 토크: 900N·m, 작동각(외륜의 축선과 구동축 축선이 이루는 각도): 20°및 회전수: 300rpm의 조건하에서 동력전달을 행하고, 마우스부의 내주부분이 전동 피로파괴할 때까지의 시간을 전동 피로강도로서 평가하였다.
또한, 이 동력전달계에 있어서, 비틀림 피로강도에 관한 내구시험을 실시하였다. 여기에서의 비틀림 피로시험은 등속죠인트 유닛의 작동각(외륜의 축선과 구동축 축선이 이루는 각도): 0°로 하고, 최대토크: 4900N·m의 비틀림 피로시험기를 이용하여, 허브와 구동축과의 사이에 비틀림력을 부하하도록 하고, 스템부의 최대토크를 변화시킴으로써 양(兩) 진동으로 응력조건을 바꾸어 행하고, 1×105회의 수명으로 되는 응력을 비틀림 피로강도로서 평가하였다.
한편, 비틀림 피로시험에 있어서는, 등속죠인트 외륜의 비틀림 피로를 평가하기 위하여, 허브, 구동축의 강도가 충분히 커지도록, 허브, 구동축 형상, 치수를 조정하였다.
마찬가지로, 전동 피로시험에 있어서도, 등속죠인트 내륜 및 강구 등의 치 수, 형상을, 내구시험시에 등속죠인트 외륜 내주면이 최약부(最弱部)로 되도록 설정하였다.
또한, 마찬가지의 조건으로 제작한 등속죠인트 외륜에 대하여, 경화층의 평균 구 오스테나이트 입경 및 최대 구 오스테나이트 입경을, 전술한 방법과 마찬가지의 방법으로 구하였다.
표 6-1, 표 6-2 또는 표 7-1, 표 7-2에는 이들의 결과도 병기한다.
[표 6-1]
Figure 112006076827730-PCT00010
[표 6-2]
Figure 112006076827730-PCT00011
[표 7-1]
Figure 112006076827730-PCT00012
[표 7-2]
Figure 112006076827730-PCT00013
표 6-1, 표 6-2 또는 표 7-1, 표 7-2로부터 명확한 바와 같이, 경화층이 구 오스테나이트 입자의 평균입경이 12㎛ 이하이고, 또한 최대입경이 평균입경의 4배 이하인, 담금질 조직을 갖는 등속죠인트 외륜은 모두, 좋은 전동 피로특성 및 비틀림 피로강도를 얻을 수 있었다.
이에 대하여, 구 오스테나이트 입자의 평균입경이 12㎛ 이하이고, 또한 최대입경이 평균입경의 4배 이하로 되지 않는 경우, 전동 피로특성, 비틀림 피로특성 모두 나쁘다.
실시예4
본 발명의 기계구조용 부품으로서, 도 14에 나타낸, 구동축(10)으로부터 동력을 차륜의 허브(11)에 전달하기 위하여 개재시키는, 등속죠인트(12)을 제조하였다.
이 등속죠인트(12)는 외륜(13) 및 내륜(14)의 조합으로 이루어진다.
즉, 외륜(13)의 마우스부(13a)의 내면에 형성한 볼 궤도홈에 끼우는 볼(15)을 통하여, 마우스부(13a)의 내측으로 내륜(14)을 요동가능하게 고정하여 되고, 이 내륜(14)에 구동축(10)을 연결하는 한편, 외륜(13)의 스템부(13b)를 허브(11)에, 예컨대 스플라인 결합시킴으로써, 구동축(10)으로부터의 동력을 차륜의 허브(11)에 전달하는 것이다.
표 3에 나타내는 성분조성으로 되는 강소재를, 전로에 의해 용제하고, 연속 주조에 의해 주조편으로 하였다. 주조편 치수는 300×400mm이었다. 이 주조편을, 브레이크다운 공정을 거쳐 150mm 각 빌렛트로 압연한 뒤, 55mmφ의 봉강으로 압연하였다.
다음에, 이 봉강을 소정길이로 절단후, 열간단조에 의해 등속죠인트 내륜(외경: 45mm 및 내경: 20mm)을 형성하고, 이어서 절삭가공 또는 전조가공에 의해 끼움결합면에 스플라인 결합을 위한 홈을 형성하였다. 또한, 절삭가공 또는 냉간단조 에 의해, 볼의 전동면을 형성하였다. 열간단조 후의 냉각은 표 8-1, 표 8-2 또는 표 9-1, 표 9-2에 나타내는 조건으로 하였다. 여기에서, 열간단조, 냉간단조에서의 총가공율은 전동면의 축방향에 직교하는 단면의 단면감소율을 조정하는 것으로 행하였다.
도 15 또는 도 16에 나타내는 바와 같이, 이 등속죠인트 내륜의 구동축과의 끼움결합면(14b) 또는 등속죠인트 외륜과의 사이에 개재하는 볼의 전동면(轉動面, 14a)에, 주파수: 15Hz의 고주파 담금질 장치를 사용하여, 표 8-1, 표 8-2 또는 표 9-1, 표 9-2에 나타내는 조건하에서 담금질을 행하여 담금질 조직층(16)으로 한 후, 가열로를 이용하여 180℃×2h의 조건으로 뜨임을 행하여 담금질하였다. 한편, 일부의 등속죠인트에 대하여는 뜨임을 생략하였다. 이렇게 하여 얻어진 등속죠인트 내륜은 그 끼움결합면에 구동축을 끼워 맞춤과 아울러, 등속죠인트 외륜의 마우스부에 볼(강구)을 통하여 장착하고, 한편 등속죠인트 외륜의 스템부에 허브를 끼워 맞춤으로써, 등속죠인트 유닛으로 하였다(도 11 참조). 한편, 볼, 외륜, 구동축 및 허브의 사양은 아래와 같다.
아 래
볼: 고탄소 크롬 베어링강 SUJ2의 담금질 뜨임 강
외륜: 기계구조용 탄소강의 고주파 담금질 뜨임 강
허브: 기계구조용 탄소강의 고주파 담금질 뜨임 강
구동축: 기계구조용 탄소강의 고주파 담금질 뜨임 강
다음에, 이 등속죠인트를 사용하여, 구동축의 회전운동을 등속죠인트의 내륜 그리고 내륜을 거쳐 허브에 전달하는 동력전달계에 있어서, 구동축과의 끼움결합면에 고주파 담금질을 실시한 것에 대하여는 구동축의 끼움결합부의 미끄럼 전동 피로강도에 관한 내구시험을, 볼의 전동면에 고주파 담금질을 실시한 것에 대하여는 볼의 전동면의 전동 피로강도에 관한 내구시험을 행하였다.
전동 피로시험은 토크: 900N·m, 작동각(내륜의 축선과 구동축 축선이 이루는 각도): 20°및 회전수: 300rpm의 조건하에서 동력전달을 행하고, 등속죠인트 내륜의 전동면에 박리가 생길 때까지의 시간을 전동 피로강도로서 평가하였다. 한편, 여기에서 구동축, 등속죠인트 외륜 등의 치수, 형상은 내구시험시에 등속죠인트 없는 륜(輪)이 최약부로 되도록 설정하였다.
또한, 마찬가지의 조건으로 제작한 등속죠인트 내륜에 대하여, 경화층의 평균 구 오스테나이트 입경 및 최대 구 오스테나이트 입경을, 전술한 방법과 마찬가지의 방법으로 구하였다.
표 8-1, 표 8-2 또는 표 9-1, 표 9-2에는 이들의 결과도 병기한다.
[표 8-1]
Figure 112006076827730-PCT00014
[표 8-2]
Figure 112006076827730-PCT00015
[표 9-1]
Figure 112006076827730-PCT00016
[표 9-2]
Figure 112006076827730-PCT00017
표 8-1, 표 8-2 또는 표 9-1, 표 9-2로부터 명확한 바와 같이, 경화층이 구 오스테나이트 입자의 평균입경이 12㎛ 이하이고, 또한 최대입경이 평균입경의 4배 이하인, 담금질 조직을 갖는 등속죠인트 내륜은 모두, 뛰어난 피로특성을 얻을 수 있었다.
이에 대하여, 구 오스테나이트 입경의 평균입경이 12㎛ 이하이고, 또한 최대입경이 평균입경의 4배 이하로 되지 않는 경우, 피로특성은 나쁘다.
실시예5
본 발명의 기계구조용 부품으로서, 도 17에 나타낸, 자동차 차륜의 허브를 제조하였다.
이 자동차 차륜의 허브(17)은 베어링의 내륜을 겸하는 축부(18)를 갖고, 그 외주면에 있어서 외륜(20)과의 사이에 삽입한 볼(21)을 통하여 베어링를 구성하고 있다. 한편, 도 17 중의 부호 19는 허브의 축부(18)와 외륜(20)과의 사이에 볼(21)을 지지하기 위한 스페이서이다. 이 도 17에 나타낸 바에 있어서, 허브의 베어링를 이루는 볼이 전동하는 외주면(전동면, 22)에서는 전동 피로수명의 향상이 요구된다.
표 3에 나타내는 성분조성으로 되는 강소재를, 전로에 의해 용제하여, 연속 주조에 의해 주조편으로 하였다. 주조편 치수는 300×400mm이었다. 이 주조편을, 브레이크다운 공정을 거쳐 150mm 각 빌렛트로 압연한 뒤, 24mmφ의 봉강으로 압연하였다. 다음에, 이 봉강을 소정의 길이로 절단한 후, 열간단조에 의해 허브 형상으로 형성한 후, 표 10-1, 표 10-2에 나타내는 냉각속도로 냉각하였다. 다음에, 절삭 혹은 냉간단조에 의해 허브 축부의 베어링 볼이 전동하는 외주면에 대하여, 표 10-1, 표 10-2에 나타내는 조건으로 고주파 담금질을 행하여 담금질 조직층을 형성한 뒤, 가열로를 이용하여 170℃, 30분의 뜨임을 행하고, 또한 마무리가공을 실시하여, 제품으로 하였다. 여기에서, 일부의 허브에 대하여는 뜨임을 생략하였 다. 한편, 열간단조, 냉간단조에서의 총가공율은 전동면에 관한 축방향과 직행하는 단면의 면적변화율을 조정함으로써 조정하였다.
이렇게 하여 얻어진 허브의 전동 피로수명에 대하여 조사한 결과를 표 10-1, 표 10-2에 나타낸다.
허브의 전동 피로수명은 다음과 같이 하여 평가하였다.
허브의 축부의 외주면에 베어링 볼을 배치함과 함께, 외륜을 장착하고, 허브를 고정한 상태에서, 도 17에 나타내는 바와 같이 허브 외륜(20)에 일정한 하중(900N)을 부하한 상태에서 허브 외륜(20)을 일정한 회전속도(300rpm)로 회전시키는 내구시험을 행하고, 고주파 담금질 조직층(22)이 전동 피로 파괴할 때까지의 시간을 전동 피로수명으로서 평가하였다.
그리고, 이 전동 피로수명은 표 10-1, 표 10-2 중 No.22의 종래예(본 발명 외의 열간가공, 고주파 담금질 조건을 적용한 것)의 전동 피로수명을 1이라고 하였을 때의 상대비(相對比)로 나타냈다.
한편, 여기에서, 다른 외륜, 강구 등의 치수·형상은 내구시험시에 허브의 축부 전동면이 최약부로 되도록 설정하였다.
또한, 마찬가지의 허브에 대하여, 그 담금질 조직을 경화층의 평균 구 오스테나이트 입경 및 최대 구 오스테나이트 입경을, 전술한 방법과 마찬가지의 방법으로 구하였다.
이들의 결과도 표 10-1, 표 10-2에 병기한다.
[표 10-1]
Figure 112006076827730-PCT00018
[표 10-2]
Figure 112006076827730-PCT00019
표 10-1, 표 10-2로부터 명확한 바와 같이, 경화층이 구 오스테나이트 입자의 평균입경이 12㎛ 이하이고, 또한 최대입경이 평균입경의 4배 이하인, 담금질 조직을 갖는 허브는 모두, 종래예에 비교하여 10배 이상이 좋은 전동 피로수명을 얻을 수 있었다.
이에 대하여, 구 오스테나이트 입자의 평균입경이 12㎛ 이하이고, 또한 최대입경이 평균입경의 4배 이하로 되지 않는 비교예는 전동 피로수명이 짧다.
실시예6
본 발명의 기계구조용 부품으로서, 실시예5와 마찬가지로 도 18에 나타내는 허브를 제조하였다. 즉, 표 3에 나타내는 성분조성으로 되는 강소재를, 전로에 의해 용제하여, 연속주조에 의해 주조편으로 하였다. 주조편 치수는 300×400mm이었다. 이 주조편을, 브레이크다운 공정을 거쳐 150mm 각 빌렛트로 압연한 뒤, 24mmφ의 봉강으로 압연하였다. 다음에, 이 봉강을 소정의 길이로 절단한 후, 열간단조에 의해 허브 형상으로 형성한 후, 표 11-1, 표 11-2에 나타내는 속도로 냉각하였다. 여기에서, 허브 축부에, 등속죠인트의 축부와 끼워 맞추기 위한 스플라인 가공을, 절삭가공 혹은 전조가공에 의해 행하였다.
다음에, 허브 축부의, 등속죠인트의 축부와 끼워 맞추는 주면(周面, 도 18 중의 끼움결합부(23))에 대하여, 표 10-1, 표 10-2에 나타내는 조건으로 고주파 담금질을 행하여 담금질 조직층을 형성한 뒤, 가열로를 이용하여 170℃, 30분의 뜨임을 행하고, 또한 마무리가공을 실시하여, 제품으로 하였다. 한편, 일부의 허브에 대하여는 뜨임을 생략하였다. 한편, 열간단조, 전조가공에서의 총가공율은 허브 축부의 등속죠인트와의 끼움결합부가 있는 부분에 대하여, 그 축방향 단면의 변화율을 조정하는 것으로 행하였다.
이렇게 하여 얻어진 허브의 등속죠인트 축부와 끼워 맞추는 주면의 미끄럼 전동 피로수명에 대하여 조사한 결과를, 표 11-1, 표 11-2에 나타낸다.
허브의 미끄럼 전동 피로수명은 다음과 같이 하여 평가하였다.
미끄럼 전동 피로수명
도 19에 나타내는 바와 같이, 허브의 축부의 내주면에 등속죠인트의 축부(24)를 끼워 맞추고, 허브를 고정한 상태에서 등속죠인트의 축부를 양 진동으로 반복하여 비틀림력을 부하하였다(최대토크: 700N, 2사이클/초)때의 허브 스플라인부에서 미끄럼 전동 피로에 의한 파손이 일어날 때까지의 반복수로 피로수명을 평가하였다.
그리고, 이 미끄럼 전동 피로수명은 표 11-1, 표 11-2 중 No.22의 종래예(본 발명 외의 열간가공, 고주파 담금질 조건을 적용한 것)의 미끄럼 전동 피로수명을 1이라고 하였을 때의 상대비로 나타냈다.
또한, 마찬가지의 허브에 대하여, 경화층의 평균 구 오스테나이트 입경 및 최대 구 오스테나이트 입경을 전술한 방법과 마찬가지의 방법으로 구하였다.
이들의 결과도 표 11-1, 표 11-2에 병기한다.
[표 11-1]
Figure 112006076827730-PCT00020
[표 11-2]
Figure 112006076827730-PCT00021
표 11-1, 표 11-2로부터 명확한 바와 같이, 경화층이 구 오스테나이트 입자의 평균입경이 12㎛이하이고, 또한 최대입경이 평균 입계의 4배 이하인, 담금질 조직을 갖는 허브는 모두, 종래예에 비교하여 10배 이상이라는 뛰어난 미끄럼 전동 피로수명을 얻을 수 있었다.
이에 대하여, 구 오스테나이트 입자의 평균입경이 12㎛ 이하이고, 또한 최대입경이 평균입경의 4배 이하로 되지 않는 비교예는 미끄럼 전동 피로수명이 짧다.
실시예7
본 발명의 기계구조용 부품으로서, 도 20에 나타낸, 기어(25)를 제조하였다.
즉, 도 20에 나타내는 대표적인 기어(25)는 그 주면에 다수의 톱니(26)를 깍아서 만들어진다. 그리고, 본 발명을 따르는 기어에서는 도 21에 나타내는 바와 같이, 다수의 톱니(26)와 이들 톱니(26) 상호간의 톱니 바닥(27(과의 표층(表層)부분에, 고주파 담금질에 의한 담금질 조직층(28)을 갖는 것이다. 한편, 도시한 예에서는 톱니(26) 및 톱니 바닥(27)의 표층부분에 담금질 조직층(28)을 형성하였지만, 그 밖의 부분, 예컨대 각종 구동축이 삽입되는 축구멍(29)의 내주면에 담금질 조직층을 마련하는 것도 가능하다.
표 3에 나타내는 성분조성으로 되는 강소재를, 전로에 의해 용제하여, 연속 주조에 의해 주조편으로 하였다. 주조편 치수는 300×400mm이었다. 이 주조편을, 브레이크다운 공정을 거쳐 150mm 각 빌렛트로 압연한 뒤, 표 12-1, 표 12-2에 나타내는 조건의 열간가공 조건으로 하여 90mmφ의 봉강으로 압연하였다. 압연 후의 냉각은 표 12-1, 표 12-2에 나타내는 조건으로 하였다. 여기에서, 가공율은 각각의 온도범위에서의 단면 감소율을 나타낸다.
다음에, 이 봉강으로부터 아래의 기어를 절삭가공에 의해 제작하였다.
아 래
소경(小徑)기어: 외경 75mm, 모듈(module) 2.5, 톱니수 28, 기준 피 치(pitch)원 직경 70mm
대경(大徑)기어: 외경 85mm, 모듈 2.5, 톱니수 32, 기준 피치원 직경 80mm
이 기어에, 주파수: 200kHz의 고주파 담금질 장치를 사용하여, 표 12-1, 표 12-2에 나타내는 조건하에서 담금질을 행한 후, 가열로를 이용하여 180℃×2h의 조건으로 뜨임을 행하고, 그 후 기어 실체 피로시험을 행하였다. 한편, 일부의 기어에 대하여는 뜨임을 생략하였다.
기어 실체 피로시험은 소경 및 대경의 기어를 맞물리게 하여, 회전속도 3000rpm 및 부하토크 245N·m의 조건으로 회전시켜, 어느 쪽인가의 기어가 파손할 때까지의 토크부하 회수로 평가하였다.
얻어진 결과를 표 12-1, 표 12-2에 병기한다.
또한, 마찬가지의 조건으로 제작한 기어에 대하여, 경화층의 평균 오스테나이트 입경 및 최대 구 오스테나이트 입경을, 전술한 방법과 마찬가지의 방법으로 구하였다.
표 12-1, 표 12-2에는 이들의 결과도 병기한다.
[표 12-1]
Figure 112006076827730-PCT00022
[표 12-2]
Figure 112006076827730-PCT00023
표 12-1, 표 12-2로부터 명확한 바와 같이, 경화층이 구 오스테나이트 입자의 평균입경이 12㎛이하이고, 또한 최대입경이 평균입경의 4배 이하인, 토크부하 회수 약 1000×104회 이상이 좋은 피로특성을 얻을 수 있었다.
이에 대하여, 구 오스테나이트 입자의 평균입경이 12㎛ 이하이고, 또한 최대입경이 평균입경의 4배 이하로 되지 않는 담금질 조직을 갖는 기어는 피로특성이 나쁘다.
본 발명에 따르면, 비틀림 피로특성을 비롯하여, 굽힘 피로특성, 전동 피로특성 및 미끄럼 전동 피로특성 등의 모든 피로특성이 뛰어난 기계구조용 부품을 안정하게 얻을 수 있고, 그 결과, 자동차용 부품의 경량화 등의 요구에 대하여 큰 효과를 발휘한다.

Claims (14)

  1. 적어도 일부분에 담금질을 한 강재를 사용한 기계구조용 부품으로서, 그 담금질 조직은 구 오스테나이트 입자의 평균입경이 12㎛ 이하이고, 또한 최대입경이 평균입경의 4배 이하인 것을 특징으로 하는 기계구조용 부품.
  2. 제1항에 있어서,
    질량%로,
    C: 0.3% 이상, 1.5% 이하,
    Si: 0.05 % 이상, 3.0% 이하,
    Mn: 0.2% 이상, 2.0% 이하,
    를 함유하고, 또한 아래의 식(1)을 만족하고, 잔부(殘部)는 Fe 및 불가피 불순물의 성분조성을 갖는 것을 특징으로 하는 기계구조용 부품.
    아 래
    C1 /2(1+0.7Si)(1+3Mn) ＞ 2.0 … (1)
  3. 제2항에 있어서,
    상기 성분조성으로서, 질량%로,
    Al: 0.25% 이하
    를 더 함유하는 것을 특징으로 하는 기계구조용 부품.
  4. 제2항 또는 제3항에 있어서,
    상기 성분조성으로서, 질량%로,
    Cr: 0.03 % 이상, 2.5% 이하,
    Mo: 0.05% 이상, 1.0% 이하,
    Cu: 0.03% 이상, 1.0% 이하,
    Ni: 0.05 % 이상, 2.5% 이하,
    Co: 0.01% 이상, 1.0% 이하,
    V: 0.01% 이상, 0.5% 이하,
    W: 0.005% 이상, 1.0% 이하
    중에서 선택된 1종 또는 2종 이상을 더 함유하고, 또한 상기 식(1)에 대신하여 아래의 식(2)을 만족하는 것을 특징으로 하는 기계구조용 부품.
    아 래
    C1 /2(1+0.7Si)(1+3Mn)(1+2.1Cr)(1+3.0Mo)(1+0.4Cu)(1+0.3Ni)(1+5.0V)(1+0.5W) ＞ 2.0 … (2)
  5. 제2항, 제3항 또는 제4항에 있어서,
    상기 성분조성으로서, 질량%로,
    Ti: 0.005 % 이상, 0.1% 이하,
    Nb: 0.005% 이상, 0.1% 이하,
    Zr: 0.005 % 이상, 0.1% 이하,
    B: 0.0003% 이상, 0.01% 이하,
    Ta: 0.02% 이상, 0.5% 이하,
    Hf: 0.02% 이상, 0.5% 이하,
    Sb: 0.005 % 이상, 0.015% 이하
    중에서 선택된 1종 또는 2종 이상을 함유하고, 또한 상기 식(1) 또는 (2)에 대신하여 아래의 식(3)을 만족하는 것을 특징으로 하는 기계구조용 부품.
    아 래
    C1 /2(1+0.7Si)(1+3Mn)(1+2.1Cr)(1+3.0Mo)(1+0.4Cu)(1+0.3Ni)(1+5.0V)(1+1000B)(1+0.5W)＞ 2.0 … (3)
  6. 제2항, 제3항, 제4항 또는 제5항에 있어서,
    상기 성분조성으로서, 질량%로,
    S: 0.1% 이하,
    Pb: 0.01% 이상, 0.1% 이하,
    Bi: 0.01% 이상, 0.1 % 이하,
    Se: 0.003% 이상, 0.1 % 이하,
    Te: 0.003% 이상, 0.1% 이하,
    Ca: 0.0001% 이상, 0.01% 이하,
    Mg: 0.0001% 이상, 0.01% 이하 및
    REM: 0.0001% 이상, 0.1% 이하
    중에서 선택된 1종 또는 2종 이상을 더 함유하는 것을 특징으로 하는 기계구조용부품.
  7. 미세한 베이나이트 조직 및 미세한 마르텐사이트 조직 중 어느 한쪽 또는 양쪽을 합계로 10체적% 이상 함유하는 강재를 소재로 하여, 그 소재의 적어도 일부분에, 승온(昇溫)속도 400℃／s 이상이고, 또한 도달온도 1000℃ 이하의 고주파가열을 1회 이상 실시하는 것을 특징으로 하는 기계구조용 부품의 제조방법.
  8. 제7항에 있어서,
    상기 소재는 800∼1000℃에서의 총가공율이 80% 이상으로 되는 열간가공공정과, 그 열간가공공정 후에 700∼500℃의 온도영역을 0.2℃／s 이상의 냉각속도로 냉각하는 냉각공정과, 또한, 그 냉각공정 전에 700∼800℃ 미만의 온도영역에서 20% 이상의 가공을 실시하거나, 혹은 그 냉각공정 후에 A1점 변태점 이하의 온도영역에서 20% 이상의 가공을 실시하는 제2가공공정을 실시하여 제조하는 것을 특징으로 하는 기계구조용 부품의 제조방법.
  9. 제7항 또는 제8항에 있어서,
    1회의 고주파가열에서의 800℃ 이상의 체류시간을 5초 이하로 하는 것을 특징으로 하는 기계구조용 부품의 제조방법.
  10. 제7항, 제8항 또는 제9항 중 어느 한 항에 있어서,
    상기 강재는 질량%로,
    C: 0.3% 이상, 1.5% 이하,
    Si: 0.05% 이상, 3.0% 이하,
    Mh: 0.2% 이상, 2.0% 이하,
    를 함유하고, 또한 아래의 식1(1)을 만족하고, 잔부: Fe 및 불가피 불순물로 이루어지는 조성인 것을 특징으로 하는 기계구조용 부품의 제조방법.
    아 래
    C1 /2(1+0.7Si)(1+3Mn)＞2.0 … (1)
  11. 제10항에 있어서,
    상기 강재는, 질량%로,
    A1: 0.25% 이하
    를 더 함유하는 것을 특징으로 하는 기계구조용 부품의 제조방법.
  12. 제10항 또는 제11항에 있어서,
    상기 강재는, 질량%로,
    Cr: 0.03% 이상, 2.5% 이하,
    Mo: 0.05% 이상, 1.0% 이하,
    Cu: 0.03% 이상, 1.0% 이하,
    Ni: 0.05 % 이상, 2.5% 이하,
    Co: 0.01% 이상, 1.0% 이하,
    V: 0.01% 이상, 0.5% 이하,
    W: 0.005 % 이상, 1.0% 이하
    중에서 선택된 1종 또는 2종 이상을 더 함유하고, 또한 상기 식(1)에 대신하여 아래의 식(2)을 만족하는 조성인 것을 특징으로 하는 기계구조용 부품의 제조방법.
    아 래
    C1 /2(1+0.7Si)(1+3Mn)(1+2.1Cr)(1+3.0Mo)(1+0.4Cu)(1+0.3Ni)(1+5.0V)(1+0.5W)＞ 2.0 … (2)
  13. 제10항, 제11항 또는 제12항에 있어서,
    상기 강재는, 질량%로,
    Ti: 0.005% 이상, 0.1% 이하,
    Nb: 0.005% 이상, 0.1% 이하,
    Zr: 0.005% 이상, 0.1% 이하,
    B: 0.0003% 이상, 0.01% 이하,
    Ta: 0.02% 이상, 0.5% 이하,
    Hf: 0.02% 이상, 0.5% 이하,
    Sb: 0.005 % 이상, 0.015% 이하
    중에서 선택된 1종 또는 2종 이상을 더 함유하고, 또한 상기 식(1) 또는 (2)에 대신하여 아래의 식(3)을 만족하는 것을 특징으로 하는 기계구조용 부품의 제조방법.
    아 래
    C1 /2(1+0.7Si)(1+3Mn)(1+2.1Cr)(1+3.0Mo)(1+0.4Cu)(1+0.3Ni)(1+5.0V)(1+1000B)(1+0.5W)＞ 2.0 … (3)
  14. 제10항, 제11항, 제12항 또는 제13항에 있어서,
    상기 강재는, 질량%로,
    S: 0.1% 이하,
    Pb: 0.01% 이상, 0.1% 이하,
    Bi: 0.01% 이상, 0.1% 이하,
    Se: 0.003% 이상, 0.1% 이하,
    Te: 0.003% 이상, 0.1% 이하,
    Ca: 0.0001% 이상, 0.01% 이하,
    Mg: 0.0001% 이상, 0.01% 이하,
    REM: 0.0001% 이상, 0.1% 이하
    중에서 선택된 1종 또는 2종 이상을 더 함유하는 것을 특징으로 하는 기계구조용 부품의 제조방법.
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