KR20140050077A

KR20140050077A - 압축 코일 스프링 및 그 제조 방법

Info

Publication number: KR20140050077A
Application number: KR1020147004873A
Authority: KR
Inventors: 가즈야 이카이; 도루 시라이시; 유이치로 오노; 요시키 오노
Original assignee: 니혼 하츠쵸 가부시키가이샤
Priority date: 2011-08-11
Filing date: 2012-07-26
Publication date: 2014-04-28
Also published as: CN103717775B; EP3527685B1; CN103717775A; KR101930979B1; WO2013021828A1; US10359090B2; EP3527685A1; EP2743366A1; JP2013036113A; EP2743366A4; US20140306389A1; EP2743366B1; JP5064590B1

Abstract

선재에 적절한 압축 잔류 응력을 부여함으로써, 저렴한 선재를 이용하여, 고내구성의 압축 코일 스프링 및 그 제조 방법을 제공한다. 중량%로, C를 0.45~0.85%, Si를 0.15~2.5%, Mn을 0.3~1.0% 포함하고, 잔부가 철 및 불가피 불순물로 이루어지는 원상당 직경이 1.5~9.0mm인 강선재를 이용한 압축 코일 스프링에 있어서, 임의의 선재 횡단면에 있어서의 경도가 570~700HV이며, 코일 스프링 내경측에 있어서, 스프링에 압축 하중을 부하한 경우의 대략 최대 주응력 방향에 있어서의 표면으로부터 0.2mm 깊이에서의 무부하시의 압축 잔류 응력이 200MPa 이상임과 더불어 표면으로부터 0.4mm 깊이에서의 무부하시의 압축 잔류 응력이 100MPa 이상인 압축 코일 스프링.

Description

압축 코일 스프링 및 그 제조 방법{COMPRESSION COIL SPRING AND METHOD FOR PRODUCING SAME}

본 발명은, 예를 들어 자동차의 엔진이나 클러치 내에서 사용되는 압축 코일 스프링에 관한 것이며, 특히, 고응력하의 사용 환경에 있어도 뛰어난 내피로성을 갖는 압축 코일 스프링 및 그 제조 방법에 관한 것이다.

근년, 환경 문제를 배경으로 자동차로의 저연비화에 대한 요구가 해마다 격심해지고 있으며, 자동차 부품에 대한 소형 경량화가 지금까지 이상으로 강하게 요구되고 있다. 이 소형 경량화의 요구에 대해, 예를 들면 엔진 내에서 사용되는 밸브 스프링이나, 클러치 내에서 사용되는 클러치 토션 스프링을 비롯한 압축 코일 스프링 부품에 있어서는, 재료의 고강도화나, 표면 처리에 의한 표면 강화의 연구가 활발하게 진행되고 있으며, 그 결과로서 코일 스프링의 특성으로서 중요한 내피로성의 향상이나, 내처짐성의 향상을 도모해 오고 있다.

일반적으로, 코일 스프링의 제조 방법은, 열간 성형법과 냉간 성형법으로 크게 나눈다. 열간 성형법은, 선경 d가 크고, 그리고 코일 평균 직경 D와 선경 d의 비인 스프링 지수 D/d가 작다는 점 등, 그 가공성이 나쁘다는 점에서 냉간 성형이 곤란한 코일 스프링의 성형에 이용되며, 코일 스프링재로는 탄소강이나 스프링강이 이용되고 있다. 열간 성형법에서는, 도 1(A)에 나타낸 바와 같이, 선재를 가공하기 쉽도록 고온으로 가열하여 심금에 감아 코일 스프링 형상으로 코일링하고, 담금질·뜨임 후에, 쇼트 피닝이나 셋팅을 더 실시하여, 코일 스프링의 성능으로서 주요가 되는 내피로성이나 내처짐성을 얻고 있다. 또한, 열간 성형법에 있어서는, 무심금으로의 코일링은 기술적으로 매우 곤란하기 때문에 지금까지 실용화에는 이르지 않았다. 따라서, 열간 성형법은 심금을 이용하는 것이 종래 기술에서는 필수이며, 성형할 수 있는 코일 스프링으로는, 무심금으로 코일링 가능한 냉간 성형법에 비해 형상의 자유도가 낮다.

한편, 비교적 선경이 가늘거나, 혹은 스프링 지수가 크다는 점 등의 요인으로부터 냉간 성형이 가능한 형상의 코일 스프링에 대해서는, 가공 기술의 용이함이나, 가공 속도나 설비비 등에 따른 양산성(택트, 치수 정도, 비용)의 관점으로부터, 일반적으로 냉간 성형법이 채용되고 있다. 또, 무심금으로의 성형 기술이 확립되고 있으며, 코일 스프링의 형상 자유도가 높은 것도, 냉간 성형법이 이용되는 하나의 큰 요인이 되고 있다. 냉간 성형법에 있어서는, 스프링재로는, 탄소강선, 경강선, 피아노선, 스프링 강선과 같은 경인선(硬引線)이 종래 이용되어 왔다. 그러나, 근년, 경량화의 관점으로부터 재료의 고강도화가 요구되고 있으며, 고가의 오일 템퍼선이 널리 이용되도록 되어 왔다.

냉간 성형법에서는, 도 1(B) 및 (C)에 나타낸 바와 같이, 선재를 냉간으로 코일 스프링 형상으로 코일링하고, 소둔 후, 쇼트 피닝 및 셋팅을 필요에 따라서 실시한다. 여기서, 소둔은, 코일 스프링의 내피로성 향상의 저해 요인이 되는 가공에 의해서 생긴 잔류 응력을 제거하는 것을 목적으로 하고 있으며, 쇼트 피닝에 의한 표면으로의 압축 잔류 응력의 부여와 더불어, 코일 스프링의 내피로성 향상에 기여한다. 또한, 밸브 스프링이나 클러치 토션 스프링과 같은 고부하 응력에서 사용되는 코일 스프링에 대해서는, 질화 처리를 비롯한 표면 경화 처리가 쇼트 피닝 전에 필요에 따라서 실시된다.

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

특허 문헌 1에서 코일링 후의 코일 스프링에는 잔류 응력이 발생한다. 이 잔류 응력, 특히 코일 내경측 표면에 발생하는 선축방향의 인장 잔류 응력은, 코일 스프링으로서의 내피로성 향상의 저해 요인이다. 그리고, 통상은 이 가공에 따른 잔류 응력을 제거하기 위해서 소둔을 실시하는데, 뜨임 연화 저항이 높은 특허 문헌 1에 있는 선재를 갖고 해도, 선재의 강도를 유지한 후에 이 잔류 응력을 완전하게 제거하는 것이 곤란한 것은 용이하게 추정할 수 있으며, 당업자에게는 주지이다. 따라서, 그 후 쇼트 피닝을 실시한 시점에서, 가공에 의해서 코일 내경측에 발생한 인장 잔류 응력의 영향에 의해 선재 표면에 충분한 압축 잔류 응력을 부여하는 것은 곤란하며, 코일 스프링으로서의 충분한 내피로성을 얻을 수 없다. 또, 뜨임 연화 저항의 향상에 기여하는 V, Mo와 같은 원소는 고가이다. 따라서, 선재가 매우 고가가 되어, 당연히 제품으로서의 코일 스프링도 고가인 것이 된다.

또, 특허 문헌 2에서는, 코일 스프링의 선재 표면 근방(이하, 「표면」이라고 칭함)의 압축 잔류 응력은 1400MPa 정도이며, 밸브 스프링이나 클러치 토션 스프링 클래스의 고부하 응력하에서 사용하는 코일 스프링으로서 표면에 있어서의 균열 발생 억제에 대해 그 압축 잔류 응력은 충분하다. 그러나, 표면의 압축 잔류 응력을 향상시킨 결과, 선재 내부에서의 압축 잔류 응력은 작아져, 개재물 등을 기점으로 하는 선재 내부에서의 균열 발생에 대해서는, 그 압축 잔류 응력의 효과가 부족하게 된다. 즉, 특허 문헌 2에 의한 수단에서는, 쇼트 피닝에 의해 부여되는 에너지에 한계가 있기 때문에, 즉 압축 잔류 응력 분포의 변화는 주어지지만 압축 잔류 응력의 총계를 크게 향상시키는 것은 곤란하다. 앞서 기술한 가공에 따른 잔류 응력의 영향을 해소하는 것 등은 고려되어 있지 않기 때문에, 같은 강도의 선재에 대해 그 내피로성의 향상 효과는 부족하다.

또한, 표면 압축 잔류 응력을 향상시키는 수단은 다양하게 실용화되어 있는데, 그 결과, 예를 들어 선경 1.5~9.0mm 정도의 코일 스프링에 있어서는, 선재 표면으로부터의 깊이(이하, 「깊이」라고 칭함) 0.1~0.4mm의 범위에 외부 부하에 따른 작용 응력과 잔류 응력의 합인 합성 응력의 최대치가 존재하고, 그 합성 응력이 가장 높은 부분이 파괴 기점으로 되어 있는 것이 실정이다. 따라서, 깊이 0.1mm~0.4mm의 범위에서 큰 압축 잔류 응력을 확보하는 것이, 내피로성에 대해 중요하다.

또, 냉간 성형법에 있어서 코일링 가공에 의해 발생하는 잔류 응력을 거의 완전히 해소하고, 또한 원하는 선재로서의 강도를 확보하는 수단으로는, 냉간 성형 후의 코일 스프링을 오스테나이트역까지 가열하고, 그 후 담금질 뜨임 처리를 실시하는 방법을 생각할 수 있다. 그러나, 이 경우, 코일 스프링 형상이 된 것을 단시간에 균일하게 가열하는 것이 어렵다. 그 결과, 조직의 불균일이 발생해, 즉 강도가 낮은 부분이 존재한다는 점에서 원하는 내피로성을 얻는 것은 어렵고, 또, 제품으로서의 신뢰성을 확보하기 어려워진다.

여기서, 균일하게 가열하는 수단으로는 가열 시간을 길게 하는 것이 유효하기는 하나, 그 경우에는 결정립이 조대화하기 때문에, 역시 내피로성의 저하를 초래해 버린다. 또한, 냉간 성형 후의 코일 스프링에는, 큰 가공 변형이 잔류하고 있으며, 또한 그 잔류하고 있는 가공 변형의 양은 코일 스프링 개체 내에서 균일하지 않고, 또, 코일 스프링 개체간에서의 불균일도 크다. 그 결과, 가공 변형을 가열에 의해서 해방할 때에 크게 불균일한 형상 변화를 수반하고, 또, 그 형상 변화의 개체간에서의 큰 불균일도 피할 수 없다. 따라서, 예를 들면 밸브 스프링이나 클러치 토션 스프링 등에 있어서 요구되는 치수 정밀도를 확보하는 것이 어려워, 이러한 가열에 의한 잔류 응력 해방 수단을 양산 제품에 적용하는 것은 곤란하다.

일본국 특허 제3595901호 일본국 특허 공개 2009-226523호 공보

상기와 같이, 종래의 제조 방법이나 특허 문헌 1, 2 등에서는, 근년의 고응력하에서의 내피로성의 한층의 향상과 비용 저감이라는 양립을 요망한 요구에 대해, 그 대응은 곤란을 일으킨다. 또, 냉간 성형용으로서 현재 주류가 되고 있는 오일 템퍼선은 고가이며, 그 중에서도 성능 향상을 위해서 Ni, V, Mo와 같은 고급 원소를 첨가한 오일 템퍼선은 매우 고가이다. 또한, 성형 후의 소둔 처리에서 가공에 의한 잔류 응력이 완전히 해소되어 있지 않다는 점에서, 선재의 성능은 충분히 활용되지 않았다.

본 발명은, 이러한 배경 아래, 코일링 가공에 의한 잔류 응력의 발생을 방지함과 더불어, 성형 후의 선재에 적절한 압축 잔류 응력 분포를 부여함으로써, 저렴한 선재를 이용하여, 고내구성의 압축 코일 스프링 및 그 제조 방법을 제공하는 것을 목적으로 한다.

본 발명자들은, 코일 스프링의 내피로성에 대해서 예의 연구를 행했다. 그 결과, 가공에 의해 발생하는 잔류 응력은, 뜨임 연화 저항을 향상시키는 고급 원소를 첨가한다고 하는 강 성분의 조정이나, 그 후의 소둔 조건의 조정에 의해서 어느 정도의 저감은 가능하나, 부하 응력에 대한 내피로성이나 내처짐성에 필요한 강의 강도를 유지하면서, 그 가공에 의해 발생한 잔류 응력을 완전하게 해소하는 것은 근본적으로 곤란하다는 생각에 이르렀다. 그래서, 코일 스프링 선재를 오스테나이트역까지 가열한 상태로 코일링 가공을 행하고, 가공시의 잔류 응력의 발생을 억제하여 제작함으로써, 후에 행하는 쇼트 피닝이나 셋팅의 효과를 효율적으로 얻을 수 있음을 발견했다.

또, 오스테나이트역까지의 가열 단계에 있어서, 그 가열을 보다 단시간에 행하는 것은, 구 오스테나이트 결정입경(이하, 「결정입경」이라고 칭함)의 조대화 억제 혹은 미세화에 연결된다. 그리고 이 결정입경은 내피로성과 밀접한 관계에 있으며, 결정입경의 미세화는 내피로성의 향상에 유효하다. 따라서, 단시간에 가열된 선재를 이용하여 열간 가공함으로써, 가공에 기인하는 잔류 응력의 발생을 억제함과 더불어, 보다 내피로성이 뛰어난 스프링의 제작이 가능해진다.

즉, 본 발명의 압축 코일 스프링은, 중량%로, C를 0.45~0.85%, Si를 0.15~2.5%, Mn을 0.3~1.0% 포함하고, 잔부가 철 및 불가피 불순물로 이루어지는 원상당 직경이 1.5~9.0mm인 강선재를 이용한 압축 코일 스프링에 있어서, 임의의 선재 횡단면에 있어서의 경도가 570~700HV이며, 코일 스프링 내경측에 있어서, 스프링에 압축 하중을 부하한 경우의 대략 최대 주응력 방향에 있어서, 표면으로부터 0.2mm 깊이에서의 무부하시의 압축 잔류 응력이 200MPa 이상임과 더불어 표면으로부터 0.4mm 깊이에서의 무부하시의 압축 잔류 응력이 100MPa 이상인 것을 특징으로 한다. 여기서, 스프링에 압축 하중을 부하한 경우의 대략 최대 주응력 방향이란, 선재의 축방향에 대해 대략 +45°방향을 나타낸다. 그리고, 이 최대 주응력 방향은 코일 스프링 형상(특히 피치각과의 관계)에 의해 변화하는 것이며, 그 방향은 축방향에 대해 +45°~+60°의 범위에 존재한다.

또, 본 발명의 압축 코일 스프링은, 중량%로, C를 0.45~0.85%, Si를 0.15~2.5%, Mn을 0.3~1.0% 포함하고, 잔부가 철 및 불가피 불순물로 이루어지는 원상당 직경이 1.5~9.0mm인 강선재를 이용한 압축 코일 스프링이며, 선재의 임의의 횡단면에 있어서의 경도가 570~700HV이며, 스프링의 내경측에 있어서, I_-σR가 180MPa·mm 이상인 것을 특징으로 한다. 여기서, I_-σR란, 깊이와 잔류 응력의 관계도에서의, 표면으로부터 크로싱 포인트까지의 무부하시의 압축 잔류 응력의 적분치이다. 또한, 크로싱 포인트란, 선재 내부에 있어서, 무부하시에 표면으로부터의 압축 잔류 응력이 제로가 되는 깊이이며, 크로싱 포인트가 큰 것은, 압축 잔류 응력이 표면으로부터 깊게까지 들어가 있음을 시사하고 있다. 또, 압축 잔류 응력은, 스프링에 압축 하중을 부하한 경우의 대략 최대 주응력 방향, 즉, 선재의 축방향에 대해 대략 +45°방향에 있어서의 것이다.

이하에, 본 발명에서 규정하는 수치 범위의 한정 이유를 설명한다. 우선, 본 발명에 이용하는 강선재의 화학 성분의 한정 이유에 대해서 설명한다. 본 발명에서는, C를 0.45~0.85%, Si를 0.15~2.5%, Mn을 0.3~1.0%를 포함하고, 잔부가 철 및 불가피 불순물로 이루어지는 강선재를 이용한다. 또한, 이하의 설명에 있어서, 「%」는 「중량%」를 의미한다.

(1) 재료 성분

C:0.45~0.85%

C는, 강도 향상에 기여한다. C의 함유량이 0.45% 미만에서는, 강도 향상의 효과를 충분히 얻을 수 없기 때문에, 내피로성, 내처짐성이 불충분해진다. 한편, C의 함유량이 0.85%를 넘으면, 연성이 저하되어 균열이 발생하기 쉬워진다. 이 때문에, C의 함유량은 0.45~0.85%로 한다.

Si:0.15~2.5%

Si는, 강의 탈산에 유효함과 더불어, 강도 향상이나 뜨임 연화 저항 향상에 기여한다. Si의 함유량이 0.15% 미만에서는, 이러한 효과를 충분히 얻을 수 없다. 한편, Si의 함유량이 2.5%를 넘으면 인성이 저하되어 균열이 발생하기 쉬워짐과 더불어, 탈탄을 조장하여 선재 표면 강도의 저하를 초래한다. 이 때문에, Si의 함유량은 0.15~2.5%로 한다.

Mn:0.3~1.0%

Mn는 담금질성의 향상에 기여한다. Mn의 함유량이 0.3% 미만에서는, 충분한 담금질성을 확보하기 어려워지고, 또, 연인성(延靭性)에 유해가 되는 S의 고착(MnS 생성)의 효과도 부족하게 된다. 한편, Mn의 함유량이 1.0%를 넘으면, 연성이 저하되어, 균열이나 표면 흠이 발생하기 쉬워진다. 이 때문에, Mn의 함유량은 0.3~1.0%로 한다.

또한, 이들 첨가 원소는 본 발명을 구성하는데 최저 필요한 원소이며, 타원소의 첨가를 한정하는 것은 아니다. 즉, 본 발명에서는, 스프링강의 성분 조성으로서 일반적으로 이용되고 있는 Cr, B, Ni, Ti, Cu, Nb, V, Mo, W 등의 원소 중 1종 또는 2종 이상을 0.005~4.5%, 그 목적에 따라 적절히 첨가하는 것이 가능하고, 그 결과, 보다 고성능 혹은 용도에 보다 적합한 코일 스프링의 제조도 가능해진다. 예를 들어, Cr을 첨가하는 경우에 대해서 이하에 기술한다.

Cr:0.5~2.0%

Cr은 탈탄을 방지하는데 유효함과 더불어, 강도 향상이나 뜨임 연화 저항 향상에 기여해, 내피로성의 향상에 유효하다. 또, 온간에서의 내처짐성 향상에도 유효하다. 이 때문에, 본 발명에서 Cr을 0.5~2.0% 더 함유하는 것이 바람직하다. Cr의 함유량이 0.5% 미만에서는, 이러한 효과를 충분히 얻을 수 없다. 한편, Cr의 함유량이 2.0%를 넘으면, 연성이 저하되어, 균열이나 표면 흠이 발생하기 쉬워진다.

(2) 경도

고부하 응력하에서 사용되는 밸브 스프링이나 클러치 토션 스프링 등으로는, 요구되는 내피로성과 내처짐성을 만족시키기 위해서, 코일 스프링으로는 후술하는 압축 잔류 응력 분포와 함께 선재 자체의 강도도 중요하다. 즉, 선재의 임의의 횡단면에 있어서의 평균 빅커스 경도가, 570~700HV의 범위인 것이 필요하고, 570HV 미만인 경우에는, 그 재료 강도가 낮다는 점에서 충분한 내피로성과 내처짐성을 얻을 수 없다. 또, 700HV를 넘은 경우에는, 연성의 저하에 따른 절결 감수성이 높아짐에 따라, 코일링시에 툴류와의 마찰에 의해 발생한 표면 흠이나, 쇼트 피닝으로 형성되는 선재 표면 조도의 골짜기부를 기점으로 한 균열 발생에 의한 조기 절손의 위험성이 증대해, 신뢰성이 중요한 자동차 부품으로서 이용할 때에는 부적합하게 된다.

(3) 잔류 응력

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

스프링에 있어서의 선재 표면으로부터 내부에 걸치는 압축 잔류 응력 분포는, 쇼트 피닝 및 셋팅에 의해 부여된다. 상술한 바와 같이, 스프링으로서의 내피로성 향상에 대해서는, 선재 표면의 압축 잔류 응력 향상은 물론, 내부에 있어서의 압축 잔류 응력을 보다 크고 깊게 도입하는 것이 필요하고, 특히, 실질적으로 파괴 기점으로 되어 있는 깊이 0.1~0.4mm 정도의 범위의 압축 잔류 응력을 더욱 크게 하는 것이 중요하다. 그리고, 그 선재 내부에서의 압축 잔류 응력 분포를 나타내는 지표로는, 깊이 0.2mm에서의 무부하시의 압축 잔류 응력을 200MPa 이상, 또한 깊이 0.4mm에서의 무부하시의 압축 잔류 응력을 100MPa 이상으로 한다. 깊이 0.2mm의 위치에서의 무부하시의 압축 잔류 응력이 200MPa 미만, 및/또는 깊이 0.4mm에 있어서의 무부하시의 압축 잔류 응력이 100MPa 미만이면, 내부 기점의 피로 파괴를 억제하려면 불충분하다.

또, 압축 잔류 응력의 내부에 있어서의 크기, 혹은 깊이를 나타내는 다른 지표인 I_-σR에 대해서는, 180MPa·mm 이상으로 한다. 또한, 또 다른 하나의 지표인 크로싱 포인트에 대해서는, 예를 들어 선경 1.5~9.0mm인 선재를 이용한 경우에는, 표면으로부터 깊이 0.45mm 이상인 것이 바람직하다. 어느 경우나, 스프링의 내경측에 있어서의 표면의 무부하시의 최대 압축 잔류 응력으로는, 고부하 응력이 작용하는 밸브 스프링이나 클러치 토션 스프링을 대상으로 한 경우에는, 850MPa 이상인 것이 바람직하다. 이와 같이 압축 잔류 응력 분포를 설정함으로써, 내피로성이 뛰어난 압축 코일 스프링을 얻을 수 있다.

본 발명에 있어서의 압축 잔류 응력 분포는, 쇼트 피닝 처리와 그 후의 셋팅 처리에 의해 형성되는 것이 바람직하다. 쇼트 피닝 처리에 있어서 다단 쇼트 피닝을 실시하는 경우에는, 후에 실시하는 쇼트 피닝에 이용하는 쇼트의 구(球)상당 직경은, 먼저 실시하는 쇼트 피닝에 이용하는 쇼트의 구상당 직경보다 작은 것이 바람직하다. 구체적으로는, 쇼트 피닝 처리는, 입경 0.6~1.2mm인 쇼트에 의한 제1의 쇼트 피닝 처리와, 입경 0.2~0.8mm인 쇼트에 의한 제2의 쇼트 피닝 처리와, 입경 0.02~0.30mm인 쇼트에 의한 제3의 쇼트 피닝 처리로 이루어지는 다단 쇼트 피닝 처리인 것이 바람직하다. 이에 의해, 먼저 실시한 쇼트 피닝에 의해 증가한 표면 조도을 후에 실시하는 쇼트 피닝에 의해서 저감할 수 있다.

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

(4) 코일 스프링 형상

본 발명은, 코일링시의 가공도가 크고, 높은 내피로성과 내처짐성의 양립이 필요해지는, 다음에 예로 드는 사양의 압축 코일 스프링에 적절하다. 본 발명은, 선재의 원상당 직경(선재 횡단면적으로부터 산출한 진원으로 한 경우의 직경, 각형이나 난형을 비롯한 비원형 단면도 포함함)이 1.5~10mm, 스프링 지수가 3~20인, 일반적으로 냉간 성형되고 있는 압축 코일 스프링에 이용할 수 있다.

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

또, 종래의 열간 성형법과는 달리, 후술하는 코일 스프링 성형기를 이용하기 때문에, 본 발명에 있어서의 코일링 가공에서는 심금이 불필요하다. 따라서, 성형할 수 있는 스프링 형상의 자유도가 높다. 즉 본 발명에 있어서의 코일 스프링 형상으로는, 코일 스프링으로서 대표적인 전체적으로 코일 외경에 거의 변화가 없는 원통형을 비롯하여, 그 이외의 형상의 코일 스프링에도 적용할 수 있다. 예를 들어, 원추형, 조종(釣鐘)형, 북형, 통형 등의 이형 스프링의 성형도 가능하다.

(5) 표면 조도

고부하 응력하에서 사용되는 밸브 스프링이나 클러치 토션 스프링 등으로는, 요구되는 내피로성을 만족하기 위해서, 상술한 압축 잔류 응력 분포와 더불어 표면 조도도 중요하다. 본 발명자들이 파괴 역학적 계산과 그 검증 실험을 행한 결과, 표면 기점에 의한 균열의 발생·진전에 대해서는, 표면 흠의 깊이(즉, 표면 조도 Rz(최대 높이))를 20μm 이하로 함으로써, 그 영향을 무해화할 수 있다고 판명하고 있다. 이 때문에, 표면 조도 Rz가, 20μm 이하인 것이 바람직하다. Rz가 20μm를 넘는 경우, 표면 조도의 골짜기부가 응력 집중원이 되어, 그 골짜기부를 표면 기점으로 한 균열의 발생·진전이 일어나기 쉬워지기 때문에, 조기 절손을 초래한다.

(6) 구γ(오스테나이트) 결정립의 평균 결정입도

구γ결정립의 평균 결정입도 측정 방법은 JIS G0551에 규정되어 있으며, 내피로성 향상에는 구γ 평균 결정입도 번호 G가 10번 이상인 것이 바람직하다. 이 경우, 구γ결정립이 미세하다는 점에서 피로 균열 선단의 응력 집중부에 있어서의 미끄럼의 이동을 막을 수 있기 때문에, 균열 진전을 억제하는 효과가 커서, 원하는 내피로성을 얻을 수 있다. 그리고, 10번 미만인 경우에는, 균열 진전 억제 효과가 부족해, 충분한 내피로성을 얻기 어려워진다.

(7) 평균 결정입경

또, SEM/EBSD(Electron Back Scatter Diffraction)법을 이용한 IPF Map(방위 각도차 5°경계를 입계로 함)에 의한 평균 결정입경이 1μm 이하인 것이 바람직하다. 평균 결정입경이 1μm를 넘은 경우에는, 충분한 내피로성을 얻기 어려워진다. 그리고, 평균 결정입경이 작은 것, 즉, 구γ립 내의 블록이나 라스(lath)가 미세하다는 것은, 균열 진전에 대한 저항이 크기 때문에, 내피로성의 향상에 대해 적절하다.

또, 본 발명의 압축 코일 스프링은, 연속적으로 강선재를 공급하기 위한 피드 롤러와, 강선재를 코일형으로 성형하는 코일링부와, 강선재를 소정 권수 코일링한 후에 후방으로부터 연속해서 공급되어 오는 강선재를 절리하기 위한 절단 수단을 갖고, 코일링부는, 피드 롤러에 의해 공급된 강선재를 적절한 위치로 유도하기 위한 와이어 가이드와, 와이어 가이드를 경유하여 공급된 강선재를 코일 형상으로 가공하기 위한 코일링 핀 혹은 코일링 롤러로 이루어지는 코일링 툴과, 피치를 부여하기 위한 피치 툴을 구비하고 있으며, 또한 피드 롤러의 출구로부터 코일링 툴 사이에 있어서 강선재를 2.5초 이내로 오스테나이트역까지 승온시키는 가열 수단을 갖는 코일 스프링 성형기에 의해 성형되고, 쇼트 피닝 처리가 실시되어 있는 것이 바람직하다.

본 발명의 압축 코일 스프링에 있어서는, 가열 수단이 고주파 가열이며, 와이어 가이드 내에 있어서의 강선재의 통과 경로 상 혹은 와이어 가이드에 있어서의 강선재 출구측 말단과 코일링 툴의 공간에 있어서의 강선재의 통과 경로 상에 강선재와 동심이 되도록 고주파 가열 코일이 배치되어 있는 것이 바람직하다. 또한, 강선재를 단시간에 오스테나이트역까지 승온시킬 수 있으면 되기 때문에, 고주파 가열 이외의 통전 가열이나 레이저 가열에 의해서 가열을 행해도 된다.

본 발명의 압축 코일 스프링의 제조 방법은, 연속적으로 강선재를 공급하기 위한 피드 롤러와, 강선재를 코일형으로 성형하는 코일링부와, 강선재를 소정 권수 코일링한 후에 후방으로부터 연속해서 공급되어 오는 강선재를 절리하기 위한 절단 수단을 갖고, 코일링부는, 피드 롤러에 의해 공급된 강선재를 적절한 위치로 유도하기 위한 와이어 가이드와, 와이어 가이드를 경유하여 공급된 강선재를 코일 형으로 가공하기 위한 코일링 핀 혹은 코일링 롤러로 이루어지는 코일링 툴과, 피치를 부여하기 위한 피치 툴을 구비하고 있으며, 또한 피드 롤러의 출구로부터 코일링 툴 사이에 있어서 강선재를 2.5초 이내로 오스테나이트역까지 승온시키는 가열 수단을 갖는 코일 스프링 성형기에 의해 강선재를 성형하는 코일링 공정과. 코일링한 후에 절리되어 온도가 아직 오스테나이트역에 있는 코일을 그대로 담금질하는 담금질 공정과, 코일을 조질하는 뜨임 공정과, 선재 표면에 압축의 잔류 응력을 부여하는 쇼트 피닝 공정과, 셋팅 공정을 순서대로 행하는 것을 특징으로 한다.

본 발명에 있어서, 뜨임 공정은, 담금질 공정에 의해서 경화된 코일을 적절한 경도와 인성을 갖는 코일로 조질하기 위해서 행한다. 따라서, 담금질까지 원하는 경도와 인성이 얻어진 경우에는, 뜨임 공정은 생략해도 된다. 그리고, 쇼트 피닝 공정에서는, 다단 쇼트 피닝을 행해도 되고, 또한, 표면 탄성한계의 회복을 목적으로 한 저온 시효 처리를 필요에 따라 조합해도 된다. 여기서, 저온 시효 처리는 쇼트 피닝 공정 후, 혹은 다단 쇼트 피닝의 각 단 사이에서 행할 수 있으며, 다단 쇼트 피닝에 있어서의 최종단으로서 입경 0.02~0.30mm인 쇼트에 의한 쇼트 피닝을 실시하는 경우에는, 그 사전 처리로서 행하는 것이, 최표면의 압축 잔류 응력을 보다 높이는데 있어서 적절하다. 또한, 셋팅 공정에서 처짐 방지 처리로서 코일에 실시하는 셋팅으로는, 콜드 셋팅, 핫 셋팅 등 여러 가지 방법은 있으나, 원하는 특성에 따라서 적절히 선택한다.

상기 코일 스프링 성형기로 열간 코일링함으로써, 가공에 의한 잔류 응력의 발생을 방지할 수 있다. 그리고, 강선재를 2.5초 이내로 오스테나이트역까지 승온시키기 때문에, 결정립의 조대화를 막을 수 있어, 뛰어난 내피로성을 얻을 수 있다. 또, 열간 코일링을 행하기 위해서, 질화 처리와 같은 표면 강화 처리를 실시하지 않아도 뛰어난 내피로성을 얻을 수 있어, 제조 비용의 저감을 도모할 수 있다.

본 발명은, 스프링재로서 사용되는 탄소강선, 경강선, 피아노선, 스프링 강선과 같은 경인선이나, 탄소강 오일 템퍼선, 크롬 바나듐강 오일 템퍼선, 실리콘 크롬강 오일 템퍼선, 실리콘 크롬 바나듐강 오일 템퍼선과 같은 오일 템퍼선 등에 대해 적용이 가능하다. 특히, 저렴한 경인선에 적용하는 것이 적절하다. 이것은, 고주파 가열을 이용한 열간 성형에 의하기 위해, 저렴한 선재를 이용해도 고급 원소가 첨가된 고가의 오일 템퍼선을 사용한 종래의 냉간 성형 스프링보다도 뛰어난 내피로성의 스프링을 얻을 수 있기 때문이다.

본 발명에 의하면, 선재에 적절한 압축 잔류 응력을 부여함으로써, 저렴한 선재를 이용하여 고내구성의 압축 코일 스프링을 얻을 수 있다.

도 1은 코일 스프링의 제조 공정의 일례를 나타내는 도면이다.
도 2는 본 발명의 실시형태에 있어서의 코일링 머신의 성형부의 개략도이다.
도 3은 본 발명의 실시형태에 있어서의 고주파 가열 코일 설치 위치를 나타내는 개략도이다.
도 4는 실시예에서 이용한 코일 스프링의 잔류 응력 분포를 나타내는 그래프이다.

이하, 본 발명의 일 실시형태를 구체적으로 설명한다. 본 발명에서는, 코일링시에 가열을 행하기 위해서, 도 1(A)에 나타낸 열간 성형법을 이용한다. 본 실시형태에서는, 선 인출기에 의해서 강선재를 코일링 머신에 공급하고, 코일링 머신에서 강선재를 급속 가열 후, 코일형으로 성형하고, 담금질조에서 담금질을 행하고, 또한 뜨임을 행한다.

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

코일링 머신에서의 급속 가열은, 고주파 가열 코일(40)에 의해서 행하고, 강선재를 2.5초 이내로 오스테나이트역으로 승온시킨다. 도 3에 고주파 가열 코일 설치 위치를 나타낸다. 고주파 가열 코일(40)은 와이어 가이드(21)의 근방에 설치되어 있으며, 강선재(M)를 가열 후, 곧바로 성형할 수 있도록 코일링부(20)가 설치되어 있다. 또한, 고주파 가열 코일의 설치 위치는, 강선재(M)를 가열 후, 곧바로 성형할 수 있으면 되기 때문에, 본 실시형태에서 나타낸 위치 이외여도 된다.

코일링부(20)에서는, 와이어 가이드(21)를 빼낸 강선재(M)를 코일링 핀(22a)에 접촉시켜 소정의 곡률로 굽히고, 또한 하류의 코일링 핀(22a)에 접촉시켜 소정의 곡률로 굽힌다. 그리고, 피치 툴(23)에 강선재(M)를 접촉시켜, 원하는 코일 형상이 되도록 피치를 부여한다. 원하는 권수가 된 시점에서, 절단 수단(30)의 절단날(30a)에 의해서 내형(30b)의 직선 부분 사이에서 전단에 의해서 절단하여, 후방으로부터 공급되는 강선재(M)와 스프링 형상의 강선재(M)를 절리한다.

우선, 중량%로, C를 0.45~0.85%, Si를 0.15~2.5%, Mn을 0.3~1.0% 포함하고, 잔부가 철 및 불가피 불순물로 이루어지는 원상당 직경이 1.5~9.0mm인 강선재(M)를 준비한다. 이 강선재(M)를 선 인출기(도시 생략)에 의해 피드 롤러(10)에 공급하고, 고주파 가열 코일(40)에 의해서 강선재(M)를 2.5초 이내로 오스테나이트역에 가열 후, 코일링부(20)에서 코일링을 행한다(코일링 공정).

다음에, 코일링 후에 절리되어 온도가 아직 오스테나이트역에 있는 코일을 그대로 담금질조(도시 생략)에서 담금질(담금질 용매로는, 예를 들어 60℃ 정도의 기름)을 행하고(담금질 공정), 또한 뜨임(예를 들어 200~450℃)을 행한다(뜨임 공정). 담금질을 행함으로써, 마르텐사이트 조직으로 이루어지는 고경도 조직이 되고, 또한 뜨임을 행함으로써, 인성이 뛰어난 뜨임 마르텐사이트 조직으로 할 수 있다. 여기서, 담금질·뜨임 처리는 일반적인 방법을 이용하면 되고, 그 담금질 전의 선재의 가열 온도나 담금질 용매의 종류·온도, 그리고 뜨임의 온도나 시간은, 강선재(M)의 재질에 따라서 적절히 설정한다.

또한, 강선재(M)에 쇼트 피닝 처리(쇼트 피닝 공정)나 셋팅 처리(셋팅 공정)를 실시함으로써, 원하는 내피로성을 얻을 수 있다. 오스테나이트역에 가열한 상태로 코일링을 행하기 때문에, 가공에 의한 잔류 응력의 발생을 막을 수 있다. 이 때문에, 냉간 성형법에 따라 제작한 종래의 코일 스프링에 비해, 본 발명에 있어서의 코일 스프링은, 쇼트 피닝에 의해서 압축 잔류 응력을 부여하기 쉽고, 스프링의 내경측에 있어서 표면으로부터 깊고 또한 큰 압축 잔류 응력을 효과적으로 부여할 수 있다. 또한, 셋팅 처리를 행함으로써, 스프링으로서 사용한 경우의 최대 주응력 방향에 의해 깊은 압축 잔류 응력 분포가 형성되어, 내피로성을 향상시킬 수 있다.

본 실시형태에 대해서는, 입경 0.6~1.2mm인 쇼트에 의한 제1의 쇼트 피닝 처리와, 입경 0.2~0.8mm인 쇼트에 의한 제2의 쇼트 피닝 처리와, 입경 0.02~0.30mm인 쇼트에 의한 제3의 쇼트 피닝 처리로 이루어지는 다단 쇼트 피닝 처리를 행한다. 후에 실시하는 쇼트 피닝 처리에 있어서, 먼저 실시하는 쇼트 피닝 처리보다도 작은 쇼트를 이용하기 때문에, 선재의 표면 조도를 평활하게 할 수 있다.

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

또, 본 실시형태에서는, 셋팅 처리로서 핫 셋팅을 행하고, 100~300℃로 가열하고, 또한 선재 표면에 작용하는 전단 변형량이 스프링으로서 실제로 사용하는 경우의 작용 응력으로의 전단 변형량 이상이 되도록 스프링 형상의 강재에 대해 소성 변형을 준다.

이상과 같은 공정에 의해서 제작한 본 발명의 압축 코일 스프링은, 스프링 소선의 임의의 횡단면에 있어서, 경도가 570~700HV이며, 스프링 내경측에 있어서, 표면으로부터 0.2mm 깊이에서의 무부하시의 압축 잔류 응력이 200MPa 이상임과 더불어 표면으로부터 0.4mm 깊이에서의 무부하시의 압축 잔류 응력이 100MPa 이상이다. 따라서, 본 발명의 압축 코일 스프링은, 내피로성이 뛰어나다.

실시예

[코일링성 평가]

우선, 고주파 가열 코일을 구비한 코일링 머신(도 2, 도 3 참조)을 이용하여 코일링성의 평가를 행했다. 표 1에 기재된 화학 성분으로 이루어지며, 선경이 1.0~10.0mm인 오일 템퍼선을 준비하고, 코일링 머신에 의해 선재를 900℃로 가열하고, 표 2에 나타낸 선경 d와 스프링 지수 D/d의 조합 조건으로 코일링을 행했다.

코일링성의 평가 결과에 대해서 표 2에 병기한다. 표 중 ○는 이상 변형 등이 없고 대략 원형의 코일 스프링의 제작이 가능했던 것, ▲는 이상 변형 등이 없고 대략 원형의 코일 스프링의 제작이 가능했으나 선재 횡단면 중심부 근방에서 원하는 조직을 얻을 수 없었던 것, △는 코일 스프링의 제작(절단날에 의한 절리)은 가능했으나 코일링중에 선재의 좌굴이 미소하게 발생했기 때문에 이상 변형된 코일 스프링이 된 것, ×는 코일링중에 선재의 좌굴이 발생해, 좌굴에 의해서 선재가 와이어 가이드 혹은 코일링 툴로부터 이탈하여 코일 스프링의 제작을 할 수 없었던 것을 나타낸다.

표 2로부터 알 수 있듯이, 선경 d와 스프링 지수 D/d의 조합에 따라서 코일링성이 상이하다. 특히, 선경 d가 1.5~9.0mm인 경우에는, 스프링 지수 D/d가 3~8의 범위에서 코일링성이 양호했다. 또, 실험예 13의 중심부 근방은, 그 조직과 경도로부터 오스테나이트역까지 충분히 가열되어 있지 않았던 것이라고 판단된다. 이것은, 선경 d의 굵기에 기인하고 있으며, 원하는 단시간으로의 가열에 있어서, 선경 d가 10mm 이상에서는 선재 내부 전체에 걸친 균질한 가열이 곤란하다고 시사된다. 단, 실험예 13에 있어서의 그 중심부 근방의 조직은, 선재 중심으로부터 직경 약 2mm인 범위로 한정되어 있으며, 즉 코일 스프링으로서 사용한 경우에 대부분 응력이 걸리지 않는 범위인 점에서, 코일 스프링으로서 실용상 문제없는 것이었다.

또한, 코일링성이 ○, ▲, △이었던 샘플에 대해서는, 절리 후에 온도가 아직 오스테나이트역에 있는 상태에서 60℃의 기름에 의해서 담금질을 행했다. 그리고 담금질 후의 코일 스프링에 대해서 코일 내경측에 있어서의 선축방향의 잔류 응력을 측정했다. 잔류 응력의 측정은, X선 회절형 잔류 응력 측정 장치(리가크 제조)를 이용하여, 관구(管球):Cr, 콜리메이터 직경:0.5mm로 행했다.

그 결과, 전체 샘플에 있어서 그 선축방향에 있어서의 잔류 응력은 -75~50MPa의 범위에 있고, 가공에 기인하는 잔류 응력의 발생이 억제되어 있었다. 또, 비교로서, 냉간 성형에 의해 코일링을 행한 코일 스프링(재질:표 1과 동일, d=4.0mm, D/d=6.0)의 잔류 응력을 측정한 바, 코일 내경측에 있어서의 선축방향의 잔류 응력은 750MPa였다. 이로부터도, 열간 성형에 의해서 가공에 기인하는 잔류 응력의 발생을 억제할 수 있음을 알 수 있다.

[내피로성 평가]

다음에, 각 제조 공정에 의해서 코일 스프링의 샘플을 제작하고, 내피로성의 평가를 행했다. 우선, 표 3에 기재된 화학 성분으로 이루어지고, 선경이 4.1mm인 경인선 및 오일 템퍼선을 준비했다. 그리고, 경인선 또는 오일 템퍼선에 대해, 도 1(A)~(D)에 나타낸 제조 공정(각각, 제조 공정 A~D로 나타낸)에 따라서, 열간 성형법 또는 냉간 성형법에 의해 스프링 지수 6, 유효부 피치각 9℃, 유효부 권수 3.25의 코일 스프링을 제작했다.

제조 공정 A의 열간 성형법에서는, 고주파 가열 코일을 구비한 코일링 머신(도 2, 3 참조)에 의해 강선을 900℃로 가열하고, 코일링을 행한 후, 60℃의 기름에 의해서 담금질했다. 그 후, 표 4에 기재된 조건으로 뜨임 처리를 행했다(발명예 1~8, 비교예 1, 4). 또, 제조 공정 B의 냉간 성형법에서는, 코일링 후, 표 4에 기재된 조건으로 소둔 처리를 행했다(비교예 2, 5).

제조 공정 C의 냉간 성형법에서는, 코일링 후, 표 4에 기재된 조건으로 소둔 처리를 행하고, 이어서 질화 처리를 행했다. 질화 처리에서는 선재 표면에 깊이 0.04mm인 경질층을 형성했다(비교예 6). 또한, 제조 공정 D의 냉간 성형법에서는, 코일링 후, 코일 스프링을 승온 속도 약 30℃／min로 가열로에서 900℃까지 가열하고, 그 온도에서 5분간 유지한 후에 60℃의 기름에 의해서 담금질했다. 그 후, 표 4에 기재된 조건으로 뜨임 처리를 행했다(비교예 3).

다음에, 각 샘플에 대해 쇼트 피닝 처리 및 셋팅 처리를 실시했다. 쇼트 피닝 처리에서는, 구상당 직경 1.0mm인 스틸제 라운드 컷 와이어에 의한 제1의 쇼트 피닝 처리와, 구상당 직경 0.5mm인 스틸제 라운드 컷 와이어에 의한 제2의 쇼트 피닝 처리와, 구상당 직경 0.1mm인 스틸 비즈에 의한 제3의 쇼트 피닝 처리를 순서대로 행했다. 셋팅은 핫 셋팅으로 하고, 코일 스프링의 가열 온도 200℃, 부하 응력 1500MPa로 행했다.

이와 같이 하여 얻어진 샘플에 대해, 이하와 같이 여러 성질을 조사했다. 그 결과를 표 5에 나타낸다.

(1) 경도(HV)

빅커스 경도 시험기(퓨처테크 FM-600)를 이용하여 측정 하중을 200gf로 하여, 코일 스프링의 높이 방향에 있어서의 중앙부의 횡단면 d/4 원주 상 임의의 위치 5개소에서 측정하고, 그 평균치를 산출했다.

(2) 깊이 0.2mm의 압축 잔류 응력(-σ_R0 _.2), 깊이 0.4mm의 압축 잔류 응력(-σ_R0.4), 최대 압축 잔류 응력(-σ_Rmax), 압축 잔류 응력 적분치(I-_σR), 크로싱 포인트(CP)

코일 스프링의 내경측 선재 표면에 있어서, 선재의 선축방향에 대해 +45°방향(스프링에 압축 하중을 부하한 경우의 대략 최대 주응력 방향)의 압축 잔류 응력을, X선 회절형 잔류 응력 측정 장치(리가크 제조)를 이용하여 측정했다. 측정은, 관구:Cr, 콜리메이터 직경:0.5mm로 하여 행했다. 또, 코일 스프링에 대해 염산을 이용하여 선재 표면의 전체면 화학 연마 후 상기 측정을 행하고, 이것을 반복함으로써 깊이 방향의 잔류 응력 분포를 구하고, 그 결과로부터 표면으로부터 0.2, 0.4mm인 깊이에서의 무부하시의 압축 잔류 응력, 최대 압축 잔류 응력, 크로싱 포인트를 구했다. 또, 압축 잔류 응력 적분치는, 깊이와 잔류 응력의 관계도에 있어서의, 표면으로부터 크로싱 포인트까지의 압축 잔류 응력을 적분함으로써 산출했다. 또한, 일례로서 발명예 6의 잔류 응력 분포를 도 4에 나타냈다.

(3) 구γ립 평균 결정입도(G)

전처리로서, 코일 스프링의 샘플을 500℃에서 1시간 가열했다. 그리고, 코일 스프링의 횡단면의 d/4의 위치에 있어서, 시야수를 10개소로 하여, 광학 현미경(NIKON ME600)을 이용하여 배율:1000배로 JIS G0551에 준거하여 측정을 행하고, 구γ립 평균 결정입도 번호 G를 산출했다.

(4) 표면 조도(Rz(최대 높이))

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

(5) 평균 결정입경(d_GS)

FE-SEM/EBSD(Electron Back Scatter Diffraction)법에 의해, JEOL JSM-7000 F(TSL 솔루션즈 OIM-Analysys Ver.4.6)을 이용하여, 평균 결정입경을 측정했다. 여기서, 측정은 코일 스프링의 선재 횡단면에 있어서의 표면으로부터 0.1mm인 깊이에서 행하고, 관찰 배율:10000배, 방위 각도차 5°이상의 경계를 입계로서 IPF Map를 작성하고, 평균 결정입경을 산출했다.

(6) 내피로성(절손율)

유압 서보형 피로 시험기(사기노미야 제작소)를 이용하여 실온(대기중)에서 피로 시험을 행했다. 시험 응력:735±637MPa, 주파수:20Hz, 시험수:각 8개이며, 2 천만회 가진(加振)시의 절손율(절손수/시험 개수)로 내피로성을 평가했다.

(1) 경도

표 5로부터 알 수 있듯이, 열간 성형법에 의한 본 발명에서는, 경도가 570~700HV이면, 높은 내피로성을 얻을 수 있다. 또, 570HV~690HV이면 보다 바람직하다. 경도가 이러한 범위이면, 파괴 기점이 되는 0.1~0.4mm의 깊이에서의 압축 잔류 응력을 충분히 얻을 수 있다. 이 때문에, 내부 기점의 파괴가 방지되어, 높은 내피로성이 얻어졌다고 생각된다. 또, 비교예 4의 결과로부터, 열간 성형법에 의해 제작한 코일 스프링에서도, 경도가 570HV 미만인 경우에는 충분한 내피로성을 얻을 수 없다. 따라서, 본 발명에 있어서는, 경도는 570~700HV가 바람직하고, 570~690HV가 보다 바람직하다.

(2) 잔류 응력 분포

열간 성형법에 의해 제작한 발명예 6, 7은 동등 조성이며, 동등한 온도로 열처리를 행한 비교예 2에 비해, 표면으로부터 깊은 위치에서의 압축 잔류 응력(-σ_R0.4)가 크다. 이것은, 냉간 코일링에 있어서 발생하는 인장 잔류 응력(코일 내경측에 잔존)이, 열간 코일링에 있어서는 거의 발생하지 않기 때문이라고 생각된다. 즉, 냉간 코일링에 의해서 인장 잔류 응력이 발생한 비교예 2에 비해 발명예 6 및 7에서는, 쇼트 피닝에 의한 압축 잔류 응력이 표면으로부터 깊게까지 들어가기 쉽다는 것을 알 수 있다.

발명예 1~8에 대해서는, -σ_Rmax는 850MPa 이상, I_-σr은 180MPa·mm 이상, CP는 0.45mm 이상이며, 깊고 큰 압축 잔류 응력을 얻을 수 있어, 내피로성이 양호하다. 비교예 2~5의 절손품에 대해서 파면 관찰을 행한 결과, 그 파괴 기점은 표면으로부터 깊이 0.15~0.35mm의 범위이며, 비금속계 개재물을 기점으로 하는 내부 기점이었다. 이 깊이는, 합성 응력(작용 응력-잔류 응력)의 최대치가 나타나는 영역 근방에 상당하며, 그 영역(지표로서 -σ_R0 _.2, -σ_R0 _.4)에서의 압축 잔류 응력이 큰 것이, 내피로성에 대해 중요하다는 것을 알 수 있다. 이 때문에, -σ_R0 _.2가 200MPa 이상 또한 -σ_R0 _.4가 100MPa 이상인 발명예 1~8에서는, 고급 원소가 첨가된 고가의 선재를 이용하고, 또한 질화 처리가 실시된 비교예 6과 거의 동등 이상의 높은 내피로성을 얻을 수 있었다.

또한, 비교예 1도 열간 성형법에 의해 제작했으나, 뜨임 온도가 너무 낮았기 때문에, 700HV를 넘는 고경도가 되어, 압축 잔류 응력이 표면으로부터 깊게까지 들어가기 어려워졌다. 경도가 높고 인성이 부족하다는 점에서 비교예 1은 절결 감수성이 높고, 또한 -σ_R0 _.2, -σ_R0 _.4가 작기 때문에, 내피로성이 낮아져 있다. 또, 비교예 4는, 뜨임 온도가 너무 높았기 때문에, 경도가 낮아져, -σ_R0 _.2 및 -σ_R0 _.4는 큰 값이었지만, 소정의 -σ_Rmax, I_-σR를 얻지 못해 내피로성은 낮아졌다.

이러한 점으로부터, 종래의 코일 스프링의 제조 방법(냉간 성형법)에 비해서, 본 발명의 압축 코일 스프링의 제조 방법(열간 성형법)에 의하면, 뜨임 온도를 적절히 설정해, 소정의 경도를 얻음으로써, 표면으로부터 깊게까지 또한 큰 압축 잔류 응력을 얻어져, 내피로성을 향상시킬 수 있음을 확인할 수 있었다.

(3) 구γ립 평균 결정입도

단순 조성의 재질 A, C, 또는 D로 이루어지는 발명예 1, 3~7에서는, G는 10 이상이며, 고급강(결정립 미세화 효과가 있는 V량이 많음)을 이용한 비교예 5, 6과 동등 정도의 미세 결정립이 얻어져 있다. 한편, 냉간 성형 후에 노 가열에 의해 조질한 비교예 3에서는, G는 9.5로 결정립이 조대화되어 있다. 단순 조성으로 이루어지는 재질을 이용하여 이와 같은 미세 결정립이 얻어져 있는 것은, 고주파 가열에 따른 급속 가열에 의한 것이다. 즉, 고주파 가열에 의해서 단시간에 가열을 행함으로써 구오스테나이트립의 조대화 억제, 혹은 미세화로 연결되어, 단순 조성으로 이루어지는 발명예 1, 3~7에 있어서, G가 10 이상인 미세 결정립을 얻을 수 있어, 내피로성이 양호하다.

(4) 표면 조도

높은 내피로성이 얻어진 발명예 1~8에 대해서, 표면 조도 Rz(최대 높이)는 9.5μm 이하이며, 원하는 표면 조도 Rz20μm 이하를 충분히 만족시키고 있다. 여기서, Rz가 20μm를 넘은 경우에는, 표면 조도에 있어서의 골짜기부가 응력 집중원이 되어, 그 골짜기부를 기점으로 하여 균열이 발생·진전하여, 그 결과적으로 조기 절손을 초래한다. 또, 이 표면 조도는, 코일링시에 있어서의 툴류와의 마찰이나, 쇼트 피닝 처리에 의해 형성되는 것이다. 그리고 쇼트 피닝 처리에 의해 형성되는 표면 조도에 대해서는, 선재의 경도와, 쇼트의 입경·경도·투사 속도와 같은 조건의 조합에 의해 그 크기가 정해진다. 따라서, 선재의 경도에 대해, Rz가 20μm를 초과하지 않도록 쇼트 피닝의 조건은 적절히 설정할 필요가 있다.

(5) 평균 결정입경

단순 조성의 재질 A, C, D로 이루어지는 발명예 1, 3~7에 대해서, d_GS는, 0.73~0.95μm이며, 고급강을 이용한 비교예 5, 6과 동일한 정도의 평균 결정입경이었다. 이 이유는, 상술한 바와 같이, 고주파 가열에 의해서 단시간에 가열을 행하는 것이 조직의 조대화 억제, 혹은 미세화로 연결되었기 때문이며, 그 결과, 발명예 1, 3~7에서는 미세한 평균 결정입경이 얻어져 내피로성이 향상되어 있다.

또한, 제조 공정 D에 의해 제작한 비교예 3에 대해서는, 치수 정밀도에 문제가 발생했다. 예를 들어, 담금질 후의 코일 스프링 50개로 평가한 코일 직경의 표준 편차는 0.072mm이며, 밸브 스프링이나 클러치 토션 스프링으로서 요구되는 표준 편차 0.05mm 이하를 만족하고 있지 않다. 이것은, 냉간 성형 후의 코일 스프링에는 큰 가공 변형이 잔류하고 있으며, 또한 그 잔류하고 있는 가공 변형이 코일 스프링 개체 내에서 균일하지 않음과 더불어, 개체간에서의 불균일도 크다는 것에 기인한다. 이 코일 스프링을 오스테나이트역에 가열, 그리고 담금질함으로써, 가공 변형의 해방과 변태 응력을 수반한 균일하지 않은 변형, 즉 형상의 불균일을 초래하고 있다. 한편, 비교예 3 이외의 샘플은, 그 코일 직경의 표준 편차는 최대에서도 0.035mm이며, 충분한 공정 능력이 얻어져 있다.

이상으로부터, 본 발명의 압축 코일 스프링의 제조 방법에 의하면, 저렴한 선재를 이용해도, 고급강을 사용한 종래의 냉간 성형 스프링보다도 내피로성이 뛰어난 압축 코일 스프링을 얻을 수 있다.

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

Claims

중량%로, C를 0.45~0.85%, Si를 0.15~2.5%, Mn을 0.3~1.0% 포함하고, 잔부가 철 및 불가피 불순물로 이루어지는 원상당 직경이 1.5~9.0mm인 강선재를 이용한 압축 코일 스프링에 있어서, 임의의 선재 횡단면에 있어서의 경도가 570~700HV이며, 코일 스프링 내경측에 있어서, 스프링에 압축 하중을 부하한 경우의 대략 최대 주응력 방향에 있어서의 표면으로부터 0.2mm 깊이에서의 무부하시의 압축 잔류 응력이 200MPa 이상임과 더불어 표면으로부터 0.4mm 깊이에서의 무부하시의 압축 잔류 응력이 100MPa 이상인 것을 특징으로 하는 압축 코일 스프링.
중량%로, C를 0.45~0.85%, Si를 0.15~2.5%, Mn을 0.3~1.0% 포함하고, 잔부가 철 및 불가피 불순물로 이루어지는 원상당 직경이 1.5~9.0mm인 강선재를 이용한 압축 코일 스프링에 있어서, 임의의 선재 횡단면에 있어서의 경도가 570~700HV이며, 코일 스프링 내경측에 있어서, 스프링에 압축 하중을 부하한 경우의 대략 최대 주응력 방향에 있어서의 무부하시의 압축 잔류 응력의 값이 제로가 되는 표면으로부터의 깊이를 크로싱 포인트로 하고, 표면으로부터 크로싱 포인트까지의 영역에 있어서의 무부하시의 압축 잔류 응력의 적분치를 I_-σR로 표시했을 때, I_-σR가 180MPa·mm 이상인 것을 특징으로 하는 압축 코일 스프링.
중량%로, C를 0.45~0.85%, Si를 0.15~2.5%, Mn을 0.3~1.0%, Cr, B, Ni, Ti, Cu, Nb, V, Mo, W 중 1종 또는 2종 이상을 0.005~4.5% 포함하고, 잔부가 철 및 불가피 불순물로 이루어지는 원상당 직경이 1.5~9.0mm인 강선재를 이용한 압축 코일 스프링에 있어서, 임의의 선재 횡단면에 있어서의 경도가 570~700HV이며, 코일 스프링 내경측에 있어서, 스프링에 압축 하중을 부하한 경우의 대략 최대 주응력 방향에 있어서의 표면으로부터 0.2mm 깊이에서의 무부하시의 압축 잔류 응력이 200MPa 이상임과 더불어 표면으로부터 0.4mm 깊이에서의 무부하시의 압축 잔류 응력이 100MPa 이상인 것을 특징으로 하는 압축 코일 스프링.
중량%로, C를 0.45~0.85%, Si를 0.15~2.5%, Mn을 0.3~1.0%, Cr, B, Ni, Ti, Cu, Nb, V, Mo, W 중 1종 또는 2종 이상을 0.005~4.5% 포함하고, 잔부가 철 및 불가피 불순물로 이루어지는 원상당 직경이 1.5~9.0mm인 강선재를 이용한 압축 코일 스프링에 있어서, 임의의 선재 횡단면에 있어서의 경도가 570~700HV이며, 코일 스프링 내경측에 있어서, 스프링에 압축 하중을 부하한 경우의 대략 최대 주응력 방향에 있어서의 무부하시의 압축 잔류 응력의 값이 제로가 되는 표면으로부터의 깊이를 크로싱 포인트로 하고, 표면으로부터 크로싱 포인트까지의 영역에 있어서의 무부하시의 압축 잔류 응력의 적분치를 I_-σR로 표시했을 때, I_-σR가 180MPa·mm 이상인 것을 특징으로 하는 압축 코일 스프링.
청구항 1 내지 청구항 4 중 어느 한 항에 있어서,
코일 스프링 내경측에 있어서, 무부하시의 최대 압축 잔류 응력이 850MPa 이상인 것을 특징으로 하는 압축 코일 스프링.
청구항 3 또는 청구항 4에 있어서,
Cr을 0.5~2.0중량% 포함하는 것을 특징으로 하는 압축 코일 스프링.
청구항 1 내지 청구항 6 중 어느 한 항에 있어서,
스프링 지수가 3~8인 것을 특징으로 하는 압축 코일 스프링.
청구항 1 내지 청구항 7 중 어느 한 항에 있어서,
표면 조도 Rz(최대 높이)가 20μm 이하인 것을 특징으로 하는 압축 코일 스프링.
청구항 1 내지 청구항 8 중 어느 한 항에 있어서,
압축 잔류 응력이 쇼트 피닝 처리에 의해 부여되어 있는 것을 특징으로 하는 압축 코일 스프링.
청구항 9에 있어서,
상기 쇼트 피닝 처리가, 입경 0.6~1.2mm인 쇼트에 의한 제1의 쇼트 피닝 처리와, 입경 0.2~0.8mm인 쇼트에 의한 제2의 쇼트 피닝 처리와, 입경 0.02~0.30mm인 쇼트에 의한 제3의 쇼트 피닝 처리로 이루어지는 다단 쇼트 피닝 처리인 것을 특징으로 하는 압축 코일 스프링.
청구항 1 내지 청구항 10 중 어느 한 항에 있어서,
JIS G0551로 규정되는 구 오스테나이트 평균 결정입도가, 10번 이상인 것을 특징으로 하는 압축 코일 스프링.
청구항 1 내지 청구항 11 중 어느 한 항에 있어서,
SEM/EBSD법을 이용한 IPF Map(방위 각도차 5°이상의 경계를 입계로 함)에 있어서의 평균 결정입경이 1μm 이하인 것을 특징으로 하는 압축 코일 스프링.
청구항 1 내지 청구항 12 중 어느 한 항에 있어서,
스프링 형상이, 원통형, 또는, 원추형, 조종(釣鐘)형, 북형, 통형 등의 이형인 것을 특징으로 하는 압축 코일 스프링.
청구항 1 내지 청구항 13 중 어느 한 항에 있어서,
연속적으로 강선재를 공급하기 위한 피드 롤러와, 상기 강선재를 코일형으로 성형하는 코일링부와, 상기 강선재를 소정 권수 코일링한 후에 후방으로부터 연속해서 공급되어 오는 강선재를 절리하기 위한 절단 수단을 갖고,
상기 코일링부는, 상기 피드 롤러에 의해 공급된 강선재를 적절한 위치로 유도하기 위한 와이어 가이드와, 상기 와이어 가이드를 경유하여 공급된 강선재를 코일형상으로 가공하기 위한 코일링 핀 혹은 코일링 롤러로 이루어지는 코일링 툴과, 피치를 부여하기 위한 피치 툴을 구비하고 있으며,
또한, 상기 피드 롤러의 출구로부터 상기 코일링 툴 사이에 있어서 상기 강선재를 2.5초 이내로 오스테나이트역까지 승온시키는 가열 수단을 갖는 코일 스프링 성형기에 의해 성형되고, 쇼트 피닝 처리가 실시되어 있는 것을 특징으로 하는 압축 코일 스프링.
청구항 14에 있어서,
상기 가열 수단이 고주파 가열이며, 상기 와이어 가이드 내에 있어서의 강선재의 통과 경로 상 혹은 상기 와이어 가이드에 있어서의 강선재 출구측 말단과 상기 코일링 툴의 공간에 있어서의 강선재의 통과 경로 상에 상기 강선재와 동심이 되도록 고주파 가열 코일이 배치되어 있는 것을 특징으로 하는 압축 코일 스프링.
연속적으로 강선재를 공급하기 위한 피드 롤러와, 상기 강선재를 코일형으로 성형하는 코일링부와, 상기 강선재를 소정 권수 코일링한 후에 후방으로부터 연속해서 공급되어 오는 강선재를 절리하기 위한 절단 수단을 갖고,
상기 코일링부는, 상기 피드 롤러에 의해 공급된 강선재를 적절한 위치로 유도하기 위한 와이어 가이드와, 상기 와이어 가이드를 경유하여 공급된 강선재를 코일형상으로 가공하기 위한 코일링 핀 혹은 코일링 롤러로 이루어지는 코일링 툴과, 피치를 부여하기 위한 피치 툴을 구비하고 있으며,
또한, 상기 피드 롤러의 출구로부터 상기 코일링 툴 사이에 있어서 상기 강선재를 2.5초 이내로 오스테나이트역까지 승온시키는 가열 수단을 갖는 코일 스프링 성형기에 의해 상기 강선재를 성형하는 코일링 공정과, 코일링한 후에 절리되어 온도가 아직 오스테나이트역에 있는 코일을 그대로 담금질하는 담금질 공정과, 상기 코일을 조질하는 뜨임 공정과, 선재 표면에 압축 잔류 응력을 부여하는 쇼트 피닝 공정과, 셋팅 공정을 순서대로 행하는 것을 특징으로 하는 압축 코일 스프링의 제조 방법.
청구항 16에 있어서,
상기 가열 수단이 고주파 가열이며, 상기 와이어 가이드 내에 있어서의 강선재의 통과 경로 상 혹은 상기 와이어 가이드에 있어서의 강선재 출구측 말단과 상기 코일링 툴의 공간에 있어서의 강선재의 통과 경로 상에 상기 강선재와 동심이 되도록 고주파 가열 코일이 배치되어 있는 것을 특징으로 하는 압축 코일 스프링의 제조 방법.