KR20160099671A

KR20160099671A - 베어링 부품, 베어링 부품용 강재 및 그들의 제조 방법

Info

Publication number: KR20160099671A
Application number: KR1020167019177A
Authority: KR
Inventors: 마사시 사카모토; 주니치 고다마; 유타카 네이시
Original assignee: 신닛테츠스미킨 카부시키카이샤
Priority date: 2014-01-10
Filing date: 2015-01-09
Publication date: 2016-08-22
Also published as: PL3093363T3; CN105899704A; JPWO2015105186A1; EP3093363A1; EP3093363B1; JP6079904B2; PL3093361T3; US20160333437A1; WO2015105187A1; WO2015105186A1; CN105899704B; EP3093361A4; SG11201605568SA; SG11201605570XA; CN105899703A; US10246757B2; JPWO2015105187A1; EP3093361B1; JP6079903B2; KR101826458B1

Abstract

이 베어링 부품은 이물 혼입 환경 하라도 우수한 전동 피로 수명을 갖는 베어링 부품이며, 화학 성분이, 질량％로, C:0.95％ 내지 1.10％, Si:0.10％ 내지 0.70％, Mn:0.20％ 내지 1.20％, Cr:0.90％ 내지 1.60％, Al:0.010％ 내지 0.100％, N:0.003％ 내지 0.030％를 함유하고, P:0.025％ 이하, S:0.025％ 이하, O:0.0010％ 이하로 제한하고, 임의로 소정량의 Mo, B, Cu, Ni, Ca을 함유하고, 잔부가 Fe 및 불순물로 이루어지고, 금속 조직이, 잔류 오스테나이트, 구상 시멘타이트 및 마르텐사이트이고, 상기 잔류 오스테나이트의 양이, 체적％로 18％ 내지 25％이고, 구오스테나이트의 평균 입경이 6.0㎛ 이하이고, 상기 구상 시멘타이트의 평균 입경이 0.45㎛ 이하이고, 상기 구상 시멘타이트의 개수 밀도가 0.45×10⁶개/㎟ 이상이다.

Description

베어링 부품, 베어링 부품용 강재 및 그들의 제조 방법 {BEARING COMPONENT, STEEL FOR BEARING COMPONENT, AND PRODUCTION METHOD FOR SAME}

본 발명은 침상 베어링(니들 베어링), 롤러 베어링, 볼 베어링 등의 베어링 부품, 그 소재인 베어링 부품용 강재 및 그들의 제조 방법에 관한 것이다.

본원은 2014년 1월 10일에, 일본에 출원된 일본 특허 출원 제2014-3338호 및 2014년 4월 16일에, 일본에 출원된 일본 특허 출원 제2014-84952에 기초하여 우선권을 주장하고, 이 내용을 여기에 원용한다.

침상 베어링, 롤러 베어링, 볼 베어링 등의 베어링 부품은 윤활유에 버나 마모분 등의 이물이 혼입된 상태, 즉 이물 혼입 환경 하에서도 계속해서 사용된다. 그로 인해, 이물 혼입 환경에 있어서의, 베어링 부품의 전동 피로 수명의 향상은 중요하다. 이물 혼입 환경에 있어서, 베어링 부품의 전동 피로 수명을 향상시키기 위해서는, 잔류 오스테나이트를 증가시키는 것이 유효한 것이 알려져 있다. 그로 인해, 베어링 부품용 강재에 대해, 침탄 처리나 질화 처리 등의 표면 처리가 행해지고 있다.

그러나, 베어링 부품용 강재의 침탄 처리나 질화 처리 등의 표면 처리는 비용이 높을 뿐만 아니라, 처리 분위기의 변동의 영향을 받고, 베어링 부품의 품질의 변동이 발생한다는 문제가 있다. 그로 인해, 예를 들어 특허문헌 1에는, 침탄 처리 및 질화 처리를 생략하고, 켄칭 및 템퍼링 처리에 의해, 잔류 오스테나이트가 많이 포함되는 베어링 부품이 개시되어 있다.

특허문헌 1에 개시되어 있는 베어링 부품은 강 중에, C, Mn, Ni 또는 Mo을 함유시켜, 마르텐사이트 변태 개시 온도(Ms점)를 저하시킴으로써, 잔류 오스테나이트의 양을 확보하고 있다. 그러나, 잔류 오스테나이트의 양을 확보하기 위해, Mn의 강으로의 첨가량을 증가시키면, 강재의 켄칭성이 높아진다. 그 결과, 열간 압연 후의 냉각 시에, 마르텐사이트 등의 과냉 조직이 생성되어, 열간 압연 선재의 가공성이나 연성, 인성이 저하된다.

또한, 특허문헌 2에는 구상 시멘타이트를 사용하여, 결정입경의 조대화를 억제하고, 잔류 오스테나이트를 생성시키는 방법이 개시되어 있다. 그러나, 특허문헌 2에 개시되어 있는 방법에서는 고온이고, 또한 장시간의 구상화 열처리를 행하고 있다. 그 결과, C가 오스테나이트상 중에 고용되어, 구상 시멘타이트의 개수 밀도가 불충분하게 되어 있었다. 또한, 오스테나이트 입경이 조대화되고, 충분한 전동 피로 수명의 개선 효과를 얻을 수 없었다.

구상화 열처리의 처리 시간은 길기 때문에, 처리 횟수가 증가하면, 생산 비용이 늘어나, 생산 효율이 악화되는 것이 알려져 있다. 이 문제에 대해, 예를 들어 특허문헌 3에는 본 발명자들의 일부에 의해 발명된, 구상화 열처리를 실시하지 않고, 신선 가공이 가능한, 베어링 부품용 고탄소강 압연 선재가 개시되어 있다.

또한, 종래, 신선 가공의 전후에 구상화 열처리는 행해지고 있다. 이 구상화 열처리 중, 신선 가공 전의 구상화 열처리를 생략하기 위해, 열간 압연 종료 후의 압연 선재에 대해 신선 가공을 실시한 후에, 구상화 열처리를 행하는 방법이 특허문헌 4에 개시되어 있다.

그러나, 특허문헌 4에 개시되어 있는 방법은 구상화 열처리의 처리 시간을 단축하는 것은 아니다.

일본 특허 공개 2004-124215호 공보 일본 특허 공개 2007-077432호 공보 국제 공개 WO2013-108828호 공보 일본 특허 공개 2004-100016호 공보

그러나, 특허문헌 1과 같이, 강 중의 Mn의 함유량을 증가시키면, 상술한 이유로부터, 구상화 열처리를 생략하고 열간 압연 선재를 가공하는 것이 곤란하고, 베어링 부품을 얻기 위해 복수회의 구상화 처리가 필요했다. 또한, 특허문헌 3의 소재를 이용하여, 이물 혼입 환경 하에서의 전동 피로 수명이 우수한 베어링 부품을 제조하기 위해서는, 신선 가공과, 켄칭 온도를 제어한 켄칭 처리에 의한 조직 제어가 필요한 것을 알 수 있었다.

본 발명은 이와 같은 실정을 감안하여 이루어진 것이고, 열간 압연 선재로부터 베어링 부품의 제조 공정에 있어서, 구상화 열처리의 횟수가 1회이고 또한 단시간의 처리로 제조할 수 있고, 이물 혼입 환경 하를 포함한 전동 피로 수명이 우수한 베어링 부품, 그 소재가 되는 베어링 부품용 강재 및 그들의 제조 방법을 제공하는 것을 목적으로 한다.

본 발명자들은 Cr을 함유하고, 금속 조직이 펄라이트로 이루어지는 강재에 대해 신선 가공을 실시한 후에, 통상보다도 저온에서 구상화 열처리를 행함으로써, 베어링 부품의 구오스테나이트의 평균 입경이 미세화되는 것을 발견하였다. 또한, 구오스테나이트의 평균 입경을 미세화함으로써, 잔류 오스테나이트양을 확보할 수 있는 것을 발견하였다. 그리고, 잔류 오스테나이트의 양을 확보함으로써, 통상의 환경 하뿐만 아니라, 이물 혼입 환경 하라도, 베어링 부품의 전동 피로 수명을 향상시킬 수 있는 일을 발견하였다.

본 발명의 요지는 이하와 같다.

(1) 본 발명의 일 실시 형태에 관한 베어링 부품은 화학 성분이, 질량％로, C:0.95％ 내지 1.10％, Si:0.10％ 내지 0.70％, Mn:0.20％ 내지 1.20％, Cr:0.90％ 내지 1.60％, Al:0.010％ 내지 0.100％, N:0.003％ 내지 0.030％를 함유하고, P:0.025％ 이하, S:0.025％ 이하, O:0.0010％ 이하로 제한하고, 임의로, Mo:0.25％ 이하, B:0.0050％ 이하, Cu:1.0％ 이하, Ni:3.0％ 이하, Ca:0.0015％ 이하를 함유하고, 잔부가 Fe 및 불순물로 이루어지고, 금속 조직이, 잔류 오스테나이트, 구상 시멘타이트 및 마르텐사이트이고, 상기 잔류 오스테나이트의 양이, 체적％로, 18％ 내지 25％이고, 또한 상기 금속 조직에 있어서, 구오스테나이트의 평균 입경이 6.0㎛ 이하이고, 상기 구상 시멘타이트의 평균 입경이 0.45㎛ 이하이고, 또한 상기 구상 시멘타이트의 개수 밀도가 0.45×10⁶개/㎟ 이상이다.

(2) 상기 (1)에 기재된 베어링 부품에서는 상기 화학 성분이, 질량％로, Mo:0.01％ 내지 0.25％, B:0.0001％ 내지 0.0050％, Cu:0.1％ 내지 1.0％, Ni:1.0％ 내지 3.0％, Ca:0.0001％ 내지 0.0015％의 1종 이상을 함유해도 된다.

(3) 본 발명의 일 실시 형태에 관한 베어링 부품용 강재는 화학 성분이, 질량％로, C:0.95％ 내지 1.10％, Si:0.10％ 내지 0.70％, Mn:0.20％ 내지 1.20％, Cr:0.90％ 내지 1.60％, Al:0.010％ 내지 0.100％, N:0.003％ 내지 0.030％를 함유하고, S:0.025％ 이하, P:0.025％ 이하, O:0.0010％ 이하로 제한하고, 임의로, Mo:0.25％ 이하, B:0.0050％ 이하, Cu:1.0％ 이하, Ni:3.0％ 이하, Ca:0.0015％ 이하를 함유하고, 잔부가 Fe 및 불순물로 이루어지고, 금속 조직이, 구상 시멘타이트 및 페라이트를 포함하고, 상기 금속 조직에 있어서, 입경이 0.5㎛ 내지 3.0㎛인 상기 구상 시멘타이트의 개수 밀도가 2.0×10⁶개/㎟ 이상이다.

(4) 상기 (3)에 기재된 베어링 부품용 강재에서는 상기 화학 성분이, 질량％로, Mo:0.01％ 내지 0.25％, B:0.0001％ 내지 0.0050％, Cu:0.1％ 내지 1.0％, Ni:1.0％ 내지 3.0％, Ca:0.0001％ 내지 0.0015％의 1종 이상을 함유해도 된다.

(5) 본 발명의 일 실시 형태에 관한 베어링 부품용 강재의 제조 방법은 상기 (3) 또는 (4)에 기재된 화학 성분으로 이루어지는 강편을 얻는 주조 공정과; 상기 강편을 900℃ 내지 1300℃의 온도로 가열하는 가열 공정과; 상기 가열 공정 후의 상기 강편에, 850℃ 이하의 마무리 압연 온도에서, 열간 압연을 실시하여, 열간 압연 선재를 얻는 열간 압연 공정과; 상기 열간 압연 공정 후의 상기 열간 압연 선재를, 800℃ 이하의 권취 온도에서 권취하는 권취 공정과; 상기 권취 공정 후에 3.0℃/초 이하의 냉각 속도로, 상기 열간 압연 선재를 600℃까지 냉각하고, 상기 열간 압연 선재의 조직을 펄라이트로 하는 냉각 공정과; 상기 냉각 공정 후의 상기 열간 압연 선재에, 총 감면율 50％ 이상에서 신선 가공을 실시하는 신선 가공 공정과; 상기 신선 가공 공정 후의 상기 열간 압연 선재에, 650℃ 이상, 750℃ 또는 A₁-5℃의 어느 낮은 쪽의 온도 이하에서, 0.5 내지 5시간 유지하는 구상화 열처리를 행하여, 베어링 부품용 강재를 얻는 구상화 열처리 공정을 갖는다. 여기서, A₁이란, A₁ 변태가 개시되는 온도를 상기 화학 성분으로부터 예측한 값이고, 하기의 식 1로부터 산출된다. 또한, [C], [Si], [Mn], [Cu], [Ni], [Cr], [Mo], [Al] 및 [B]는, 질량％로, 상기 열간 압연 선재 중의 C 함유량, Si 함유량, Mn 함유량, Cu 함유량, Ni 함유량, Cr 함유량, Mo 함유량, Al 함유량 및 B 함유량이다.

<식 1>

(6) 본 발명의 일 실시 형태에 관한 베어링 부품의 제조 방법은 상기 (1) 또는 (2)에 기재된 화학 성분으로 이루어지는 강편을 얻는 주조 공정과; 상기 강편을 900℃ 내지 1300℃의 온도로 가열하는 가열 공정과; 상기 가열 공정 후의 상기 강편에, 850℃ 이하의 마무리 압연 온도에서, 열간 압연을 실시하여, 열간 압연 선재를 얻는 열간 압연 공정과; 상기 열간 압연 공정 후의 상기 열간 압연 선재를, 800℃ 이하의 권취 온도에서 권취하는 권취 공정과; 상기 권취 공정 후에 3.0℃/초 이하의 냉각 속도로, 상기 열간 압연 선재를 600℃까지 냉각하고, 상기 열간 압연 선재의 조직을 펄라이트로 하는 냉각 공정과; 상기 냉각 공정 후의 상기 열간 압연 선재에, 총 감면율 50％ 이상에서 신선 가공을 실시하는 신선 가공 공정과; 상기 신선 가공 공정 후의 상기 열간 압연 선재에, 650℃ 이상, 750℃ 또는 A₁-5℃의 어느 낮은 쪽의 온도 이하에서, 0.5 내지 5시간 유지하는 구상화 열처리를 행하여, 베어링 부품용 강재를 얻는 구상화 열처리 공정과; 상기 구상화 열처리 공정 후의 상기 베어링 부품용 강재를 조성형하는 성형 공정과; 상기 성형 공정 후의 상기 베어링 부품용 강재를, 800℃ 내지 890℃로 가열하고, 켄칭 처리를 행하는 켄칭 처리 공정과; 상기 켄칭 처리 공정 후의 상기 베어링 부품용 강재에, 250℃ 이하에서 템퍼링 처리를 행하는 템퍼링 공정과; 상기 템퍼링 처리 공정 후의 상기 베어링 부품용 강재에 마무리 가공을 실시하여 베어링 부품을 얻는 마무리 공정을을 갖는다. 여기서, A₁이란, A₁ 변태가 개시되는 온도를 상기 화학 성분으로부터 예측한 값이고, 하기의 식 2로부터 산출된다. 또한, [C], [Si], [Mn], [Cu], [Ni], [Cr], [Mo], [Al] 및 [B]는, 질량％로, 상기 열간 압연 선재 중의 C 함유량, Si 함유량, Mn 함유량, Cu 함유량, Ni 함유량, Cr 함유량, Mo 함유량, Al 함유량 및 B 함유량이다.

<식 2>

본 발명의 상기 형태에 의하면, 구오스테나이트의 평균 입경이나, 잔류 오스테나이트의 양, 구상화 시멘타이트의 개수 밀도를 제어함으로써, 침탄 처리, 질화 처리 및 장시간의 구상화 열처리를 실시하지 않고, 구상화 열처리의 횟수가 1회이고, 단시간의 구상화 열처리에 의해, 통상의 환경 하뿐만 아니라, 이물 혼입 환경 하라도, 우수한 전동 피로 수명을 갖는 베어링 부품을 얻을 수 있다. 또한, 금속 조직을 제어함으로써, 베어링 부품의 소재가 되는 베어링 부품용 강재를 얻을 수 있다. 또한, 본 발명의 상기 형태에 의하면, 그들을 제조하는 것이 가능해진다. 그리고, 자동차나 산업용 기계 등에, 상기 형태의 베어링 부품을 적용함으로써, 기계의 장수명화나 제조 비용의 저감을 달성할 수 있다. 즉, 본 발명의 산업상의 공헌은 극히 현저하다.

도 1은 베어링 부품의 금속 조직을 도시하는 도면이다.
도 2는 베어링 부품용 강재의 금속 조직을 도시하는 도면이다.
도 3은 베어링 부품용 강재의 구상 시멘타이트의 개수 밀도와 베어링 부품의 구오스테나이트의 평균 입경의 관계를 도시하는 도면이다.
도 4는 베어링 부품의 구오스테나이트의 평균 입경과 잔류 오스테나이트의 양의 관계를 도시하는 도면이다.
도 5는 베어링 부품의 잔류 오스테나이트의 양과 이물 혼입 환경 하에서의 전동 피로 수명의 관계를 도시하는 도면이다.
도 6은 베어링 부품의 구상 시멘타이트의 개수 밀도와 전동 피로 수명의 관계를 도시하는 도면이다.

이물 혼입 환경 하에서의 전동 피로 수명의 향상에는 잔류 오스테나이트의 양의 증가 및 구상 시멘타이트의 크기, 개수 밀도의 제어가 유효하다. 본 발명자들은 적정한 잔류 오스테나이트의 양 및 잔류 오스테나이트의 양을 제어하는 제조 조건에 대해 검토하고, 이하의 지견을 얻었다. 또한, 잔류 오스테나이트의 양(체적％)은, 예를 들어 X선 회절에 의한 마르텐사이트 α(211)의 회절 강도에 대한 잔류 오스테나이트 γ(220)의 회절 강도의 비로 측정할 수 있다. 잔류 오스테나이트의 양(Vγ양)은, 예를 들어 X선 회절 측정 장치(리가쿠 덴키제 RAD-RU300)를 사용하여, 타깃을 Co, 타깃 출력을 40㎸-200㎃로 하여, 강판 조직의 X선 회절 피크를 구하고, 리베르트법에 의해 이론 강도비를 계산에 의해 구함으로써, 측정할 수 있다.

잔류 오스테나이트의 양의 증가에 수반하여, 이물 혼입 환경 하라도, 전동 피로 수명이 향상된다. 안정적으로 이 효과를 얻기 위해, 필요한 잔류 오스테나이트의 양은 체적％로, 18％ 이상이다. 한편, 잔류 오스테나이트의 양이 체적％로, 25％를 초과하면, 경도가 저하되고, 베어링 부품의 통상의 전동 피로 강도가 저하되고, 치수의 경년 변화가 커지므로, 베어링 부품으로서의 기능 저하를 초래한다. 따라서, 이물 혼입 환경 하에서의, 베어링 부품에 있어서의 전동 피로 수명의 향상을 위해서는, 잔류 오스테나이트의 양을, 체적％로, 18％ 내지 25％로 제어할 필요가 있다.

켄칭 처리 시에, 잔류 오스테나이트의 양을 증가시키기 위해서는, 오스테나이트상을 안정화시킬 필요가 있다. 또한, 마르텐사이트 변태 개시 온도(Ms점)의 저온화가 유효하다. Ms점은 오스테나이트상 중의 C, Si, Mn 등 원소의 고용량에 영향을 받고, 특히 오스테나이트상 중에 고용되어 있는 C량에 크게 영향을 받는다. 그러나, 고용되어 있는 C량을 증가시키기 위해, 켄칭 처리의 가열 온도를 높게 하면, 구오스테나이트의 평균 입경이 조대화된다. 또한, 켄칭 처리 후의 마르텐사이트에 고용되어 있는 C량이 증가한다. 이로 인해, 베어링 부품의 전동 피로 수명 및 인성이 저하된다.

따라서, 본 발명자들은 결정립의 미세화에 의한 오스테나이트상의 안정화에 착안하여, 검토를 행하였다. 그 결과, 하기의 지견을 얻었다.

먼저, 펄라이트 조직의 열간 압연 선재(펄라이트강)를 신선 가공함으로써, 가공 변형을 도입한다. 이어서, 신선 가공 후의 열간 압연 선재에 대해, 종래보다도 저온에서 구상화 열처리를 실시한다. 이 구상화 열처리에 의해, 구상 시멘타이트를 미세 분산시킬 수 있는 것을 알 수 있었다. 그리고, 구상 시멘타이트를 미세 분산시킴으로써, 구상화 열처리 후의 베어링 부품용 강재에 대해, 켄칭 처리 후의 구오스테나이트의 평균 입경을 미세화할 수 있는 것을 알 수 있었다.

또한, 본 발명자들은 베어링 부품의 구오스테나이트 평균 입경을 6.0㎛ 이하로 함으로써, 잔류 오스테나이트의 양이 18％ 내지 25％로 제어되는 것을 발견하였다.

구오스테나이트의 평균 입경을 미세화하기 위해서는, 신선 가공 시의 총 감면율 및 구상화 열처리의 가열 온도를 제어하는 것이 바람직하다. 또한, 이들의 제어에 의해, 구상 시멘타이트를 미세 석출시킨 후에, 켄칭 처리를 행하는 것이 바람직하다. 구체적으로는, 열간 압연 선재(펄라이트강)에 총 감면율 50％ 이상의 신선 가공을 실시한 후, 650℃ 이상, 750℃ 또는 A₁-5℃의 어느 낮은 쪽의 온도 이하의 가열 온도에서, 구상화 열처리를 행한 후, 0.1℃/s 이상에서, 400℃ 이하까지 냉각한다. 계속해서, 800℃ 내지 890℃로 가열하고, 켄칭 처리를 행하면, 구오스테나이트의 평균 입경을 6.0㎛ 이하로 억제할 수 있고, 또한 잔류 오스테나이트의 양을 18％ 내지 25％로 제어할 수 있다.

또한, 구오스테나이트의 평균 입경은 다음의 방법에 의해 얻어진다. 먼저, 베어링 부품의 길이 방향의 중심에 있어서, 길이 방향에 수직인 C 단면을 연마ㆍ부식에 의해, 구오스테나이트 입계를 현출시킨다. 이어서, C 단면의 중심으로부터 반경 3㎜의 범위를 중심부로 하고, 그 중심부를 광학 현미경을 사용하여 400배의 시야로 촬영한다. 그리고, 촬영한 화상으로부터 JIS G 0551에 규정된 계수 방법에 의해 측정한다. 또한, 샘플마다 4시야씩 측정하고, 얻어진 4시야의 구오스테나이트 입경의 평균값을, 구오스테나이트의 평균 입경으로 한다.

신선 가공 시의 총 감면율이 50％ 미만에서는, 구상화 열처리 시에, 시멘타이트가 충분히 구상화되지 않고, 베어링 부품용 강재의 금속 조직에 있어서, 입경이 0.50㎛ 내지 3.0㎛인 구상 시멘타이트의 개수 밀도가 저하된다. 그 결과, 켄칭 처리 후의 베어링 부품의 구오스테나이트 평균 입경이 조대화되고, 구오스테나이트의 평균 입경이 6.0㎛를 초과하는 경우가 있다.

도 3에, 구상화 열처리 후의 베어링 부품용 강재에 있어서의, 입경이 0.50㎛ 내지 3.00㎛인 구상 시멘타이트의 개수 밀도와, 그 후의 켄칭 처리 및 템퍼링 처리를 거쳐서 얻어진 베어링 부품의 구오스테나이트의 평균 입경의 관계를 나타낸다.

도 3에 도시한 바와 같이, 베어링 부품용 강재의 구상 시멘타이트(입경이 0.5㎛ 내지 3.0㎛)의 개수 밀도가 2.0×10⁶개/㎟ 이상인 경우, 켄칭 처리 및 템퍼링 처리 후의, 베어링 부품의 구오스테나이트의 평균 입경은 미세화되고, 6.0㎛ 이하가 된다. 이와 같이, 베어링 부품용 강재의 소정의 크기를 갖는 구상 시멘타이트의 개수와, 베어링 부품의 구오스테나이트 평균 입경에는 상관이 있다.

또한, 도 4에 베어링 부품의 구오스테나이트의 평균 입경과 베어링 부품의 잔류 오스테나이트양의 관계를 나타낸다. 도 4에 도시한 바와 같이, 베어링 부품에 있어서, 구오스테나이트의 평균 입경이 6.0㎛ 이하이면, 잔류 오스테나이트의 양은, 체적％로, 18％ 이상이 된다. 한편, 베어링 부품에 있어서, 구오스테나이트의 평균 입경이 6.0㎛를 초과하면, 잔류 오스테나이트의 양이, 체적％로, 18％ 미만으로 감소한다.

도 5에 베어링 부품의 잔류 오스테나이트의 양과 이물 혼입 환경 하에서의 전동 피로 수명의 관계를 나타낸다. 도 5에 도시한 바와 같이, 베어링 부품에 있어서, 잔류 오스테나이트의 양이, 체적％로, 18％ 이상이면, 이물 혼입 환경 하에서의, 베어링 부품의 전동 피로 수명은 양호하다. 한편, 잔류 오스테나이트의 양이 체적％로, 18％ 미만이면, 이물 혼입 환경 하에서의, 베어링 부품의 전동 피로 수명은 저하된다.

이어서, 켄칭 처리 후의 베어링 부품에 있어서의, 평균 입경이 0.45㎛ 이하인 구상 시멘타이트의 개수 밀도를 증가시키는 방법에 대해, 검토를 행하였다.

미세하고 경질인 구상 시멘타이트는 강 중에 분산시키면, 베어링 부품의 강화에 기여한다. 그로 인해, 소정의 크기의 구상 시멘타이트의 개수 밀도가 증가하면, 베어링 부품의 전동 피로 수명이나 충격 특성이 향상된다. 본 발명자들의 검토 결과, 구상 시멘타이트의 평균 입경을 0.45㎛ 이하로 하고, 그 개수 밀도를 0.45×10⁶개/㎟ 이상으로 하는 것이 중요한 것을 알 수 있었다. 구상 시멘타이트의 개수 밀도가 0.45×10⁶개/㎟ 미만이면, 베어링 부품의 전동 피로 수명은 저하된다. 구상 시멘타이트의 개수 밀도는, 보다 바람직하게는 0.5×10⁶개/㎟ 이상이다.

또한, 베어링 부품에 있어서의, 구상 시멘타이트의 평균 입경이 0.45㎛를 초과하면, 피로 균열의 발생이나 진전을 촉진시킨다. 그로 인해, 베어링 부품에 있어서의, 구상 시멘타이트의 평균 입경을 0.45㎛ 이하로 할 필요가 있다. 한편, 통상의 조업 조건을 고려하면, 0.10㎛ 미만으로 하는 것은 곤란하다.

구상 시멘타이트는, 통상 켄칭 처리 시에 A₁점 이상으로 가열했을 때에, 모상인 오스테나이트상에 고용하기 위해, 베어링 부품의 구상 시멘타이트의 개수 밀도는 소재인 베어링 부품용 강재보다도 감소한다. 켄칭 처리의 가열 온도를 저온으로 하면, 베어링 부품의 구상 시멘타이트의 개수 밀도는 증가하지만, 베어링 부품의 잔류 오스테나이트의 양은 저하된다. 따라서, 이물 혼입 환경 하에서의 베어링 부품의 전동 피로 수명은 저하된다.

그러나, 본 발명자들은 켄칭 처리 전의 베어링 부품용 강재에 있어서 입경이 0.5㎛ 내지 3.0㎛인 구상 시멘타이트의 개수 밀도를, 2.0×10⁶개/㎟ 이상으로 증가시킴으로써, 켄칭 처리 후의 베어링 부품에 있어서, 평균 입경이 0.45㎛ 이하의 크기를 갖는 구상 시멘타이트)의 개수 밀도를 0.45×10⁶개/㎟ 이상 확보할 수 있는 것을 발견하였다.

도 6에 베어링 부품의 소정의 크기를 갖는 구상 시멘타이트의 개수 밀도와 베어링 부품의 전동 피로 수명의 관계를 도시한다. 도 6에 도시한 바와 같이, 평균 입경이 0.45㎛ 이하인 구상 시멘타이트의 개수 밀도가 0.45×10⁶개/㎟ 이상이면, 베어링 부품의 전동 피로 수명은 양호하다.

소정의 크기를 갖는 구상 시멘타이트의 개수 밀도는 다음과 같이 구한다. 베어링 부품용 강재 및 베어링 부품을 길이 방향의 중심에 있어서, 길이 방향에 수직인 단면으로 절단한다. 절단한 C 단면을 경면 연마하고, 주사 전자 현미경(SEM)으로, C 단면의 중심부를 5000배로 관찰하고, 10시야의 사진을 촬영한다. 그리고, 각 시야에서 소정의 크기의 구상 시멘타이트의 개수를 측정하고, 그 개수를 시야 면적으로 제산함으로써, 소정의 크기를 갖는 구상 시멘타이트의 개수 밀도는 구해진다. 또한, C 단면의 중심부란, C 단면의 중심점으로부터 반경 3㎜의 원 영역으로 하고, 관찰 시야는 0.02㎟이다.

본 실시 형태에 따른 베어링 부품의 금속 조직에 대해 설명한다. 본 실시 형태에 따른 베어링 부품의 금속 조직은 잔류 오스테나이트, 구상 시멘타이트 및 마르텐사이트이다. 도 1에 본 실시 형태에 따른 베어링 부품의 금속 조직의 SEM 사진을 도시한다. 도 1의 SEM 사진은 마르텐사이트 1에, 구상 시멘타이트 2가 석출된 조직이다. 잔류 오스테나이트는 SEM에서는 관찰할 수 없으므로, X 회절법(XRD)을 사용하여 마르텐사이트와의 회절 강도의 비에 의해 구해진다.

본 실시 형태에 따른 베어링 부품의 금속 조직에 있어서, 잔류 오스테나이트는, 체적％로, 18％ 내지 25％이다. 마르텐사이트 및 구상 시멘타이트의 합계는, 체적률로, 전체의 체적으로부터, 잔류 오스테나이트를 빼고, 75％ 내지 82％가 바람직하다.

본 실시 형태에 따른 베어링 부품용 강재의 금속 조직에 대해 설명한다. 본 실시 형태에 따른 베어링 부품용 강재의 금속 조직은 구상 시멘타이트 및 페라이트를 포함한다. 그러나, 베어링 부품의 전동 피로 수명과 경도를 얻기 위해서는, 베어링 부품용 강재에 있어서, 구상 시멘타이트 및 페라이트 이외의 조직을 포함하지 않는 경우가 바람직하다. 도 2에 본 실시 형태에 따른 구상화 열처리 후의 베어링 부품용 강재의 금속 조직의 SEM 사진을 도시한다. 도 2의 SEM 사진은 페라이트 4에 구상 시멘타이트 5가 석출된 조직이다.

이하, 본 실시 형태에 따른 베어링 부품 및 베어링 부품용 강재의 기본 원소의 화학 조성에 대해, 수치 한정 범위와 그 한정 이유에 대해 설명한다. 여기서, 기재하는 ％는 질량％이다.

C:0.95％ 내지 1.10％

C(탄소)는 강도를 높이는 원소이다. C 함유량이 0.95％ 미만에서는, 베어링 부품의 강도 및 이물 혼입 환경 하에서의 전동 피로 수명을 향상시킬 수 없다. 한편, C 함유량이 1.10％를 초과하면, 탄화물이 조대화되고, 또한 잔류 오스테나이트의 양이 과다해져, 베어링 부품의 경도가 저하될 뿐만 아니라, 치수의 경년 변화(경년 열화)가 커진다. 그로 인해, C 함유량을 0.95％ 내지 1.10％로 한다. 보다 확실하게, 전동 피로 수명의 향상 효과를 얻기 위해, C 함유량은 0.96％ 내지 1.05％인 것이 바람직하다. 더욱 바람직하게는 0.97％ 내지 1.03％이다.

Si:0.10％ 내지 0.70％

Si(규소)는 강도를 높이고, 또한 탈산제로서 기능하는 원소이다. Si 함유량이 0.10％ 미만에서는 이들의 효과를 얻을 수 없다. 한편, Si 함유량이 0.70％를 초과하면, 강재 중에 SiO₂계 개재물이 발생하고, 베어링 부품의 전동 피로 수명이 저하된다. 그로 인해, Si 함유량을 0.10％ 내지 0.70％로 한다. 보다 확실하게, 전동 피로 수명을 저하시키지 않기 위해, Si 함유량은 0.12％ 내지 0.56％인 것이 바람직하다. 더욱 바람직하게는 0.15％ 내지 0.50％이다.

Mn:0.20％ 내지 1.20％

Mn(망간)은 탈산제 및 탈황제로서 기능하는 원소이다. 또한, 강의 켄칭성이나 잔류 오스테나이트의 양을 확보하기 위해 유용한 원소이다. Mn 함유량이 0.20％ 미만에서는 탈산이 불충분해져 버려, 산화물이 생성되고, 베어링 부품의 전동 피로 수명이 저하된다. 한편, Mn 함유량이 1.20％를 초과하면, 열간 압연 후의 냉각 시에 마르텐사이트 등의 과냉 조직이 발생함으로써, 신선 가공 시에 보이드가 생성되는 원인이 된다. 또한, Mn 함유량이 1.20％를 초과하면, 잔류 오스테나이트의 양이 과다가 되고, 베어링 부품의 경도가 저하된다. 그로 인해, Mn 함유량을 0.20％ 내지 1.20％로 한다. 보다 확실하게 탈산하고, 전동 피로 수명을 저하시키지 않기 위해, Mn 함유량은 0.21％ 내지 1.15％인 것이 바람직하다. 더욱 바람직하게는 0.25％ 내지 1.00％이다.

Cr:0.90％ 내지 1.60％

Cr(크롬)은 강재의 켄칭성을 향상시키는 원소이다. 또한, 탄화물의 구상화를 촉진시키고, 또한 탄화물량도 증가시키는 극히 유효한 원소이다. Cr 함유량이 0.90％ 미만이면, 오스테나이트 중에 고용하는 C량이 증가하고, 베어링 부품에 있어서, 잔류 오스테나이트가 과잉으로 생성된다. 한편, Cr 함유량이 1.60％를 초과하면, 켄칭 시에 탄화물의 용해가 억제되어, 잔류 오스테나이트의 양의 저하나 베어링 부품의 경도의 저하를 초래한다. 그로 인해, Cr 함유량을 0.90％ 내지 1.60％로 한다. 보다 확실하게 베어링 부품의 전동 피로 수명을 향상시키기 위해, Cr 함유량은 0.91％ 내지 1.55％인 것이 바람직하다. 더욱 바람직하게는 1.10％ 내지 1.50％이다. 가장 바람직하게는 1.30％ 내지 1.50％이다.

Al:0.010％ 내지 0.100％

Al(알루미늄)은 탈산 원소이다. Al 함유량이 0.010％ 미만이면, 탈산이 불충분해지고, 산화물이 석출됨으로써, 베어링 부품의 전동 피로 수명이 저하된다. 한편, Al 함유량이 0.100％를 초과하면, AlO계 개재물이 발생하고, 베어링 부품용 강재의 신선 가공성의 저하나 베어링 부품의 전동 피로 수명이 저하된다. 그로 인해, Al 함유량을 0.010％ 내지 0.100％로 한다. 보다 확실하게 전동 피로 수명을 저하시키지 않기 위해, Al 함유량은 0.015％ 내지 0.078％인 것이 바람직하다. 더욱 바람직하게는 0.018％ 내지 0.050％이다.

N:0.003％ 내지 0.030％

N는 Al이나 B와 질화물을 형성한다. 이들의 질화물은 핀 고정 입자로서 기능하여 결정립을 미립화한다. 그로 인해, N(질소)는 결정립의 조대화를 억제하는 원소이다. N 함유량이 0.003％ 미만이면, 이 효과를 얻을 수 없다. 한편, N 함유량이 0.030％를 초과하면, 조대한 개재물이 생성되고, 전동 피로 수명이 저하된다. 그로 인해, N 함유량을 0.003％ 내지 0.030％로 한다. 보다 확실하게 전동 피로 수명을 저하시키지 않기 위해, N 함유량은 0.005％ 내지 0.029％가 바람직하다. 더욱 바람직하게는 0.009％ 내지 0.020％이다.

P:0.025％ 이하

P(인)은 불가피하게 함유되는 불순물이다. P 함유량이 0.025％를 초과하면, 오스테나이트 입계에 편석하고, 오스테나이트 입계를 취화시켜, 베어링 부품의 전동 피로 수명을 저하시킨다. 그로 인해, P 함유량을 0.025％ 이하로 제한한다. 보다 확실하게 전동 피로 수명을 저하시키지 않기 위해, P 함유량을 0.020％ 이하, 0.015％ 이하로 더 제한해도 된다. 또한, P 함유량은 적을수록 바람직하므로, 상기 제한 범위에 0％가 포함된다. 단, P 함유량을 0％로 하는 것은, 기술적으로 용이하지 않다. 그로 인해, 제강 비용의 관점에서, P 함유량의 하한값은 0.001％로 해도 된다. 통상의 조업 조건을 고려하면, P 함유량은 0.004％ 내지 0.012％가 바람직하다.

S:0.025％ 이하

S(황)은 불가피하게 함유되는 불순물이다. S 함유량이 0.025％를 초과하면, 조대한 MnS이 형성되고, 베어링 부품의 전동 피로 수명을 저하시킨다. 그로 인해, S 함유량을 0.025％ 이하로 제한한다. 보다 확실하게 전동 피로 수명을 저하시키지 않기 위해, S 함유량을 0.020％ 이하, 0.015％ 이하로 더 제한해도 된다. S 함유량은 적을수록 바람직하므로, 상기 제한 범위에 0％가 포함된다. 단, S 함유량을 0％로 하는 것은 기술적으로 용이하지 않다. 그로 인해, 제강 비용의 관점에서, S 함유량의 하한값은 0.001％로 해도 된다. 통상의 조업 조건을 고려하면, S 함유량은 0.003％ 내지 0.011％가 바람직하다.

O:0.0010％ 이하

O(산소)는 불가피하게 함유되는 불순물이다. O 함유량이 0.0010％를 초과하면, 산화물계 개재물이 형성되고, 베어링 부품의 전동 피로 수명이 저하된다. 그로 인해, O 함유량을 0.0010％ 이하로 제한한다. O 함유량은 적을수록 바람직하므로, 상기 제한 범위에 0％가 포함된다. 단, O 함유량을 0％로 하는 것은, 기술적으로 용이하지 않다. 그로 인해, 제강 비용의 관점에서, O 함유량의 하한값은 0.0001％로 해도 된다. 통상의 조업 조건을 고려하면, O 함유량은 0.0005％ 내지 0.0010％가 바람직하다.

상기한 기본 성분 및 불순물 원소 외에, 본 실시 형태에 따른 베어링 부품에는 선택적으로 Mo, B, Cu, Ni 및 Ca 중 적어도 하나 이상을 더 첨가해도 된다. 이 경우, 켄칭성을 향상시키기 위한 Mo, B, Cu 및 Ni 및 개재물을 미세화시키기 위한 Ca 중 1개 이상을 선택할 수 있다. 이들의 화학 원소는 반드시 베어링 부품용 강재 및 베어링 부품에 첨가할 필요가 없으므로, 이들의 화학 원소의 하한은 모두 0％이고 제한되지 않는다.

이하에, 이들 성분의 바람직한 범위와 그 이유에 대해 설명한다. 여기서, 기재하는 ％는 질량％이다.

Mo:0.25％ 이하

Mo은 켄칭성을 향상시키는 원소이다. 또한, 켄칭을 실시한 강재의 입계 강도를 높이고, 인성을 향상시키는 작용을 갖는다. 보다 확실하게, 켄칭성과 인성을 확보하고 싶은 경우에는, Mo 함유량을 0.01％ 이상으로 하는 것이 바람직하다. 그러나, Mo 함유량이 0.25％를 초과하면, 이들의 효과는 포화된다. 그로 인해, Mo 함유량은 0.01％ 내지 0.25％가 바람직하다. 보다 바람직하게는, Mo 함유량은 0.01％ 내지 0.23％이다. 더욱 바람직하게는 0.10％ 내지 0.23％이다.

B:0.0050％ 이하

B는 미량으로 켄칭성을 향상시키는 원소이다. 또한, 켄칭 시의 오스테나이트 입계에 있어서의 P이나 S의 편석을 억제하는 효과도 갖는다. 이와 같은 효과를 얻고 싶은 경우에는, B 함유량을 0.0001％ 이상으로 하는 것이 바람직하다. 그러나, B 함유량이 0.0050％를 초과하면, 이들의 효과는 포화된다. 그로 인해, B 함유량은 0.0001％ 내지 0.0050％가 바람직하다. 보다 바람직하게는, B 함유량은 0.0003％ 내지 0.0050％이다. 더욱 바람직하게는 0.0005％ 내지 0.0025％이고, 가장 바람직하게는 0.0010％ 내지 0.0025％이다.

Cu:1.0％ 이하

Cu는 켄칭성을 향상시키는 원소이다. 보다 확실하게 켄칭성을 확보하고 싶은 경우에는, Cu 함유량을 0.05％ 이상으로 하는 것이 바람직하다. 그러나, Cu 함유량이 1.0％를 초과하면, 이 효과가 포화되고, 열간 가공성이 더 저하된다. 그로 인해, Cu 함유량은 0.05％ 내지 1.0％가 바람직하다. 보다 바람직하게는, Cu 함유량은 0.10％ 내지 0.50％이다. 더욱 바람직하게는 0.19％ 내지 0.31％이다.

Ni:3.0％ 이하

Ni은 켄칭성을 향상시키는 원소이다. 또한, 켄칭을 실시한 강재의 인성을 향상시키는 작용을 갖는다. 보다 확실하게 켄칭성과 인성을 확보하고 싶은 경우에는, Ni 함유량을 0.05％ 이상으로 하는 것이 바람직하다. 그러나, Ni 함유량이 3.0％를 초과하면, 이 효과는 포화된다. 그로 인해, Ni 함유량은 0.05％ 내지 3.0％가 바람직하다. 보다 바람직하게는, Ni 함유량은 0.10％ 내지 1.5％이다. 더욱 바람직하게는 0.21％ 내지 1.2％이다. 가장 바람직하게는 0.21％ 내지 1.0％이다.

Ca:0.0015％ 이하

Ca은 황화물 중에 고용되어 CaS을 형성하고, 황화물을 미세화시키는 원소이다. 황화물의 미세화에 의해, 전동 피로 수명을 더욱 향상시키고 싶은 경우에는, Ca 함유량을 0.0003％ 이상으로 하는 것이 바람직하다. 그러나, Ca 함유량이 0.0015％를 초과하면, 이 효과가 포화된다. 또한, 산화물계 개재물이 조대화됨으로써, 전동 피로 수명의 저하를 초래한다. 그로 인해, Ca 함유량은 0.0003％ 내지 0.0015％가 바람직하다. 보다 바람직하게는, Ca 함유량은 0.0003％ 내지 0.0011％이다. 더욱 바람직하게는 0.0005％ 내지 0.0011％이다.

본 실시 형태에 따른 베어링 부품 및 베어링 부품용 강재는 상기 성분을 함유하고, 화학 조성의 잔부는 실질적으로 Fe 및 불가피한 불순물로 구성된다.

본 실시 형태에 따른 베어링 부품의 금속 조직에 대해 설명한다.

본 실시 형태에 따른 베어링 부품의 금속 조직은 잔류 오스테나이트, 구상 시멘타이트 및 마르텐사이트이다.

그 중, 잔류 오스테나이트의 양은, 체적％로, 18％ 내지 25％이다. 이물 혼입 환경 하라도, 전동 피로 수명을 향상시키기 위해서는, 잔류 오스테나이트양을 18％ 내지 25％로 하고, 구상 시멘타이트의 평균 입경을 0.45㎛ 이하로 하고, 구상 시멘타이트의 개수 밀도를 0.45×10⁶개/㎟ 이상으로 할 필요가 있다. 구상 시멘타이트의 개수 밀도는, 바람직하게는 0.5×10⁶개/㎟ 이상으로 한다. 또한, 구상 시멘타이트의 개수 밀도의 상한은 특별히 한정되지 않지만, 제조상의 제약 및 전동 피로 수명을 확보하는 관점에서, 1.0×10⁶개/㎟가 바람직하다. 또한, 구상 시멘타이트의 평균 입경은 과잉으로 미세화로 해도, 피로 수명을 향상시키는 효과는 작고, 제조가 곤란해진다. 그로 인해, 베어링 부품에 있어서의, 구상 시멘타이트의 평균 입경은, 바람직하게는 0.25㎛ 이상으로 한다. 즉, 본 실시 형태에 따른 베어링 부품의, 구상 시멘타이트의 바람직한 평균 입경은 0.25㎛ 내지 0.45㎛이다.

또한, 구상 시멘타이트의 평균 입경은 다음의 방법에 의해 얻어진다. 먼저, 베어링 부품의 길이 방향의 중심에 있어서, 길이 방향에 수직인 단면(C 단면)으로 절단한다. 이 C 단면의 중심으로부터 반경 3㎜의 범위를 중심부로 하고, 그 중심부를 SEM을 사용하여 2000배의 시야로 촬영한다. 그리고, 촬영한 화상으로부터 트레이싱 시트 등을 사용하고, 구상 시멘타이트를 비추고, 그 시트를 화상 해석함으로써, 시멘타이트의 입경을 측정하였다. 또한, 샘플마다 4시야씩 측정하고, 얻어진 4시야의 구상 시멘타이트 입경의 평균값을 구상 시멘타이트의 평균 입경으로 한다.

또한, 잔류 오스테나이트의 양을 확보하기 위해, 본 실시 형태에 따른 베어링 부품의, 구오스테나이트의 평균 입경을 6.0㎛ 이하로 한다. 구오스테나이트의 평균 입경이 6.0㎛를 초과하면, 필요로 하는 잔류 오스테나이트의 양을 얻을 수 없다. 한편, 베어링 부품에 있어서의, 구오스테나이트의 평균 입경을 3.0㎛ 이하로 미세화하기 위해서는, 제조 부하를 높게 해야만 한다. 그로 인해, 베어링 부품에 있어서의, 구오스테나이트의 평균 입경은, 바람직하게는 3.0㎛ 이상으로 한다. 즉, 본 실시 형태에 따른 베어링 부품의, 구오스테나이트의 평균 입경은 3.0㎛ 내지 6.0㎛가 바람직하다.

이어서, 본 실시 형태에 따른 베어링 부품의 소재가 되는 베어링 부품용 강재의 금속 조직에 대해 설명한다.

본 실시 형태에 따른 베어링 부품용 강재의 금속 조직은 구상 시멘타이트 및 페라이트를 포함한다. 이 중, 입경이 0.5㎛ 내지 3.0㎛인 구상 시멘타이트의 개수 밀도는 2.0×10⁶개/㎟ 이상이다. 베어링 부품용 강재에 있어서, 소정의 크기의 구상 시멘타이트의 개수 밀도가 2.0×10⁶개/㎟ 미만이 되면, 켄칭 및 템퍼링 처리 후의 베어링 부품의 구상 시멘타이트가 감소하고, 베어링 부품의 전동 피로 수명이 저하된다. 또한, 구상 시멘타이트의 개수 밀도의 상한은 특별히 한정되지 않지만, 제조상의 제약 및 전동 피로 수명을 확보하는 관점에서, 5.0×10⁶개/㎟가 바람직하다.

이어서, 베어링 부품용 강재의 소재가 되는 열간 압연 선재의 조직에 대해 설명한다.

열간 압연 선재는 베어링 부품과 동일한 화학 조성을 갖는다. 그리고, 펄라이트와, 면적률로, 5％ 이하의 초석 시멘타이트로 이루어지는 조직을 갖는 것이 바람직하다. 금속 조직 중에, 마르텐사이트 등의 과냉 조직이 존재하면, 신선 가공 시에 균일하게 변형할 수 없어, 단선의 요인이 되는 경우가 있다. 그로 인해, 열간 압연 선재의 조직은 마르텐사이트를 갖지 않고, 주로 펄라이트를 갖는 것이 바람직하다.

또한, 펄라이트 블록의 크기는 연성과 매우 강한 상관 관계가 있다. 즉, 펄라이트를 미세화함으로써, 신선 가공성이 향상된다. 그로 인해, 펄라이트 블록의 평균 입경(원 상당 직경)을 15㎛ 이하로 하는 것이 바람직하다. 펄라이트 블록의 평균 입경이 15㎛를 초과하면, 신선 가공성의 향상 효과를 얻을 수 없는 경우가 있다. 한편, 펄라이트 블록 입경을 1㎛ 이하로 하는 것은 공업적으로 어려운 경우가 있다. 그로 인해, 펄라이트 블록 입경은 1㎛ 내지 15㎛로 하는 것이 바람직하다. 보다 바람직하게는 1㎛ 내지 10㎛이다.

펄라이트 블록의 평균 입경(원 상당 직경)은 전자 후방 산란 회절 장치(EBSD)를 사용하여 측정할 수 있다.

또한, 일반적으로 초석 시멘타이트는 소성 변형능이 작다. 그로 인해, 신선 가공에 의해 분단되어, 보이드를 형성하는 요인이 된다. 초석 시멘타이트의 면적률이 낮고, 두께가 작으면, 신선 가공성은 저해되지 않는다. 따라서, 초석 시멘타이트의 면적률은 5％ 이하, 두께는 1.0㎛ 이하가 바람직하다. 보다 바람직하게는, 초석 시멘타이트의 면적률은 3％ 이하, 두께는 0.8㎛ 이하이다.

초석 시멘타이트의 면적률 및 두께는 SEM 관찰에 의해 측정할 수 있다.

상술한 화학 성분과 금속 조직을 만족시키는 것으로 함으로써, 이물 혼입 환경 하라도, 우수한 전동 피로 수명을 갖는 베어링 부품을 얻을 수 있다. 상술한 베어링 부품을 얻기 위해서는, 후술하는 제조 방법에 의해 베어링 부품을 제조하면 된다.

이어서, 본 실시 형태에 따른 베어링 부품 및 베어링 부품용 강재의 바람직한 제조 방법에 대해 설명한다.

본 실시 형태에 따른 베어링 부품은 이하와 같이 하여 제조할 수 있다. 또한, 이하에 설명하는 베어링 부품의 제조 방법, 그 소재가 되는 베어링 부품용 강재, 그 베어링 부품용 강재의 소재가 되는 열간 압연 선재의 제조 방법은 본 발명의 베어링 부품을 얻기 위한 일례이고, 이하의 수순 및 방법으로 한정하는 것은 아니고, 본 발명의 구성을 실현할 수 있는 방법이면, 어떤 방법이든 채용하는 것이 가능하다.

베어링 부품용 강재의 소재가 되는 열간 압연 선재의 제조 방법에는 통상의 제조 조건을 채용할 수 있다.

예를 들어, 통상의 방법으로 성분 조성을 조정한 강을 용제, 주조하고, 필요에 따라 소어 킹 처리, 분괴 압연을 실시하여, 강편으로 한다. 이어서, 얻어진 강편을 가열하고, 열간 압연을 실시한다. 그리고, 링 형상으로 권취한 후, 냉각한다.

이상의 공정을 거쳐서, 본 실시 형태에 따른 베어링 부품용 강재의 소재가 되는 열간 압연 선재는 제조할 수 있다.

주조 공정에 있어서, 주조 방법은 특별히 한정되는 것은 아니고, 진공 주조법이나 연속 주조법 등을 사용하면 된다.

또한, 필요에 따라, 주조 공정 후의 주조편에 대해 실시하는, 소어 킹 처리(균열 확산 처리)는 주조 등에서 발생하는 편석을 경감시키기 위한 열처리이다. 이들의 공정을 거쳐서 얻어진 강편은 일반적으로 빌렛이라고 불린다.

또한, 소어 킹 처리의 가열 온도는 1100℃ 내지 1200℃가 바람직하다. 또한, 유지 시간은 10시간 내지 20시간이 바람직하다.

이어서, 열간 압연 전의 가열 공정으로서, 강편을 가열한다. 강편의 가열 온도는 900℃ 내지 1300℃로 하는 것이 바람직하다.

그 후, 열간 압연 공정으로서, 상기 강편에 대해 열간 압연을 행한다. 열간 압연 공정에 있어서, 마무리 압연 온도를 850℃ 이하로 하는 것이 바람직하다.

마무리 압연 온도를 850℃ 이하로 함으로써, 초석 시멘타이트를 분산하여 석출시킴으로써, 초석 시멘타이트 두께를 저하시킬 수 있고, 또한 변태 시의 펄라이트의 핵 생성 사이트를 증가시켜, 펄라이트 블록을 미세화할 수 있다. 보다 바람직한 마무리 압연 온도는 800℃ 이하이다. 한편, 마무리 압연 온도가 650℃ 미만이면, 펄라이트 블록을 미세화시킬 수 없는 경우가 있다. 따라서, 마무리 압연 온도는 650℃ 이상이 바람직하다.

열간 압연 중의 강편의 온도는 방사 온도계에 의해 측정할 수 있다.

베어링 부품용 강재의 소재가 되는, 열간 압연 공정을 거친 강재, 즉 마무리 압연 후의 강재는 일반적으로 열간 압연 선재라고 불린다.

열간 압연 공정 종료 후, 즉 마무리 압연 후, 800℃ 이하에서 열간 압연 선재를 링 형상으로 권취한다. 이 공정은 일반적으로 권취 공정이라고 불린다.

권취 공정에 있어서의, 권취 온도가 높으면, 오스테나이트가 입성장하고, 펄라이트 블록이 조대해지는 경우가 있다. 그로 인해, 권취 온도는 800℃ 이하가 바람직하다. 보다 바람직한 권취 온도는 770℃ 이하이다. 한편, 권취 온도가 650℃ 미만이면, 단선이 발생하는 경우가 있다. 따라서, 권취 온도는 650℃ 이상이 바람직하다.

또한, 열간 압연 공정 종료 후에, 필요에 따라 냉각을 행하는, 권취 전 냉각 공정을 가져도 된다.

권취 공정 후, 압연 선재를 600℃까지 냉각한다. 이 공정은 일반적으로 냉각 공정이라고 불린다.

600℃까지의 냉각 속도는 0.5℃/s 내지 3.0℃/s로 하는 것이 바람직하다.

압연 선재를 권취 후, 600℃까지 냉각하면, 펄라이트로의 변태가 완료된다. 권취 후의 냉각 속도는 오스테나이트로부터 펄라이트로의 변태에 영향을 미치는 경우가 있다. 그로 인해, 마르텐사이트나 베이나이트 등의 과냉 조직의 석출을 억제하기 위해, 권취 후의 냉각 속도는 3.0℃/s 이하가 바람직하다. 보다 바람직하게는 2.3℃/s 이하이다. 한편, 권취 후의 냉각 속도는 초석 시멘타이트의 석출에도 영향을 미치는 경우가 있다. 그로 인해, 초석 시멘타이트의 과잉의 석출이나 조대화를 억제하기 위해, 권취 후의 냉각 속도는 0.5℃/s 이상으로 하는 것이 바람직하다. 보다 바람직하게는 0.8℃/s 이상이다.

통상의 베어링 부품의 제조 방법은 신선 가공 전에, 구상화 열처리 공정을 갖지만, 본 실시 형태에 따른 베어링 부품용 강재는 신선 가공 전의 구상화 열처리 공정을 갖지 않는다. 즉, 상술한 공정을 거쳐서 얻어진 열간 압연 선재에 구상화 열처리를 실시하지 않고, 그대로 총 감면율 50％ 이상의 신선 가공을 실시한다. 그리고, 신선 가공 후에, 650℃ 이상, 750℃ 또는 A₁점-5℃의 어느 낮은 쪽의 온도 이하에서, 구상화 열처리를 행함으로써, 베어링 부품용 강재를 제조한다.

그 후, 얻어진 베어링 부품용 강재를 성형한 후, 켄칭 처리, 템퍼링 처리를 행하여 베어링 부품을 얻는다.

베어링 부품용 강재의 소재가 되는 열간 압연 선재에 대해, 총 감면율 50％ 이상의 신선 가공을 행하면, 도입된 변형에 의해, 구상화 열 처리 시의 시멘타이트의 구상화가 촉진된다. 따라서, 저온, 단시간에 시멘타이트가 구상화되고, 또한 베어링 부품용 강재의 구상 시멘타이트의 평균 입경을 미세하게 할 수 있고, 또한 개수 밀도를 크게 할 수 있다. 그렇게 하여 제조한 베어링 부품용 강재는 구상 시멘타이트의 개수가 충분히 있으므로, 켄칭 시의 오스테나이트의 평균 입경을 미세화할 수 있다. 그리고, 오스테나이트의 평균 입경을 미세화함으로써, 베어링 부품의 잔류 오스테나이트의 양을 확보할 수 있고, 베어링 부품의 구오스테나이트 입경도 미세화된다.

총 감면율이 50％ 미만이면, 베어링 부품용 강재에 있어서, 소정량의 잔류 오스테나이트를 확보할 수 없고, 또한 시멘타이트의 구상화가 불충분해져, 베어링 부품의 구오스테나이트를 미세화할 수 없는 경우가 있다. 한편, 총 감면율이 97％를 초과하면, 신선 가공 시에 단선이 발생할 우려가 있다. 그로 인해, 총 감면율은 50％ 내지 97％로 하는 것이 바람직하다.

신선 가공 후의 구상화 열처리의 가열 온도는 베어링 부품용 강재의 구상 시멘타이트의 개수 밀도를 증가시키기 위해, 750℃ 미만, 또한 A₁-5℃ 이하로 한다. 또한, 구상화 열처리 횟수는 1회로 한다.

750℃ 이상 또는 A₁-5℃ 초과의 고온에서 구상화 열처리를 행하면, 베어링 부품용 강재의 구상 시멘타이트의 개수 밀도가 저하된다. 또한, 베어링 부품용 강재에 있어서, 오스테나이트로의 변태가 발생하기 때문에, 선 직경의 변화가 커지는 경우가 있다. 그로 인해, 바람직하게는 750℃ 또는 A₁-5℃의 어느 낮은 쪽의 온도 이하에서 가열한다.

한편, 신선 가공 후의 구상화 열처리의 가열 온도가 650℃보다 낮으면, 베어링 부품용 강재에 있어서, 시멘타이트의 구상화가 불충분해지고, 펄라이트인채로 잔존한다. 그로 인해, 켄칭 시에, 오스테나이트 입경이 조대화되고, 경도가 상승하여, 베어링 부품의 가공성이 저하될 우려가 있다. 따라서, 신선 가공 후의 구상화 열처리의 가열 온도는 650℃ 이상이 바람직하다.

즉, 구상화 열처리의 가열 온도는 650℃ 이상, 750℃ 또는 A₁-5℃의 어느 낮은 쪽의 온도 이하이다.

또한, A₁이란, A₁ 변태가 개시되는 온도이고, 단위는 섭씨 온도(℃)이다. 또한, A₁은 하기의 식 1로부터 화학 성분을 기초로, 간이적으로 산출할 수 있다.

또한, 식 중의 [C], [Si], [Mn], [Cu], [Ni], [Cr], [Mo], [Al] 및 [B]는, 질량％로, 열간 압연 선재 중의 C 함유량, Si 함유량, Mn 함유량, Cu 함유량, Ni 함유량, Cr 함유량, Mo 함유량, Al 함유량 및 B 함유량이다.

<식 1>

또한, 구상화 열처리에 있어서, 상기 온도에서 0.5 내지 5시간 유지한다. 유지 시간이 0.5시간 미만인 경우는, 구상화가 충분하지 않고, 5시간을 초과하면, 소정의 구상 시멘타이트의 개수 밀도가 저하되는 경우가 있다.

구상화 열처리 후의 베어링 부품용 강재를 성형(조성형)한 후, 켄칭 처리를 행한다. 구상화 열처리 후의 켄칭 처리에 있어서의, 켄칭의 가열 온도는 어느 일정량의 시멘타이트를 오스테나이트에 고용시키기 위해, 820℃ 이상으로 하는 것이 바람직하다. 켄칭의 가열 온도가 820℃ 미만이면, 시멘타이트가 오스테나이트에 충분히 고용되지 않고, 베어링 부품의 경도가 저하되는 경우가 있다. 한편, 켄칭의 가열 온도가 890℃를 초과하면, 베어링 부품에 있어서의 구오스테나이트의 평균 입경이 조대화될 우려가 있다. 그로 인해, 켄칭의 가열 온도는 820℃ 내지 890℃로 하는 것이 바람직하다.

또한, 켄칭 처리에 있어서의 유지 시간은 0.5 내지 2시간이 바람직하다. 유지 시간이 0.5시간 미만인 경우는, 시멘타이트의 오스테나이트 고용이 충분하지 않고, 2시간을 초과하면, 시멘타이트가 분해되고, C가 오스테나이트로 과잉으로 고용되고, 베어링 부품에 있어서의 잔류 오스테나이트가 증가하거나, 구오스테나이트의 평균 입경이 조대화될 가능성이 있다.

템퍼링 처리에 있어서의, 템퍼링 온도는 인성의 확보, 경도 조정을 위해, 150℃ 이상에서 행하는 것이 바람직하다. 템퍼링 온도가 150℃ 미만이면, 베어링 부품의 인성을 확보할 수 없는 경우가 있다. 한편, 템퍼링 온도가 250℃를 초과하면, 베어링 부품의 경도가 저하되고, 전동 피로 수명이 저하될 우려가 있다. 그로 인해, 템퍼링 온도는 150℃ 내지 250℃로 하는 것이 바람직하다.

또한, 템퍼링 처리에 있어서의 유지 시간은 0.5 내지 3시간이 바람직하다. 유지 시간이 0.5시간 미만인 경우는, 베어링 부품의 인성을 확보할 수 없는 경우가 있고, 3시간을 초과하고, 템퍼링을 행해도, 특성에 변화는 없고, 생산성이 저하될 뿐이다.

이 템퍼링 처리 후의, 베어링 부품용 강재에 마무리 가공을 실시함으로써, 베어링 부품이 얻어진다.

상술한, 본 발명의 바람직한 제조 방법을 적용함으로써, 베어링 부품의 금속 조직 및 베어링 부품용 강재의 금속 조직을 본 발명 범위 내로 할 수 있다.

실시예

이하, 본 발명의 베어링 부품의 실시예를 들어, 본 실시 형태에 따른 베어링 부품의 효과를 보다 구체적으로 설명한다. 단, 실시예에 있어서의 조건은 본 발명의 실시 가능성 및 효과를 확인하기 위해 채용한 일 조건예이고, 본 발명은 하기 실시예로 한정되는 것은 아니다. 본 발명의 요지를 일탈하지 않고, 본 발명의 목적을 달성하는 한에 있어서, 취지에 적합할 수 있는 범위에서 적당히 변경을 가하여 실시하는 것도 가능하다. 따라서, 본 발명은 다양한 조건을 채용할 수 있고, 그들은 모두 본 발명의 기술적 특징에 포함되는 것이다.

표 1-1 및 표 1-2에 나타내는 성분을 갖는 선재 및 봉재에 대해, 열처리나 열간 단조를 실시함으로써, 표 2-1 및 표 2-2에 기재된 조직을 갖는 열간 압연 선재로 하였다. 이 열간 압연 선재를 사용하여, 냉간으로, 직경이 φ10㎜가 될 때까지 신선 가공을 행하였다. 이어서, 신선 가공한 열간 압연 선재를, 길이 방향의 길이가 10㎜가 되도록(10㎜ 길이로) 절단하였다. 그리고, 절단한 열간 압연 선재에, 표 2-1 및 표 2-2에 기재된 구상화 온도에서 0.5 내지 3시간의 구상화 열처리를 실시함으로써, 구상 시멘타이트와 페라이트를 포함하는 조직으로 조정하고, 베어링 부품용 강재로 하였다. 이 베어링 부품용 강재를, φ9.5㎜의 구형으로 성형하였다. 그 후, 켄칭 처리, 템퍼링 처리를 행한 후, 마무리 가공을 실시하여, 베어링 부품을 제조하였다. 표 2-1 및 표 2-2에 기재된 켄칭 온도에서 켄칭 처리를 행하고, 켄칭 처리의 유지 시간은 60분, 냉각은 유냉으로 하였다. 계속해서, 표 2-1 및 표 2-2에 기재된 템퍼링 온도에서 템퍼링 처리를 행하고, 템퍼링의 유지 시간은 90분으로 하였다. 열간 압연 선재의 조직, 신선 가공 시의 감면율, 켄칭 처리 및 템퍼링 처리의 온도를 표 2에 나타낸다.

열간 압연 선재의 조직, 베어링 부품용 강재 및 베어링 부품의 조직은 광학 현미경을 사용하여 평가하였다. 그리고, SEM을 사용하여, 베어링 부품의 구오스테나이트의 평균 입경(㎛)을 측정하였다. 또한, 베어링 부품용 강재 및 베어링 부품의 구상 시멘타이트의 평균 입경(㎛) 및 개수 밀도(개/㎟)의 측정은 SEM으로 행하였다. 또한, 베어링 부품의 잔류 오스테나이트의 양(체적％)의 측정에는 X선 회절법을 사용하였다.

베어링 부품의 전동 피로 수명의 측정에는 래디얼형 피로 시험기를 사용하였다.

통상의 전동 피로 수명은 윤활유만으로 시험하였다. 또한, 750Hv 내지 800Hv의 경도를 갖는, 입경 100㎛ 내지 180㎛의 철분을, 윤활유 1L에 대해 1g 혼입시킨, 이물 혼입 환경 하에서 전동 피로 수명을 측정하였다. 그리고, 측정한 전동 피로 수명을, 와이블 통계 처리에 의해, 누적 파손 확률 10％의 수명을 구하였다. 통상 및 이물 혼입 환경 하에서의 전동 피로 수명은 SUJ2와 동일 성분이고, 현행의 제조 방법으로 제작한 B1의 수명을 기준으로 하여, 표 2-1 및 표 2-2에는 그 수명에 대한 비로 나타냈다.

<표 1-1>

<표 1-2>

<표 2-1>

<표 2-2>

표 2-1 및 표 2-2에 소재의 조직, 제조 방법, 베어링 부품의 조직 및 전동 피로 수명의 평가 결과를 나타낸다. 표 1-1 및 표 2-1에 있어서, A1 내지 A19는 본 발명의 적정 범위 내이고, 통상의 전동 피로 수명비는 B1의 1.5배 이상이고, 이물 혼입 환경 하에 있어서의 전동 피로 수명은 B1의 2배 이상이고, 우수한 피로 수명을 갖고 있었다.

본 발명예에 있어서, 베어링 부품용 강재의 금속 조직은 모두 구상 시멘타이트 및 페라이트로 이루어져 있었다. 또한, 베어링 부품의 금속 조직은 모두 구상 시멘타이트 및 마르텐사이트로 이루어져 있었다.

한편, A20 내지 A38, B1, B2는 비교예이다. A20 내지 A38, B1, B2는 본 발명에서 규정하는 화학 조성 및 베어링 부품의 조직 중 어느 하나 또는 양쪽을 만족 시키고 있지 않으므로, 전동 피로 수명이, 종래와 동등하거나, 또는 종래보다도 떨어져 있었다.

A20 내지 A31은 화학 조성이 본 발명예의 범위 외였다. A20은 C 함유량이 적기 때문에, 베어링 부품용 강재에서의 구상 시멘타이트의 개수 밀도가 작게 되어 있었다. 그로 인해, 켄칭 시에, 오스테나이트의 평균 입경이 조대화되고, 잔류 오스테나이트의 양이 부족하고, 베어링 부품의 이물 혼입 환경 하에서의 전동 피로 수명이 저하되어 있었다. 또한, C 함유량이 적기 때문에, 베어링 부품에 있어서도, 구상 시멘타이트의 개수 밀도가 부족했다. 또한 C량이 적으면, 켄칭 시의 강도도 작아지기 때문에, 통상의 환경 하에서도 전동 피로 수명이 저하되어 있었다. 한편, A21은 C 함유량이 과잉이었다. 그로 인해, 잔류 오스테나이트의 양 및 구상 시멘타이트의 평균 입경이 과잉이 되어, 통상의 전동 피로 수명이 향상되지 않았다.

A23은 Mn 함유량이 과잉이었다. 그로 인해, 베어링 부품용 강재의 마르텐사이트에 기인하여 신선 시에 크랙이 생성되고, 베어링 부품에 있어서, 통상 및 이물 혼입 환경 하의 양쪽에서 전동 피로 수명은 저하되어 있었다. 또한, 신선 가공성이 저하되기 때문에, 충분한 신선 가공량을 확보할 수 없었다. 그로 인해, 구상화 열처리에 있어서, 구상 시멘타이트의 개수 밀도가 저하되어 있었다. 따라서, 충분한 핀 고정 효과를 확보할 수 없고, 켄칭 처리 시에 오스테나이트의 평균 입경이 조대화되었다. 또한, 베어링 부품용 강재의 구상 시멘타이트가 적기 때문에, 켄칭 후의 베어링 부품에 있어서의, 구상 시멘타이트의 개수 밀도가 불충분했다. 또한, Mn 함유량이 과잉이었기 때문에, Ms점이 저하되고, 잔류 오스테나이트의 양이 과잉이 되었다. 그로 인해, 조직 중에, 마르텐사이트가 없고, 크랙이 생성되어 있지 않아도, 전동 피로 수명이 저하되었다. A24는 Mn 함유량이 적고, 잔류 오스테나이트의 양이 부족했다. 그로 인해, 이물 혼입 환경 하에서의, 베어링 부품의 전동 피로 수명이 향상되지 않았다. A25는 Cr 함유량이 적기 때문에, 켄칭 처리 시에 시멘타이트가 용이하게 고용됨으로써, 구상 시멘타이트의 개수 밀도가 부족했다. 또한, 잔류 오스테나이트의 양이 과잉이 되고, 베어링 부품의 전동 피로 수명이 저하되었다. A27은 Cr 함유량이 많기 때문에, 시멘타이트가 안정화되고, 켄칭 처리 시, 시멘타이트가 고용되지 않고, 잔류 오스테나이트의 부족했다. 그로 인해, 이물 혼입 환경 하에서의 베어링 부품의 전동 피로 수명이 향상되지 않았다.

A22는 Si 함유량이 과잉이고, A26은 Al 함유량이 과잉이고, A30은 O 함유량이 과잉이었다. 모두 개재물에 기인하여, 통상 및 이물 혼입 환경 하 모두 전동 피로 수명이 종래보다도 떨어져 있었다. A28은 S 함유량이 과잉이고, 황화물에 기인하여, 통상 및 이물 혼입 환경 하 모두 전동 피로 수명이 종래보다도 떨어져 있었다. A31은 N 함유량이 과잉이고, 질화물에 기인하여, 통상 및 이물 혼입 환경 하 모두 전동 피로 수명이 종래보다도 떨어져 있었다. A29는 P 함유량이 과잉이고, 입계가 취화되고, 통상 및 이물 혼입 환경 하 모두 전동 피로 수명이 저하되어 있었다.

A32 내지 A38은, 화학 조성은 본 발명의 범위 내이지만, 베어링 부품의 조직이 본 발명의 범위 외였다. A32 및 A33은 신선 가공의 총 감면율이 낮기 때문에, 구상화 열처리 시에, 일부의 펄라이트 조직이 구상화되지 않고, 베어링 부품용 강재의 구상 시멘타이트의 개수 밀도가 저하되었다. 그로 인해, 켄칭 처리 시에, 오스테나이트의 평균 입경이 조대화되었기 때문에, 잔류 오스테나이트양이 부족했다. 그리고, 베어링 부품의 구상 시멘타이트의 개수 밀도도 저하되고, 이물 혼입 환경 하에서의 전동 피로 수명이 불충분했다.

A34는 구상화 열 처리 시의 가열 온도가 낮기 때문에, 구상화 열처리 시에, 일부의 펄라이트 조직이 구상화되지 않고, 베어링 부품용 강재에 있어서의 구상 시멘타이트의 개수 밀도가 저하되었다. 그로 인해, 켄칭 처리 시에, 오스테나이트의 평균 입경이 조대화되어 있었기 때문에, 베어링 부품의 잔류 오스테나이트의 양이 저하되었다. 또한, 베어링 부품의 구상 시멘타이트의 개수 밀도도 저하되고, 이물 혼입 환경 하에서의 전동 피로 수명이 불충분하게 되어 있었다. A35는 구상화 열 처리 시의 온도가 높고, 베어링 부품용 강재에 있어서의 구상 시멘타이트의 개수 밀도가 저하되었기 때문에, 켄칭 처리 시에, 오스테나이트의 평균 입경이 조대화되고, 잔류 오스테나이트양이 저하되어 있었다. 또한, 베어링 부품의 구상 시멘타이트의 개수 밀도가 저하됨으로써, 이물 혼입 환경 하에서의 전동 피로 수명이 불충분하다.

A36은 켄칭 시의 가열 온도가 낮기 때문에, 고용한 C 함유량이 저하되고, 잔류 오스테나이트의 양이 부족했다. 그로 인해, 이물 혼입 환경 하에서의 전동 피로 수명이 불충분하게 되어 있었다. A37은 켄칭의 가열 온도가 높고, 시멘타이트가 과잉으로 고용되었기 때문에, 잔류 오스테나이트의 양이 과잉이 되고, 구상 시멘타이트의 개수 밀도도 저하되었다. 그로 인해, 통상의 전동 피로 수명이 저하되어 있었다.

B1, B2는 신선 가공 전에 구상화 열처리를 실시한 현행재이다. B1은 베어링 부품용 강재의 구상 시멘타이트의 개수 밀도가 작다. 그로 인해, 켄칭 처리 시의 오스테나이트의 평균 입경이 조대화되고, 잔류 오스테나이트의 양이 저하되고, 베어링 부품의 구상 시멘타이트 개수 밀도가 저하되어 있었다. 그리고, 이물 혼입 환경 하에서의 전동 피로 수명은 낮았다. 또한, B2는 Mn 함유량의 증가 등에 의해, B1에 비해, 잔류 오스테나이트의 양이 증가하고 있었지만, 베어링 부품의 구상 시멘타이트의 개수 밀도가 작기 때문에, 통상의 피로 수명 특성이 부족했다.

본 발명의 상기 형태에 의하면, 우수한 신선 가공성을 확보하기 위해, Mn의 함유량을 억제하고, 구상화 열처리를 단축하고, 이물 혼입 환경 하를 포함한 전동 피로 수명이 우수한 베어링 부품을 얻을 수 있으므로, 산업상 이용 가능성이 높다.

1 : 마르텐사이트
2 : 구상 시멘타이트
4 : 페라이트
5 : 구상 시멘타이트

Claims

화학 성분이, 질량％로,
C:0.95％ 내지 1.10％,
Si:0.10％ 내지 0.70％,
Mn:0.20％ 내지 1.20％,
Cr:0.90％ 내지 1.60％,
Al:0.010％ 내지 0.100％,
N:0.003％ 내지 0.030％
를 함유하고,
P:0.025％ 이하,
S:0.025％ 이하,
O:0.0010％ 이하
로 제한하고, 임의로,
Mo:0.25％ 이하,
B:0.0050％ 이하,
Cu:1.0％ 이하,
Ni:3.0％ 이하,
Ca:0.0015％ 이하
를 함유하고, 잔부가 Fe 및 불순물로 이루어지고,
금속 조직이, 잔류 오스테나이트, 구상 시멘타이트 및 마르텐사이트이고, 상기 잔류 오스테나이트의 양이, 체적％로, 18％ 내지 25％이고, 또한 상기 금속 조직에 있어서, 구오스테나이트의 평균 입경이 6.0㎛ 이하이고, 상기 구상 시멘타이트의 평균 입경이 0.45㎛ 이하이고, 또한 상기 구상 시멘타이트의 개수 밀도가 0.45×10⁶개/㎟ 이상인 것을 특징으로 하는, 베어링 부품.
제1항에 있어서, 상기 화학 성분이, 질량％로,
Mo:0.01％ 내지 0.25％,
B:0.0001％ 내지 0.0050％,
Cu:0.1％ 내지 1.0％,
Ni:1.0％ 내지 3.0％,
Ca:0.0001％ 내지 0.0015％
의 1종 이상을 함유하는 것을 특징으로 하는, 베어링 부품.
화학 성분이, 질량％로,
C:0.95％ 내지 1.10％,
Si:0.10％ 내지 0.70％,
Mn:0.20％ 내지 1.20％,
Cr:0.90％ 내지 1.60％,
Al:0.010％ 내지 0.100％,
N:0.003％ 내지 0.030％
를 함유하고,
S:0.025％ 이하,
P:0.025％ 이하,
O:0.0010％ 이하
로 제한하고, 임의로,
Mo:0.25％ 이하,
B:0.0050％ 이하,
Cu:1.0％ 이하,
Ni:3.0％ 이하,
Ca:0.0015％ 이하
를 함유하고, 잔부가 Fe 및 불순물로 이루어지고,
금속 조직이, 구상 시멘타이트 및 페라이트를 포함하고, 상기 금속 조직에 있어서, 입경이 0.5㎛ 내지 3.0㎛인 상기 구상 시멘타이트의 개수 밀도가 2.0×10⁶개/㎟ 이상인 것을 특징으로 하는, 베어링 부품용 강재.
제3항에 있어서, 상기 화학 성분이, 질량％로,
Mo:0.01％ 내지 0.25％,
B:0.0001％ 내지 0.0050％,
Cu:0.1％ 내지 1.0％,
Ni:1.0％ 내지 3.0％,
Ca:0.0001％ 내지 0.0015％
의 1종 이상을 함유하는 것을 특징으로 하는, 베어링 부품용 강재.
제3항 또는 제4항에 기재된 화학 성분으로 이루어지는 강편을 얻는 주조 공정과;
상기 강편을 900℃ 내지 1300℃의 온도로 가열하는 가열 공정과;
상기 가열 공정 후의 상기 강편에, 850℃ 이하의 마무리 압연 온도에서, 열간 압연을 실시하여, 열간 압연 선재를 얻는 열간 압연 공정과;
상기 열간 압연 공정 후의 상기 열간 압연 선재를, 800℃ 이하의 권취 온도에서 권취하는 권취 공정과;
상기 권취 공정 후에 3.0℃/초 이하의 냉각 속도로, 상기 열간 압연 선재를 600℃까지 냉각하고, 상기 열간 압연 선재의 조직을 펄라이트로 하는 냉각 공정과;
상기 냉각 공정 후의 상기 열간 압연 선재에, 총 감면율 50％ 이상에서 신선 가공을 실시하는 신선 가공 공정과;
상기 신선 가공 공정 후의 상기 열간 압연 선재에, 650℃ 이상, 750℃ 또는 A₁-5℃의 어느 낮은 쪽의 온도 이하에서, 0.5 내지 5시간 유지하는 구상화 열처리를 행하여, 베어링 부품용 강재를 얻는 구상화 열처리 공정을 갖는 것을 특징으로 하는, 베어링 부품용 강재의 제조 방법.
여기서, A₁이란 A₁ 변태가 개시되는 온도를 상기 화학 성분으로부터 예측한 값이고, 하기의 식 1로부터 산출됨.
또한, [C], [Si], [Mn], [Cu], [Ni], [Cr], [Mo], [Al] 및 [B]는, 질량％로, 상기 열간 압연 선재 중의 C 함유량, Si 함유량, Mn 함유량, Cu 함유량, Ni 함유량, Cr 함유량, Mo 함유량, Al 함유량 및 B 함유량임.
<식 1>
제1항 또는 제2항에 기재된 화학 성분으로 이루어지는 강편을 얻는 주조 공정과;
상기 강편을 900℃ 내지 1300℃의 온도로 가열하는 가열 공정과;
상기 가열 공정 후의 상기 강편에, 850℃ 이하의 마무리 압연 온도에서, 열간 압연을 실시하여, 열간 압연 선재를 얻는 열간 압연 공정과;
상기 열간 압연 공정 후의 상기 열간 압연 선재를, 800℃ 이하의 권취 온도에서 권취하는 권취 공정과;
상기 권취 공정 후에 3.0℃/초 이하의 냉각 속도로, 상기 열간 압연 선재를 600℃까지 냉각하고, 상기 열간 압연 선재의 조직을 펄라이트로 하는 냉각 공정과;
상기 냉각 공정 후의 상기 열간 압연 선재에, 총 감면율 50％ 이상에서 신선 가공을 실시하는 신선 가공 공정과;
상기 신선 가공 공정 후의 상기 열간 압연 선재에, 650℃ 이상, 750℃ 또는 A₁-5℃의 어느 낮은 쪽의 온도 이하에서, 0.5 내지 5시간 유지하는 구상화 열처리를 행하여, 베어링 부품용 강재를 얻는 구상화 열처리 공정과;
상기 구상화 열처리 공정 후의 상기 베어링 부품용 강재를 조성형하는 성형 공정과;
상기 성형 공정 후의 상기 베어링 부품용 강재를 800℃ 내지 890℃로 가열하고, 켄칭 처리를 행하는 켄칭 처리 공정과;
상기 켄칭 처리 공정 후의 상기 베어링 부품용 강재에, 250℃ 이하에서 템퍼링 처리를 행하는 템퍼링 공정과;
상기 템퍼링 처리 공정 후의 상기 베어링 부품용 강재에 마무리 가공을 실시하여 베어링 부품을 얻는 마무리 공정을 갖는 것을 특징으로 하는, 베어링 부품의 제조 방법.
여기서, A₁이란 A₁ 변태가 개시되는 온도를 상기 화학 성분으로부터 예측한 값이고, 하기의 식 2로부터 산출됨.
또한, [C], [Si], [Mn], [Cu], [Ni], [Cr], [Mo], [Al] 및 [B]는, 질량％로, 상기 열간 압연 선재 중의 C 함유량, Si 함유량, Mn 함유량, Cu 함유량, Ni 함유량, Cr 함유량, Mo 함유량, Al 함유량 및 B 함유량임.
<식 2>