MX2014011610A - Alambron de acero con capacidad de raspado para muelle de alta resistencia, y muelle de alta resistencia. - Google Patents

Abstract

Este alambrón de acero para un muelle de alta resistencia es un alambrón de acero laminado en caliente que tiene una composición química prescrita y una textura de tal manera que la fracción de área de perlita es del 90% o más; y el tamaño de grano medio de los nódulos de perlita, en concreto Pave, satisface la relación (1) 6,0 = Pave = 12,0. En el alambrón de acero laminado en caliente, la profundidad descarburada total de la capa superficial es de 0,20rnm o menos, y el contenido de carburo de aleación en base a Cr es del 7,5% o menos en relación con la masa del alambrón de acero. El alambrón para un muelle de alta resistencia y un muelle de alta resistencia obtenido utilizando el mismo como materia prima exhibe excelente capacidad de raspado y asegura una excelente descarga de virutas y excelente tratamiento de SV, lo que no se acompaña de la rotura del alambre.

Description

ALAMBRÓN DE ACERO CON CAPACIDAD DE RASPADO PARA MUELLE DE ALTA RESISTENCIA, Y MUELLE DE ALTA RESISTENCIA CAMPO DE LA INVENCIÓN La presente invención se refiere a un alambrón de acero para un muelle de alta resistencia que se puede utilizar como material para los muelles de alta resistencia (especialmente, muelle de válvula) que se utilizan en partes de vehículos, incluyendo un embrague, un motor, un inyector de combustible, una mecanismo de suspensión, y similares, y también a un muelle de alta resistencia que utiliza el alambrón de acero para un muelle de alta resistencia. Más particularmente, la presente invención se refiere a un alambrón de acero para un muelle de alta resistencia que puede exhibir excelente capacidad de raspado en un proceso de raspado.

ANTECEDENTES DE LA INVENCIÓN Los muelles aplicados en el entorno descrito anteriormente se utilizan con una alta tensión aplicada a los mismos durante un largo período de tiempo. Por esta razón, se requiere que dichos muelles tengan alta resistencia a la fatiga. Con el fin de mejorar la resistencia a la fatiga, se tienen que impartir excelentes propiedades superficiales al muelle, y controlar adecuadamente las inclusiones en el muelle. En cuanto a las propiedades superficiales, el muelle moldeado se somete a un proceso de aplanado y a un proceso de endurecimiento por granallado, nitruración, o similares. Cuando un defecto del orden de varias decenas de micrómetros de tamaño permanece o se produce en el muelle, se puede producir una rotura que va desde la imperfección superficial durante el uso del muelle.

Por lo tanto, se realiza un proceso de raspado (en lo sucesivo referido como un "proceso de SV") para eliminar una parte descarburada de una capa superficial del alambrón que se ha laminado, y una imperfección fina en la capa superficial del alambrón. El proceso de SV es un proceso que consiste en cortar la capa superficial del alambrón sobre toda su periferia en una dirección de profundidad en aproximadamente varios cientos de micrómetros utilizando un troquel astillador. Un alambrón que tiene capacidad de trabajo de SV (capacidad de raspado) insatisfactoria se podría romper en el proceso de SV, lo que da como resultado desventajosamente una grieta del troquel astillador, una superficie irregular del alambrón, un tiempo de vida más corto de una herramienta, y similares. Además, se proporciona un rompedor para mejorar la descarga de virutas producidas por el corte minucioso del alambrón. Durante el corte del alambrón que tiene la capacidad de trabajo de SV insatisfactoria, las virutas pueden quedar atrapadas en el rompedor, aumentar excesivamente la carga en un motor para accionar el rompedor. Como resultado, el dispositivo puede, a veces, detenerse lo que disminuye el rendimiento de productos o alambrones.

La mejora de la capacidad de trabajo de SV de un alambrón puede aumentar significativamente el rendimiento de los alambrones y mejorar la calidad del alambrón. Las técnicas convencionales para mejorar la capacidad de trabajo de SV incluyen controlar la microestructura del alambrón, controlar la composición de las inclusiones, y similares. Ya se han propuesto diversos tipos de tales técnicas.

Por ejemplo, la Literatura de Patente (PTL) 1 ha propuesto que la capacidad de raspado de un alambrón se mejore haciendo que el tamaño de grano del cristal austenitico sea grueso. Sin embargo, con el fin de lograr un muelle de acero con alta resistencia a la fatiga, el acero se debe formar de granos de cristal finos. Por otra parte, teniendo en cuenta la productividad, incluyendo la capacidad de trabajo de SV, la capacidad de trabajo del trefilado, y similares, los granos de cristal del alambrón tienen preferentemente un tamaño de grano fino.

Como se describe en PTL 2, la composición de una inclusión en base a óxido, y el tamaño y la distribución de la densidad de la inclusión en base a óxido existente en la capa superficial se pueden definir para mejorar la capacidad de trabajo de SV. Sin embargo, la aleación en base a carburo o nitruro que influye significativamente la ductilidad y tenacidad de la microestructura tiende a provocar una reducción de la capacidad de trabajo de SV en la actualidad.

Por otro lado, la PTL 3 ha propuesto que la capacidad de trabajo de SV se mejora mediante la definición de las características mecánicas del acero. En la técnica, sin embargo, la cantidad de aleaciones añadidas es tanta que un acero de muelle incluye la precipitación de aleaciones en base a carburos o nitruros en una gran cantidad. Como resultado, el acero de muelle puede satisfacer solo las características mecánicas, pero no puede mejorar la capacidad de trabajo de SV.

Lista de Citas Documento de Patente PTL 1: Publicación de Patente Japonesa No Examinada N° 2000-256785 PTL 2: Publicación de Patente Japonesa No Examinada N° 2010-222604 PTL3: Publicación de Patente Japonesa No Examinada N° 2000-239797 BREVE DESCRIPCIÓN DE LA INVENCIÓN Problema Técnico En particular, se requiere que las válvulas de muelle tengan una alta resistencia a la fatiga y una larga vida de fatiga. Con el fin de satisfacer estas características, un muelle debe tener buenas propiedades superficiales. El proceso de SV se realiza en el muelle con el fin de eliminar una imperfección en la capa o superficie de un alambrón laminado. El proceso de SV incluye una etapa de pasada superficial para mejorar la circularidad del alambrón laminado evitar su corte lateral, y una etapa de raspado para raspar utilizando un troquel astillador. Es necesario que las condiciones de enfriamiento para rodar sobre un transportador se controlen adecuadamente para evitar que una microestructura de alambrón laminado contenga una fase subenfriada (bainita, martensita) .

El proceso de raspado con el troquel astillador requiere que la longitud total de una bobina que tiene un peso de 2 toneladas se pueda raspar con una calidad superficial estable, por ejemplo, sin marcas hechas por el troquel. Por esta razón, la microestructura del alambrón laminado tiene que tener excelente capacidad de raspado. Por ejemplo, la microestructura del alambrón laminado no contiene una fase subenfriada que podría causar la rotura de un alambre. Además, el troquel astillador debe ser menos propenso a agrietarse, y una carga en una herramienta debe ser pequeña. Las virutas generadas al raspar el alambrón con el troquel astillador se descargan cortándose finamente por un rompedor. Por lo tanto, las virutas se tienen que cortar fácilmente por el rompedor, es decir, el alambrón tiene que tener una excelente descarga de virutas.

La presente invención se ha realizado para resolver tales problemas en la técnica relacionada. El objeto de la presente invención es proporcionar un alambrón para un muelle de alta resistencia que pueda presentar una excelente capacidad de trabajo de SV sin ninguna rotura del alambre en un proceso de SV, en tanto presente una excelente capacidad de raspado y propiedad de descarga de virutas, y proporcione también un muelle de alta resistencia obtenido mediante el uso de un alambrón de este tipo para un muelle de alta resistencia como material.

Solución al Problema La presente invención ha conseguido los objetos descritos anteriormente, y proporciona un alambrón de acero para un muelle de alta resistencia, que es un alambrón de acero que ha sido laminado en caliente. El alambrón de acero incluye como una composición química: C en un contenido del 0,4% o más y menos del 1,2%; Si en un contenido del 1,5% al 3,0%; Mn en un contenido del 0,5% al 1,5%; Cr en un contenido del 0,02% al 0,5%; y Al en un contenido del 0,010% o menos, en porcentaje en masa, siendo el resto hierro e impurezas inevitables, en que el alambrón de acero tiene una fase con una fracción de área de perlita del 90% o más, un número medio de tamaño de grano Pave de nodulos perlita satisface la siguiente fórmula (1), una profundidad descarburada total de la capa superficial es 0,20mm o menos, y un contenido de carburo de aleación en base a Cr es del 7,5% o menos en relación con una masa del alambrón de acero: 6, 0 < Pave = 12,0 (1) .

El alambrón de acero para un muelle de alta resistencia según la presente invención incluye, además, con eficacia: al menos uno de (a) V en un contenido del 0,5% o menos (excluyendo el 0%), y Nb en un contenido del 0,5% o menos (excluyendo el 0%); (b) Mo en un contenido del 0,5% o menos (excluyendo el 0%); (c) Ni en un contenido del 1,0% o menos (excluyendo el 0%); (d) Cu en un contenido del 0,5% o menos (excluyendo el 0%); y (e) B en un contenido del 0,010% o menos (excluyendo el 0%), según sea necesario. En consecuencia, las características del alambrón de acero para un muelle de alta resistencia se pueden mejorar en función de los componentes incluidos en el mismo.

La presente invención incluye un muelle de alta resistencia obtenido a partir del alambrón de acero para un muelle de alta resistencia que se ha descrito anteriormente. Efectos Ventajosos de la Invención La presente invención optimiza las condiciones de fabricación ajustando adecuadamente la composición química para formar una microestructura que tiene una fracción de área de perlita del 90% o más, para establecer un número medio de tamaño de grano Pave de nodulos de perlita en un intervalo predeterminado, y para controlar la profundidad descarburada total de la capa superficial y el contenido de carburo de aleación en base a Cr. Por consiguiente, la presente invención puede conseguir el alambrón de acero para un muelle de alta resistencia que puede exhibir la excelente capacidad de trabajo de SV sin ninguna rotura del alambre en el proceso de SV, en tanto presenta una excelente capacidad de raspado y propiedad de descarga de virutas. Un alambrón de acero de este tipo para un muelle de alta resistencia es muy útil como material para la fabricación de un muelle de alta resistencia .

BREVE DESCRIPCIÓN DE LOS DIBUJOS [Fig. 1] La Figura 1 es un diagrama explicativo que muestra un método de muestreo (posiciones de división anulares) de las muestras para su evaluación.

[Fig. 2] La Figura 2 es una vista en sección transversal ejemplar que muestra una posición de observación de la microestructura de un alambrón.

[Fig. 3] La Figura 3 es una vista en sección transversal ejemplar que muestra la posición de observación de la descarbonización superficial del alambrón.

[Fig. 4] La Figura 4 es un gráfico que muestra las variaciones en la corriente a través de un rompedor en una prueba No. 2 (ejemplo de la invención).

[Fig. 5] La Figura 5 es un gráfico que muestra las variaciones en la corriente del rompedor en una prueba No. 27 (ejemplo comparativo).

DESCRIPCIÓN DETALLADA DE LA INVENCIÓN Los inventores han estudiado las características de alambrones de acero para que un muelle de alta resistencia alcance los objetos anteriores desde varios puntos de vista. Como resultado, se ha puesto de manifiesto que una composición química y microestructura de un alambrón laminado, el número del tamaño del grano de los nodulos de perlita, una profundidad descarburada de una capa superficial, y un contenido de carburo de aleación en base a Cr de la capa superficial del alambrón laminado se controlan adecuadamente para proporcionar un alambrón de acero que puede mejorar drásticamente la capacidad de trabajo de SV sin ninguna rotura del alambre en un proceso de SV, en tanto presenta una excelente capacidad de raspado y propiedad de descarga de virutas. La capacidad de raspado y la propiedad de descarga de virutas se denominarán en lo sucesivo como "capacidad de trabajo de SV" . A continuación se describirán los requisitos especificados por la invención.

[Microestructura con fracción de área de perlita del 90% o más] El alambrón de acero (alambrón de acero obtenido después de una laminación en caliente: alambrón laminado) de la invención tiene una microestructura con una fracción de área de perlita del 90% o más. El alambrón laminado que tiene la microestructura con una fracción de área de perlita del 90% o más significa un alambrón laminado en el que una fracción de área de ferrita y las fases superenfriadas formadas de bainita y martensita que ocupan una sección transversal del alambrón laminado es del 10 % o menos. El alambrón laminado que tiene una fracción de área de perlita del 90% o más se puede someter a un tratamiento de SV mientras que no tiene ninguna rotura del alambre durante el tratamiento de SV. En contraste, si un alambrón laminado tiene una fase superenfriada que contiene bainita, martensita, y similares en una fracción de área del 10% o más, el alambrón laminado tendrá una ductilidad/tenacidad reducida, y como resultado, podría degradar la capacidad de trabajo de SV, por ejemplo, se podría romper durante el tratamiento de SV.

La ferrita no reduce la capacidad de trabajo de SV tanto como las fases superenfriadas de bainita, martensita, o similares, y se puede contener en parte en la microestructura del alambrón. Sin embargo, si el contenido de ferrita del alambrón de acero es excesivo, la microestructura del alambrón se vuelve heterogéneo, lo que no es preferible en términos de la capacidad de trabajo de SV. Desde este aspecto, en el alambrón de acero de la invención, una fracción de área de perlita es preferentemente el 90% del área o más. La fracción de área de perlita es más preferentemente el 92% del área o más (más preferentemente, el 95% del área o más) .

[Número medio de tamaño de grano de los nodulos perlita Pave: 6, 0 < Pave < 12, 0] Un número medio de tamaño de grano de los nodulos de perlita (en lo sucesivo denominado a veces como un " tamaño de nodulos de perlita ") Pave afecta significativamente la ductilidad del alambrón laminado. Un alambrón laminado con un pequeño tamaño de nodulos de perlita tiene mala ductilidad, lo que puede provocar una rotura del alambre durante el tratamiento de SV. A medida que el tamaño de los nodulos de perlita se hace más grande, se mejora la ductilidad del alambre. Sin embargo, para hacer los nodulos de perlíta mucho más finos, se requiere que la temperatura de colocación en la laminación en caliente se reduzca excesivamente, y equipos de enfriamiento con una capacidad de calentamiento excesivo son necesarios para un enfriamiento rápido. Por lo tanto, esto es difícil de aplicar en la vida real.

A partir de este aspecto, el tamaño medio de los nodulos de perlíta Pave se establece para satisfacer la siguiente fórmula : 6,0 < Pave < 12,0; preferentemente, 7,0 < Pave < 11,0.

[Profundidad descarburada total de la capa superficial: 0,20mm o menos] Una capa superficial descarburada se elimina normalmente por el proceso de SV. Sin embargo, cuando la capa superficial descarburada es profunda, la ductilidad de las virutas generadas en el proceso de SV se hace mayor, lo que da como resultado el deterioro de la separabilidad de las virutas por el rompedor de virutas y la reducción en la descarga de las virutas, degradando de este modo la capacidad de trabajo de SV. Además, la capa superficial descarburada profunda es probable que permanezca incluso después del proceso de SV, lo que reduce drásticamente la resistencia a la fatiga de un muelle. Por consiguiente, la profundidad descarburada total de la capa superficial se establece en 0,20mm o menos, y preferentemente en 0,15mm o menos (más preferentemente, en 0 , 10mm o menos ) .

[Contenido de carburo de aleación en base a Cr en relación con la masa del alambrón de acero < 7,5% en masa] Los carburos de aleación en base a Cr son mucho más duros que los carburos en base a hierro. Por lo tanto, incluso una pequeña cantidad de carburos de aleación en base a Cr produce grietas de una punta de una hoja del astillador, lo que reduce un tiempo de vida de un troquel astillador y la descarga de virutas, degradando de este modo la capacidad de trabajo de SV. Por consiguiente, un limite superior del contenido de carburo de aleación en base a Cr con respecto a toda la masa del alambrón de acero se establece en el 7,5% en masa. El contenido de carburo de aleación en base a Cr es preferentemente el 5,0% o menos (más preferentemente, el 4,0% o menos) . Los carburos de aleación en base a Cr de interés en la invención son los carburos que contienen Cr, básicamente, como un componente principal. Cuando el alambrón de acero contiene además un elemento de formación de carburo, tal como V, Nb, o Mo, los carburos de aleación en base a Cr pueden contener un carburo de aleación compuesto de los mismos. Los carburos de aleación en base a Cr contienen, a veces, una cantidad muy pequeña de nitruro o carbonitruro .

Para la fabricación de un alambrón de acero de este tipo para un muelle de alta resistencia descrito anteriormente, las condiciones de fabricación se tienen que controlar también apropiadamente. El procedimiento para la fabricación del alambrón de acero para un muelle de alta resistencia será como sigue. En primer lugar, un tocho de acero que tiene una composición química predeterminada se lamina en caliente en un diámetro de alambre deseado. Una temperatura de calentamiento excesivamente alta en la laminación hace que la microestructura del alambrón sea quebradiza debido a un aumento en el tamaño de grano de una austenita previa, reduciendo de ese modo la capacidad de trabajo de SV. En contraste, una temperatura de calentamiento excesivamente baja aumenta una resistencia a la deformación del alambrón de acero, causando una alta carga en una máquina de laminación, lo que conduce a la reducción de la productividad. Por lo tanto, la temperatura de calentamiento antes de la laminación no es, preferentemente, menos de 900°C ni más de 1100°C, y más preferentemente no menos de 950°C ni más de 1050°C.

Posteriormente, el alambrón de acero después de haber sido laminado en caliente se coloca en forma de bobina en un transportador de enfriamiento. Cuando la temperatura en este momento (temperatura de colocación) excede 1100°C, el tamaño de grano de la austenita anterior aumenta para hacer que los granos de la austenita anterior sean gruesos, lo que podría provocar la fragilidad de la microestructura junto con el engrosamiento de los granos de los nodulos de perlita. Por otro lado, cuando la temperatura colocación se encuentra por debajo de 860°C, la capa superficial descarburada es más probable que sea profunda, lo que podría aumentar la resistencia a la deformación, dando lugar a un defecto en la forma de bobinado. Por consiguiente, la temperatura de colocación está preferentemente en un intervalo de 860°C a 1100°C. La temperatura de colocación se puede controlar en un intervalo de este tipo para suprimir de este modo el engrosamiento del grano de los nodulos de perlita y la formación de la capa superficial descarburada. La temperatura de colocación está más preferentemente en un intervalo de no menos de 900°C ni más de 1050°C.

Después de colocar el alambrón de acero en el transportador, el alambrón de acero laminado se enfría a 600°C a una tasa de enfriamiento media de l,0°C/seg o más (preferentemente, 3,5°C/seg o más) y 10°C/seg o menos (preferentemente, 8°C/seg) , que es una temperatura final de la transformación de perlita, lo que se obtiene una microestructura de acero laminado que tiene una fase que contiene perlita como elemento principal al tiempo que evita el engrosamiento de los granos de los nodulos de perlita. Secuencialmente, el alambrón de acero se enfría en un intervalo de temperatura decreciente desde menos de 600 °C a 400°C a la tasa de enfriamiento media de 3°C/seg o más (preferentemente, 3,5°C/seg o más) y 10°C/seg o menos (preferentemente, 8°C/seg o menos) , y después se enfria continuamente hasta 400°C o menos (preferentemente, 375°C o menos) , por lo que el alambrón de acero laminado con una excelente capacidad de trabajo de SV se puede obtener al tiempo que evita la precipitación de carburo de aleación en base a Cr en la fase que contiene perlita como el elemento principal .

El alambrón de acero para un muelle de alta resistencia en la invención tiene que tener su composición química controlada apropiadamente para exhibir las características de un producto final (específicamente, un muelle de alta resistencia) . Se especifica el intervalo de contenido de cada uno de los componentes (elementos) en la composición química por la siguiente razón.

[C: 0,4% o más y menos del 1,2%] El elemento carbono (C) es eficaz para asegurar la fuerza básicamente requerida para el acero y aumentar la fuerza y la resistencia de asentamiento de un muelle producido a partir del acero. Por esta razón, el contenido de carbono debe ser del 0,4% o más.. La fuerza y la resistencia de asentamiento del muelle se mejoran a medida que aumenta el contenido de carbono. Sin embargo, si el contenido de carbono es excesivo, la cementita gruesa se precipitará en una gran cantidad, lo que reduce la ductilidad/tenacidad del alambrón, lo que afecta negativamente a la capacidad de trabajo y a las características del muelle. Desde este aspecto, el contenido de carbono debe ser inferior al 1,2%. El límite inferior del contenido de carbono es preferentemente el 0,5% o más, y el límite superior del contenido de carbono es preferentemente el 1,0% o menos.

[Si: 1,5% al 3,0%] El elemento silicio (Si) es necesario para la desoxidación del acero y también para asegurar la fuerza, dureza, y resistencia de asentamiento del muelle. Para exhibir estos efectos, el contenido de Si tiene que ser el 1,5% o más. Sin embargo, si el contenido de Si es excesivo, el acero se endurece, y, además, la ductilidad/tenacidad del alambrón de acero se reduce, y aumenta la cantidad de la capa superficial descarburada, lo que degrada la capacidad de trabajo de SV y las propiedades de fatiga del alambrón de acero. Por consiguiente, el contenido de Si tiene que ser el 3,0% o menos. El límite inferior del contenido de Si es preferentemente el 1,6% o más (más preferentemente, el 1,7% o más) , y el límite superior del contenido de Si es preferentemente el 2,8% o menos (más preferentemente, el 2,5% o menos) .

[Mn: 0,5% al 1,5%] El elemento manganeso (Mn) también es necesario para la desoxidación del acero, como con Si, y aumenta la capacidad de endurecimiento para contribuir a mejorar la fuerza del muelle, además de la fijación del elemento S en el acero como un compuesto MnS . Para exhibir estos efectos, el contenido de Mn debe ser el 0,5% o más. Sin embargo, si el contenido de Mn es excesivo, la capacidad de endurecimiento del alambrón de acero se vuelve excesivamente alta, lo que permite que la fase superenfriada de martensita, bainita, y similares, se forme fácilmente. Por consiguiente, el contenido de Mn debe ser el 1,5% o menos. El limite inferior del contenido de Mn es preferentemente el 0,6% o más (más preferentemente, el 0,7% o más), y el limite superior del contenido de Mn es preferentemente el 1,4% o menos (más preferentemente, el 1,3% o menos) .

[Cr: 0,02% al 0,5%] El elemento cromo (Cr) mejora la fuerza del muelle mediante la mejora de la capacidad de endurecimiento y la resistencia al ablandamiento por temple, y efectivamente reduce la actividad de carbono para evitar de este modo la descarburación tras la laminación y el tratamiento térmico. Sin embargo, si el contenido de Cr es excesivo, los carburos de aleación en base a Cr, nitruro, y carbonitruro se precipitan tanto, degradando de este modo la capacidad de trabajo de SV. Por consiguiente, el contenido de Cr tiene que ser el 0,5% o menos (preferentemente, el limite superior del contenido de Cr es del 0,45% o menos, (más preferentemente, el 0,40% o menos)). Para exhibir los efectos anteriores, el contenido de Cr es del 0,02% o más. El limite inferior del contenido de Cr es preferentemente el 0,05% o más (más preferentemente, el 0,10% o más).

[Al : 0, 010% o menos] El elemento aluminio (Al) es un elemento desoxidante, y forma una inclusión AI2O3 y una inclusión A1N en el acero. Tales inclusiones reducen significativamente la vida de fatiga del muelle. Por esta razón, el contenido de Al se debe reducir tanto como sea posible. Desde este aspecto, el contenido de Al debe ser el 0,010% o menos, preferentemente el 0,008% o menos, y más preferentemente el 0,005% o menos.

Los componentes básicos del alambrón de acero para un muelle de alta resistencia según la presente invención se han descrito anteriormente, en el que el resto incluye hierro e impurezas inevitables (por ejemplo, P, S, y similares) . El alambrón de acero para un muelle de alta resistencia en la presente invención puede contener al menos uno de (a) V en un contenido del 0,5% o menos (excluyendo el 0%), y Nb en un contenido del 0,5% o menos (excluyendo el 0%); (b) Mo en un contenido del 0,5% o menos (excluyendo el 0%); (c) Ni en un contenido del 1,0% o menos (excluyendo el 0%); (d) de Cu en un contenido del 0,5% o menos (excluyendo el 0%); y (e) B en un contenido del 0,010% o menos (excluyendo el 0%), según sea necesario. En consecuencia, las características del alambrón de acero se mejoran dependiendo de los componentes incluidos en el mismo. Se especifica el intervalo de contenido preferible de cada uno de los componentes (elementos) en la composición química para la siguiente razón.

[Al menos uno de V: 0,5% o menos (excluyendo el 0%), y Nb: 0,5% o menos (excluyendo el 0%)] Ambos elementos vanadio (V) y niobio (Nb) tienen el efecto de hacer los granos de cristal más finos en el proceso de laminación en caliente, así como en el proceso de temple-revenido, para mejorar de este modo la ductilidad/tenacidad del alambrón de acero. Entre los mismos, el elemento vanadio (V) contribuye efectivamente a mejorar la fuerza del muelle debido al endurecimiento por precipitación secundario inducido en el recocido de alivio de tensión después del moldeo del muelle. Sin embargo, si el contenido de V es excesivo, los carburos de aleación compuestos que contienen el elemento V o Nb y el elemento de Cr se precipitan en una gran cantidad, lo que degrada la capacidad de trabajo de SV.

Por consiguiente, cada uno del contenido de V y del contenido de Nb es preferentemente el 0,5% o menos. Para exhibir los efectos descritos anteriormente, el limite inferior de cada uno del contenidos de V y Nb es preferentemente el 0,05% o más (más preferentemente, el 0,10% o más), y el limite superior de los mismos es preferentemente el 0,45% o menos (más preferentemente, el 0,40% o menos).

[Mo: 0,5% o menos (excluyendo el 0%)] El elemento molibdeno (Mo) contribuye efectivamente a mejorar la fuerza del muelle debido a un endurecimiento por precipitación secundario inducido en el recocido de alivio de tensión después del moldeo del muelle. Sin embargo, si el contenido de Mo es excesivo, los carburos de aleación compuestos que contienen el elemento Mo y el elemento Cr se precipitan en una gran cantidad, lo que degrada la capacidad de trabajo de SV. Por consiguiente, el contenido de Mo es preferentemente el 0,5% o menos. Para exhibir los efectos anteriores, el contenido de Mo es preferentemente el 0,05% o más. El limite inferior del contenido de Mo es preferentemente el 0,10% o más, y el limite superior del contenido de Mo es preferentemente el 0,45% o menos (más preferentemente, el 0,40% o menos).

[Ni: 1,0% o menos (excluyendo el 0%)] El elemento níquel (Ni) contribuye a mejorar la ductilidad/tenacidad y resistencia a la corrosión después del proceso de temple-revenido, mientras que suprime la descarbonización en el proceso de laminación en caliente. Sin embargo si el contenido de Ni es excesivo, la capacidad de endurecimiento se mejora en exceso, por lo que una fase superenfriada que contiene martensita, bainita, y similares, es más propensa a formarse. Además, en el proceso de temple-revenido del procedimiento de fabricación de un alambre templado en aceite (alambre de OT) , la austenita retenida se forma en una cantidad excesivamente grande, lo que podría reducir drásticamente la resistencia de asentamiento del muelle. Por consiguiente, el contenido de Ni es preferentemente el 1,0% o menos. El límite inferior del contenido de Ni es preferentemente el 0,05% o más (más preferentemente, el 0,10% o más), y el límite superior del contenido de Ni es preferentemente el 0,9% o menos (más preferentemente, el 0,8% o menos).

[Cu: 0,5% o menos (excluyendo el 0%)] El elemento cobre (Cu) contribuye a mejorar la resistencia a la corrosión, mientras que suprime la descarbonización en el proceso de laminación en caliente. Sin embargo, si el contenido de Cu es excesivo, la ductilidad en caliente del alambrón de acero se reduce para causar posiblemente una grieta en el proceso de laminación en caliente. En consecuencia, la cantidad de aditivo de Cu es preferentemente el 0,5% o menos. El limite inferior del contenido de Cu es preferentemente el 0,05% o más (más preferentemente, el 0,1% o más), y el limite superior del contenido de Cu es preferentemente el 0,45% o menos (más preferentemente, el 0,40% o menos).

[B: 0,010% o menos (excluyendo el 0%)] El elemento boro (B) mejora eficazmente la capacidad de endurecimiento y también mejora la ductilidad/tenacidad mediante la limpieza del limite de grano de la austenita. Sin embargo, si el contenido de B es excesivo, los compuestos de material compuesto de Fe y B se precipitan para causar posiblemente grietas en el proceso de laminación en caliente. La capacidad de endurecimiento se mejora en exceso, por lo que la fase superenfriada que contiene martensita, bainita, y similares, es más propensa a formarse. Por consiguiente, el contenido de B es preferentemente el 0,010% o menos. El limite inferior del contenido de B es preferentemente el 0,0010% o más (más preferentemente el 0,0015% o más, y más preferentemente, el 0,0020% o más), y el limite superior del contenido de B es preferentemente el 0,0080% o menos (más preferentemente, el 0,0060% o menos).

El alambrón de acero de alta resistencia de la invención está destinado a ser obtenido después del proceso de laminación en caliente. Además, un alambrón de acero de alta resistencia de este tipo será sometido a raspado, recocido, pre-trefilado (decapado) , trefilado, bobinado, temple-revenido, tratamiento superficial, y similares, para formar de este modo el muelle de alta resistencia. El muelle de alta resistencia obtenido de este modo exhibe las excelentes características .

Ejemplos La presente invención se describirá, a continuación, con más detalle utilizando ejemplos experimentales. Sin embargo, se debe entender que estos ejemplos no limitarán nunca el alcance de la invención; y diversas modificaciones y cambios pueden hacerse sin apartarse del alcance y espíritu de la invención y deben considerarse dentro del alcance de la invención .

Lingotes de acero con composiciones químicas que se indican en las siguientes Tablas 1 y 2 se han fabricado en un convertidor y convertidos después en tochos de acero con una sección transversal de 155mm por 155mm. Los tochos de acero se calentaron a 1000 °C y se laminaron en caliente. ? continuación, el acero laminado se enfrió a temperaturas de colocación en el transportador, proporcionadas en las Tablas 3 y 4 (es decir, la temperatura de colocación después de la laminación en caliente) a una tasa de enfriamiento media (en concreto, a tasas de enfriamiento medias en un intervalo desde la temperatura de colocación hasta 600°C, y en otro intervalo desde una temperatura de menos de 600°C a 400°C) , produciendo de este modo bobinas con un diámetro de 8,0mm y un peso individual de 2 toneladas (ensayo No. 1 a No. 31) . ro o ?? * Siendo el resto hierro e impurezas inevitables o ?? en [Tabla 2] o * Siendo el reato hierro e impurezas inevitables [Tabla 3] [Tabla 4] A continuación, cada una de las bobinas asi obtenidas se examinó en su fracción de área de perlita, tamaño de los nodulos de perlita, profundidad descarburada total de la capa superficial, un contenido de carburo de aleación en base a Cr, y capacidades de trabaje de SV. En el examen de la capacidad de trabajo de SV, cada bobina examinada tenia un peso total de 2 toneladas. En cuanto a otras propiedades diferentes de la capacidad de trabajo de SV, cada uno de los anillos se cortó desde un extremo de cada bobina de 2 toneladas para el examen de cada tipo de capacidad de trabajo, y después el anillo se separó en 8 partes en su dirección circunferencial (correspondiendo a 8 partes en la dirección longitudinal del alambrón) como se muestra en la Figura 1 para producir muestras. Los valores medidos de las respectivas muestras se promediaron para determinar un valor representativo de cada bobina.

Como se muestra en la Figura 2 (que es una vista en sección transversal que muestra ejemplarmente las posiciones de observación de la microestructura) , las fracciones de área de perlita de las o partes respectivas del alambrón laminado se midieron utilizando un microscopio de luz en una capa superficial (dos campos de visión) de cada parte y en las posiciones de D/4 de la misma (donde D representa el diámetro del alambrón: dos campos de visión) y D/2 de la misma (el centro entre las posiciones D/4 antes mencionadas: un campo de visión) (es decir , cinco campos de visión en total) . En más detalle, el alambrón laminado en caliente se incrustó en un material apropiado o similar, y su sección transversal se pulió y se sometió a corrosión química utilizando ácido pícrico. Después, las imágenes de la microestructura del alambrón en una región de 200pm x 200µ?? fueron tomadas por el microscopio de luz con un aumento de 400 veces. Cada imagen se registró en lenguaje binario utilizando un software de análisis de imagen ("image pro plus" fabricado por Media Cybemetics, inc), por lo que las fracciones de área de perlita se determinaron en las imágenes y, después se calcularon para obtener una fracción de área de perlita media. De esta manera, se determinaron las fracciones de área perlita en los respectivos cinco campos de visión para cada una de las ocho partes y se promediaron para calcular de este modo la fracción de área de perlita media por bobina. En la presencia de una capa superficial descarburada, las partes descarburadas enteras definidas en el documento JIS G0558-4 se omitieron de las partes de interés para su medición. Aquí, P indica una fase que tiene una fracción de área de perlita del 90% o más, y "P + B + M" o "B + M" representa la formación de bainita o martensita junto con la fase de perlita que tiene una fracción de área de perlita de menos del 90%.

Como se muestra en la Figura 2, se midieron los tamaños de los nodulos perlita de las 8 partes respectivas del alambrón laminado utilizando un microscopio de luz en una capa superficial (dos campos de visión) de cada parte y en las posiciones de D/4 de la misma (donde D representa el diámetro del alambrón: dos campos de visión) y D/2 de la misma (el centro entre las posiciones D/4 antes mencionadas: un campo de visión) (es decir, cinco campos de visión en total) . Tal como se utiliza aquí, la expresión "nodulo perlita" se refiere a una región en la que los granos de ferrita de la fase de perlita tienen la misma orientación. El método de medición para los nodulos de perlita es como sigue. En primer lugar, el alambrón laminado en caliente de cada bobina se incrusta en un material apropiado, y su sección transversal se pule y después se somete a la corrosión utilizando una mezcla de una solución de ácido nítrico concentrado (62%): alcohol = 1:100 (en relación de volumen) (en este momento, los granos de los nodulos de perlita parecen emerger de la sección debido a una diferencia en la cantidad de corrosión de la de la superficie del cristal del grano de ferrita) , por lo que se mide el número del tamaño del grano de los nodulos de perlita. Específicamente, se midieron los números del tamaño del grano de los nodulos de perlita en cinco campos de visión de cada una de las 8 partes, y se promediaron para calcular de este modo un valor medio Pave del tamaño de los nodulos de perlita de cada bobina. El número del tamaño del grano de los nodulos de perlita se midió de conformidad con la "Medición del número de grano de austenita" definida por el documento JISG0551.

Como se muestra en la Figura 3 (que es una vista en sección transversal que muestra ejemplarmente las posiciones de observación de la descarburación) , la profundidad descarburada total de las capas se midieron en 8 puntos de la capa superficial de cada una de las 8 partes del alambrón laminado en caliente mediante el uso de microscopía lumínica. Específicamente, el alambrón laminado en caliente se incrustó en el material apropiado, y su sección transversal se pulió, y después se sometió a corrosión química utilizando ácido pícrico y se observó. La profundidad máxima entre los puntos 8 se midió en cada parte, y aún más la mayor profundidad descarburada total de la capa entre las partes 8 se definió como la profundidad descarburada total de la capa de la bobina. La profundidad descarburada total de la capa se determinó de conformidad con la "Medición de la profundidad de la capa descarburada de acero" definida por el documento JISG0558.

La cantidad de carburo de aleación en base a Cr se determinó por extracción electrolítica. En primer lugar, las incrustaciones del alambrón laminado de cada muestra se eliminaron con un papel de lija y se lavaron con acetona. Después, la muestra se sumergió en una solución electrolítica (por ejemplo, una solución de etanol que contiene acetilacetona en un contenido del 10% en masa) (por lo que la cantidad electrolítica de la capa superficial del alambrón se estableció en aproximadamente 0,4 a 0,5g, y después la muestra fue tomada) . A continuación, el metal Fe de una fase madre se descompuso por la corriente eléctrica, y los depósitos de aleación (carburos y nitruros y carbonitruros en una pequeña cantidad) del acero existente en la solución electrolítica se tomaron como residuos. Por lo tanto, el contenido de carburo de aleación en base a Cr (en % en masa) se determinó dividiendo la masa de residuos entre la cantidad electrolítica. Los depósitos de aleación medidos incluyen principalmente carburo de aleación en base a Cr, pero también pueden contener un compuesto de carburo de aleación de Cr y V, Nb, Mo, o similar tras la adición de un elemento seleccionado. Como un filtro para tomar el residuo se utilizó un filtro con un diámetro de malla de ?,?µp? (por ejemplo, un filtro de membrana fabricado por Advantic Toyo Kaisha, Ltd.).

La capacidad de trabajo de SV se evaluó de la siguiente manera. Una bobina de muestra se sometió a un proceso de SV sin un tratamiento térmico, y después la capacidad de trabajo de SV se evaluó por la presencia o ausencia de una rotura en el proceso de SV, la carga sobre el rompedor que se instala en un lado de entrada de un troquel astillador para cortar virutas, la presencia o ausencia de una grieta en el troquel astillador, y similares.

[Criterios de evaluación de viabilidad de SV] (1) Presencia o ausencia de rotura: En la aplicación del proceso de SV a toda una bobina que tiene un peso de 2 toneladas, una bobina que no obtuvo una rotura se evaluó como la capacidad de trabajo de SV buena, indicada por 0, y una bobina que obtuvo una o más roturas se evaluó como la capacidad de trabajo de SV mala, indicado por X. (2) Carga en rompedor: Variaciones en la corriente (de 0 a 10A) a través del rompedor para cada bobina se midió a intervalos de lseg para su muestreo mediante el uso de un registrador de datos. En el proceso de SV, se utilizaron los datos de la bobina a excepción de los SUPERIOR e INFERIOR de los mismos, teniendo cada una un peso de 10kg. Una bobina en la que cualquier parte de la media móvil de 60 puntos de los datos medidos que no ha excedido los 9A se evaluó como la capacidad de trabajo de SV buena, indicada por 0 y una bobina en la que una parte de media móvil de 60 puntos de los datos medidos que ha excedido los 9A se evaluó como la capacidad de trabajo de SV mala, indicada por X (véanse Figuras 4 y 5 que se describirán más adelante) . (3) Grieta del troquel astillador: Toda la bobina con un peso de 2 toneladas se sometió al proceso de SV, seguido de la retirada del troquel astillador. La presencia o ausencia de grietas en una parte de contacto con el alambre del troquel astillador se comprobó por medio de un microscopio estereoscópico. Una bobina que no causó ninguna grita (grieta del astillador) en la parte de contacto con el alambre del troquel astillador se evaluó como la capacidad de trabajo de SV buena, indicada por 0 y una bobina que causó una grieta en la parte de contacto con el alambre del troquel astillador se evaluó como la capacidad de trabajo de SV mala, indicada por X.

Los resultados de evaluación se muestran en las Tablas 5 y 6 a continuación junto con las microestructuras del alambrón laminado (fracción de área de perlita, el tamaño medio Pave de los nodulos de perlita) , y el contenido de carburo de aleación en base a Cr. o en üi [Tabla 5] O Ül [Tabla €J o ?? * * : PP: Perlita, B: a nita, M: Martensita Las muestras de los ensayos No. 1 a No. 15 (véase Tabla 5) cumplieron con los requisitos definidos por la invención. Las muestras de los ensayos No. 16 a No. 23 (véase la Tabla 6) cumplieron con las composiciones químicas requeridas (aceros Bl, B2, Cl, C2, El, Gl, G2, y Ll) , pero no cumplieron las condiciones de fabricación requeridas para obtener el acero de la invención. Las muestras de los ensayos No. 24 a No. 31 (véase la Tabla 6) tenían las composiciones químicas (aceros P a W) que parten del alcance de la invención.

Estos resultados pueden conducir a la siguiente conclusión. En primer lugar, las muestras de los ensayos No. 1 a 15 cumplieron con los requisitos definidos por la invención. Allí, los alambrones de acero consiguieron muy buenos resultados en relación con todos los elementos en cuanto a la capacidad de trabajo de SV (incluyendo la presencia o ausencia de la rotura, la carga en el rompedor, y la grieta del astillador) .

En contraste, la muestra del ensayo No. 16 se llevó a la temperatura de colocación alta después de la laminación. Como resultado, esta muestra tenía nodulos de perlita gruesos de la microestructura del alambrón laminado y consiguió una rotura en el proceso de SV. La muestra del ensayo No. 17 se llevó a la temperatura de colocación baja después de la laminación. Como resultado, esta muestra tenía la capa superficial descarburada profunda en el alambrón laminado, lo que conduce a un aumento de la carga en el rompedor.

Las muestras de los ensayos No. 18 y 21 se enfriaron a una tasa de enfriamiento media baja descendiendo hasta una temperatura de 600°C después de colocarse sobre el transportador. Como resultado, estas muestras tenían los nodulos de perlita gruesos de la microestructura del alambrón laminado, y consiguieron una rotura en el proceso de SV. Las muestras de los ensayos No. 19 y 22 se enfriaron a una tasa de enfriamiento media baja en un intervalo decreciente desde una temperatura de menos de 600°C a 400°C. Como resultado, se incrementó el contenido de carburo de aleación en base a Cr contenido en estas muestras, lo que conlleva a un aumento de la carga en el rompedor con una grieta que se produce en un astillador .

La muestra del ensayo No. 20 se enfrió a una tasa de enfriamiento media alta que desciende a 600°C después de colocarse sobre el transportador. Como resultado, el alambrón de acero resultante de la muestra no se convirtió en una sola fase de perlita, y una fase de martensita o bainita se formó en el alambrón de acero, por lo que la muestra obtuvo una rotura en el proceso de SV. La muestra del ensayo No. 23 se enfrió a una tasa de enfriamiento media alta en un intervalo decreciente desde una temperatura de menos de 600°C a 400°C.

Como resultado, el alambrón de acero resultante de la muestra no se convirtió en una sola fase de perlita, y una fase de martensita o bainita se formó en el alambrón de acero, por lo que la muestra obtuvo una rotura en el proceso de SV.

La muestra del ensayo No. 24 utilizó el acero (acero P que se muestra en la Tabla 2) en el que un contenido de Si era excesivo, de modo que la profundidad descarburada total de la capa superficial del alambrón de acero laminado era muy profunda, lo que dio como resultado un aumento en la carga en el rompedor.

Las muestras de los ensayos No. 25, 26, y 31 fueron ejemplos que utilizaron aceros (aceros Q, R y que se muestran en la Tabla 2) en los que un contenido de cada componente (Mn, Ni, B) era excesivo. Como resultado, el alambrón de acero resultante de cada una de estas muestras había aumentado excesivamente la capacidad de endurecimiento, y no se convirtió en una sola fase de perlita, y una fase de martensita o bainita se formó en el alambrón de acero, por lo que estas muestras obtuvieron una rotura en el proceso de SV.

Las muestras de los ensayos No. 27 a No. 30 fueron ejemplos que utilizaron aceros (aceros S, T, U y V que se muestran en la Tabla 2) en los que un contenido de cada componente (Cr, V, Mo, Nb) era excesivo. Como resultado, el alambrón' de acero resultante de cada una de estas muestras había aumentado el contenido de carburo de aleación en base a Cr, dando lugar a un aumento de la carga en el rompedor con una grieta produciéndose en un astillador.

La Figura 4 ilustra las variaciones en la corriente a través del rompedor en la muestra del ensayo No. 2 (ejemplo de la invención) , y demostró que los valores de la corriente eran estables. En contraste, la Figura 5 ilustra las variaciones en la corriente a través del rompedor en la muestra del ensayo No. 27 (ejemplo comparativo), y muestra que la carga en el rompedor aumentó en parte (en concreto, la carga en el rompedor, como se ilustra en una parte delimitada por una línea discontinua en la figura era alta y el valor de la corriente en la parte era grande) .

Claims (7)

NOVEDAD DE LA INVENCIÓN Habiendo descrito la presente invención como antecede, se considera como una novedad y, por lo tanto, se reclama como propiedad lo contenido en las siguientes: REIVINDICACIONES

1. Un alambrón de acero para muelles de alta resistencia, el alambrón de acero después de haber sido laminado en caliente y exhibiendo excelente capacidad de raspado, comprendiendo el alambrón de acero, como una composición química: C en un contenido del 0,4% o más y menos del 1,2%; Si en un contenido del 1,5% al 3,0%; Mn en un contenido del 0,5% al 1,5%; Cr en un contenido del 0,02% al 0,5%; y Al en un contenido del 0,010% o menos, en porcentaje en masa,- siendo el resto hierro e impurezas inevitables, caracterizado por que el alambrón de acero tiene una microestructura con una fracción de área de perlita del 90% o más, un número medio de tamaño de grano Pave de los nodulos de perlita satisface la siguiente fórmula (1), una profundidad descarburada total de la capa superficial es de 0,20mm o menos, y un contenido de carburo de aleación en base a Cr es del 7,5% o menos en relación con una masa entera del alambrón de acero: 6,0 < Pave < 12, 0 ... (1) .

2. El alambrón de acero para muelles de alta resistencia según la reivindicación 1, que comprende además al menos uno de V en un contenido del 0,5% o menos (excluyendo el 0%), y Nb en un contenido del 0,5% o menos (excluyendo el 0%) .

3. El alambrón de acero para muelles de alta resistencia según la reivindicación 1, que comprende además Mo: 0,5% o menos (excluyendo el 0%).

4. El alambrón de acero para muelles de alta resistencia según la reivindicación 1, que comprende además Ni: 1,0% o menos (excluyendo el 0%).

5. El alambrón de acero para muelles de alta resistencia según la reivindicación 1, que comprende además Cu: 0,5% o menos (excluyendo el 0%).

6. El alambrón de acero para muelles de alta resistencia según la reivindicación 1, que comprende además B: 0,010% o menos (excluyendo el 0%)

7. Un muelle de alta resistencia obtenido utilizando el alambrón de acero para muelles de alta resistencia según una cualquiera de las reivindicaciones 1 a 6.