TWI591187B - High-carbon cold-rolled steel sheet and its manufacturing method - Google Patents

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Description

高碳冷軋鋼板及其製造方法
本發明係關於：藉由淬火硬化暨回火處理來製造之用來作為各種機械零件的素材之高碳冷軋鋼板。由其是關於：只要利用短時間的溶體化處理來進行淬火硬化，在實施了低溫的回火處理後，就會兼具有充分的硬度(600~750HV)以及優異的耐衝擊性(韌性)，並且可適用在對於耐久性、耐磨損性等的要求很嚴格之針織針等的用途之厚度未達1.0mm的高碳冷軋鋼板。此處所稱的短時間的溶體化處理係指：在760~820℃的溫度範圍實施3~15分鐘的處理；所稱的低溫的回火處理係指：在200~350℃的溫度範圍所實施的處理。
一般而言，日本工業規格JIS中所規定的機械構造用碳鋼鋼材(S××C)和碳工具鋼鋼材(SK)，係被使用於大小的各種機械零件。如果是作為展伸材來使用的情況下，係先經過沖裁加工和各種的塑性加工而成為零件形狀之後，才進行淬火硬化暨回火處理。藉此，可賦予鋼材既定的硬度和韌性(耐衝擊性)。其中，例如：用來編織針織 布料的針織針，係以高速反覆地進行往復運動的同時，又將紗線牽拉靠在一起來編織成針織布料，因此，與旋轉驅動部進行接觸之針本體的針尾部係被要求具備充分的強度與耐磨損性，而與紗線互相摩擦的勾針部則是除了要具備充分的耐磨損性之外，也被要求前端部係具有優異的耐衝擊性。
作為針織針用素材使用的高碳冷軋鋼板，如果是厚度1.0mm以上的話，適合用來製作：橫編機用針織針；厚度未達1.0mm的話，則適合用來製作：圓編機和縱編機用針織針。圓編機和縱編機用針織針，係將細徑的紗線進行高速編織，因此，所使用的素材的厚度大多為0.4~0.7mm。此外，對於針織針用素材，除了要求其具備優異的冷間加工性(以下，也稱為二次加工性)之外，也要求其在被加工成針狀(二次加工)，並且實施了淬火硬化暨回火處理之後，具備充分的硬度以及在針前端部具有充分的韌性。
又，日本工業規格JIS中所規定的機械構造用碳鋼鋼材(S××C)和碳工具鋼鋼材(SK)等之所謂的：高碳鋼板，係依據C含量來將詳細分類其用途。若是在C含量未達0.8質量%的領域，也就是亞共析組成的鋼板的話，因為肥粒鐵相的百分率很高，所以其雖然具有優異的冷間加工性，但是卻難以獲得充分的淬火硬化硬度。因此，亞共析組成的鋼板，不適合用在：被要求勾針部的耐磨損性和針本體的耐久性之針織針用途等。另一方面，若是在C 含量0.8質量%以上的領域，也就是在過共析組成的鋼板中之C含量高於1.1質量%之高碳鋼板的話，則是雖然具有優異的淬火硬化性，但卻因為含有較多的碳化物(雪明鐵)，而導致冷間加工性極端變差，並不適合用在：被實施溝槽加工等之精密且細微的加工之針織針用途等。C含量高於1.1質量%之高碳鋼板，則是被限定在：刀具類和冷間加工金屬模具等之形狀單純且被要求具有高硬度的零件用途。
傳統上，針織針大多採用C：0.8~1.1質量%之碳工具鋼和合金工具鋼、或者以這些鋼組成分為基礎再添加入第3元素之鋼組成分的素材。在這種針織針的製造過程中，該素材係被施予例如：沖裁(剪斷加工)、切削、伸線、鉚合、撓曲等之各式各樣的塑性加工。因此，這種針織針製造用的素材，除了必須具備：在針的製造過程中之素材被加工時所需求的充分的加工性(二次加工性)之外，也要具備：被當作針來實際使用時所需的淬火硬化回火處理後的硬度特性和耐衝擊性(韌性)。
在針織針的製造時，為了確保既定的硬度特性，素材係被實施淬火硬化回火處理。這種回火處理，一般係採用：在200~350℃的溫度範圍的低溫回火處理。但是，為了重視硬度特性而增加對於淬火硬化性有效的Mn和Cr的添加量，或者添加較多的其他第3元素的情況下，如果只是實施上述低溫回火處理的話，麻田散鐵相的回火不夠充分，對於耐衝擊性(韌性)的提昇不夠充分，而 會有韌性值變得參差不齊的情況發生。
另一方面，基於提昇針織針的耐衝擊性之目的，減少素材的化學組成分中的雜質元素之P和S，以使P的粒界偏析和MnS夾雜物的生成極小化，來謀求減輕這些元素的不良影響的作法也是一種有效的對策。但是，就製鋼的技術上以及成本經濟性的觀點而言，想要藉由減少P和S來提昇針織針的耐衝擊性的作法，還是有其限度。
又，以往就知道將金屬組織細微化是用來提昇耐衝擊性之有效的手段。例如：專利文獻1及2所揭示的技術，係添加Ti、Nb、V之類的碳氮化物形成元素，利用這些元素的細微碳氮化物來使金屬組織細微化的技術。但是，一般的作法，是將這些元素作為用來提昇C含量0.8質量%以下的亞共析組成的鋼之韌性而進行添加。
尤其是各個第3元素對於：在200~350℃的低溫回火狀態下的麻田散鐵相的耐衝擊性之影響(特別是相互作用)，尚未被充分地理解，因此，大多數的例子在設計組成分時，係將各個第3元素的效果視為等價的效果。
例如：專利文獻1所記載的技術，係以C：0.5~0.7質量%之亞共析鋼作為對象，藉由添加V、Ti、Nb之類的碳氮化物形成元素，來將舊沃斯田鐵粒予以細微化，以提昇韌性值(耐衝擊性)。
專利文獻2所記載的技術，係以從C：0.60~1.30質量%之亞共析鋼起迄過共析鋼之寬廣範圍的含碳量的鋼作為對象，視其需要來添加Ni：1.8質量%以下、 Cr：2.0質量%以下、V：0.5質量%以下、Mo：0.5質量%以下、Nb：0.3質量%以下、Ti：0.3質量%以下、B：0.01質量%以下、Ca：0.01質量%以下的其中一種或兩種以上，以將未溶解碳化物的體積率(Vf)控制成(15.3×C質量%-Vf)落在高於8.5~未達10.0的範圍內的方式，來提昇耐衝擊性。
[先前技術文獻]
[專利文獻]
專利文獻1：日本特開2009-24233號公報
專利文獻2：日本特開2006-63384號公報
然而，專利文獻1所記載的技術，係限定在亞共析鋼的技術，藉由添加V、Ti、Nb之類的碳氮化物形成元素，以期待其可獲得：利用這些元素之細微碳氮化物，來將舊沃斯田鐵粒予以細微化的效果之技術。又，專利文獻1所記載的技術，因為含碳程度是屬於亞共析組成，因此也算是可用來改善肥粒鐵母相的成形性的技術。因此，很難以將這種技術適用於：針織針之類的被要求高硬度的機械零件。
又，專利文獻2所記載的技術，係針對於： 含碳量落在0.67~0.81質量%的範圍之亞共析鋼，來添加Mo、V、Ti、Nb、B等。此處所添加的Mo、V、Ti、Nb、B等，係被視為：很明顯地是意圖要改善亞共析鋼的特性而進行的添加。在專利文獻2中完全未揭示出：有關於在含碳量高於0.81質量%的鋼中的各個第3元素的作用以及其最佳的添加量。
此外，專利文獻2所記載的技術，針對於第3元素的添加量，係僅規定出不會對於耐衝擊值造成不良影響的上限值而已，並未規定出其下限值。因此，基於這些理由，可以說成專利文獻2中並未揭示出：積極地將第3元素在所意圖的範圍內進行添加，以藉由添加元素的作用來提昇耐衝擊性的技術。
此外，在專利文獻1、專利文獻2中並未揭示出：針對於高碳冷軋鋼板，只利用3~15分鐘這麼短時間之溶體化處理保持時間來進行淬火硬化，利用200~350℃的低溫回火，即可將所期望的耐衝擊性及既定硬度予以有效地改善之技術，而且也並未揭示出：針對於厚度未達1.0mm的鋼板，評比其耐衝擊性的技術。因此，本發明之目的，係要提供：只要在實施了短時間的溶體化處理後，又實施了淬火硬化及低溫回火處理，即可達到衝擊值為5J/cm2以上，且硬度為600~750HV的範圍之機械特性之厚度未達1.0mm的高碳冷軋鋼板(以下，有時候也簡稱為「冷軋鋼板」)。
本發明人等為了解決上述的課題，乃針對於：高碳冷軋鋼板的化學成分的適正的添加範圍與鋼中的碳化物的粒徑和存在形態，努力地進行檢討。
本發明的核心技術係獲得一種創見，這種創見係為：基於加工性、淬火硬化性、低溫回火後的硬度與韌性等等的觀點，來就針織針，將其含碳量限定在較佳的C含量為0.85質量%以上1.10質量%以下的範圍內，並且在該含碳量的範圍內，依照既定的範圍來添加Nb作為第3元素，來控制碳化物的平均粒徑與球狀化的程度的話，即可有效地達到所期待的機械特性。
尤其是本發明人等，係針對於：以往不容易進行韌性評比之厚度未達1.0mm的鋼板，開發出可進行其韌性評比之新的試驗法(新衝擊試驗法)。將新的試驗法(新衝擊試驗法)顯示在第1圖及第2圖。
利用這種新衝擊試驗法，針對於添加了各種第3元素之厚度未達1.0mm的高碳冷軋鋼板，調查了淬火硬化低溫回火狀態的衝擊值。其結果，獲得了一種嶄新的創見，就是：唯有添加既定量的Nb，才能夠符合上述之所期望的特性。本發明就是基於這種嶄新的創見來進行開發完成的。
亦即，本發明人等為了解決上述課題不斷努力地研究之後，找到一種創見，就是：針對於將基本成分設定為C：0.85~1.10質量%、Mn：0.50~1.0質量%、 Si：0.10~0.35質量%、P：0.030質量%以下、S：0.030質量%以下、Cr：0.35~0.45質量%的範圍內的高碳鋼，添加0.005~0.020質量%的Nb之作法是必要條件，藉由控制碳化物的球狀化與平均粒徑在既定的範圍，可獲得兼具優異的淬火硬化性與優異的韌性之高碳冷軋鋼板，並且又可縮短淬火硬化處理時間和降低回火溫度。此外，藉由採用：可適正地評比薄板的耐衝擊性之試驗方法，係可制定出高碳冷軋鋼板之適正的化學成分以及碳化物的球狀化率、平均粒徑。
首先，針對於本發明人等所做的實驗結果進行說明。
針對於：以質量%計，含有1.01%的C-0.26%的Si-0.73%的Mn-0.42%的Cr-0.02%的Mo，並且將含量在0%、0.010%、0.020%、0.055%的四種含量進行改變地添加Nb，其餘部分是Fe及不可避免的雜質之組成分的熱軋鋼板(厚度4mm)，分別反覆5次地實施：冷軋(軋縮率：25~65%、最終為3~50%)、軟化退火以及球狀化退火(640~700℃)，而製成冷軋鋼板(未達1mm)。針對於所製成的冷軋鋼板，將加熱溫度依照780℃、800℃的兩種水準，實施了將保持時間在0~16分鐘的範圍進行改變的溶體化處理之後，進行油淬火硬化，並且測定了維氏硬度(HV)。將所獲得的結果，以表示：溶體化處理的加熱保持時間(分鐘)與淬火硬化硬度(HV)之間的關係之方式，標示於第3圖(加熱溫度：800℃)、第4圖(加熱溫度：780℃)。
第3圖、第4圖可得知：Nb含量為0.010質量%的冷軋鋼板，只需最短的加熱保持時間，就可以確保超於700HV的淬火硬化硬度。一旦Nb含量超過0.010質量%之後，又繼續增加含量的話，原本這種只需保持短時間加熱即可達成之硬度上昇將會趨於鈍化。從第4圖的結果，可以求出：溶體化處理的加熱溫度為780℃的情況下之淬火硬化硬度達到700HV所需的加熱保持時間，並且將與Nb含量之間的關係標示於第5圖。
第5圖可看出：Nb含量為0.020質量%以上的話，淬火硬化硬度到達700HV之溶體化處理的加熱保持時間幾乎趨於一定。在Nb含量為0.005~0.015質量%的範圍，用來確保所期望的淬火硬化硬度(700HV)之溶體化處理的加熱保持時間最短，而且可確保穩定的淬火硬化性。此外，只要是這種範圍的Nb含量的話，可將溶體化處理的加熱保持時間設定成短時間。從這個結果獲得了一種創見，就是：將Nb含量設定在0.005~0.015質量%的範圍的作法，係可作為：用來防止被針加工廠商視為問題之加熱伸長量參差不齊及加熱反翹變形的有效對策。
此外，針對於各種Nb含量的冷軋鋼板，先實施了加熱溫度為800℃且加熱保持時間為10分鐘的溶體化處理，進行油淬火硬化之後，又實施了回火處理。回火處理時，係以150℃、200℃、250℃、300℃、350℃的各種溫度來當作回火溫度，並且將保持時間設定為1小時。回火處理後，調查了耐衝擊性。
此外，耐衝擊性係採用第1圖、第2圖所示的新試驗法來進行的。將所獲得的結果顯示於第6圖。在回火溫度為200℃以上的情況下，Nb含量為0.010質量%時的衝擊值最高。
由第6圖求出可獲得衝擊值為5J/cm2的回火溫度，將與Nb含量之間的關係標示於第7圖。由第7圖獲得了一種創見，就是：可得到衝擊值為5J/cm2的回火溫度，是以Nb含量為0.010質量%的鋼板的情況，溫度最低。如果超過0.020質量%還繼續增加Nb含量的話，可獲得衝擊值為5J/cm2的回火溫度將會轉向高溫側。回火溫度轉向高溫的話，硬度會降低，將會降低作為針使用時的耐久性。又，如果Nb含量未達0.005質量%的話，為了確保所期望的衝擊值，必須將回火溫度設在高溫。
由第5圖、第7圖可看出：想要兼具備回火後的高硬度與優異的耐衝擊性，Nb含量的下限係0.005質量%，上限係0.020質量%。此外，想要使溶體化處理的加熱保持時間短時間即可的話，Nb含量的上限係設在0.015質量%為宜。
本發明係依據這些創見並且加以檢討而開發完成的。亦即，本發明的要旨係如下所述。
[1]一種高碳冷軋鋼板，其鋼板的化學組成分係含有C：0.85~1.10質量%、Mn：0.50~1.0質量%、Si：0.10~0.35質量%、P：0.030質量%以下、S：0.030質量%以下、Cr：0.35~0.45質量%、Nb：0.005~0.020質量%， 其餘部分是Fe及不可避免的雜質，分散在前述鋼板中的碳化物的平均粒徑(dav)與球狀化率(NSC/NTC)×100%係分別符合下列數式(1)及數式(2)，並且前述鋼板的厚度未達1.0mm，0.2≦dav≦0.7(μm)…數式(1) (NSC/NTC)×100≧90%…數式(2)此處，數式(1)中的平均粒徑(dav)，係將從鋼板剖面上所觀察到的各個碳化物想定成同等面積的圓時之各個圓的直徑(圓當量直徑)的平均值；數式(2)中的NTC及NSC分別是NTC：觀察面積100μm2中的碳化物的總個數；NSC：符合dL/dS為1.4以下的條件之碳化物個數，此處的dL表示碳化物的長徑，dS表示短徑。
[2]如前述[1]所述的高碳冷軋鋼板，其中，前述化學組成分又含有從Mo及V之中所選出的一種或兩種，其含量分別都是0.001質量%以上且未達0.05質量%。
[3]一種高碳冷軋鋼板的製造方法，其係將具有前述[1]或[2]所記載的化學組成分之熱軋鋼板，反覆地進行冷軋及球狀化退火而製造成高碳冷軋鋼板的方法，其特徵為： 分散在前述高碳冷軋鋼板中的碳化物的平均粒徑(dav)與球狀化率(NSC/NTC)係分別符合下列數式(1)及數式(2)， 並且前述高碳冷軋鋼板的厚度未達1.0mm，0.2≦dav≦0.7(μm)…數式(1) (NSC/NTC)×100≧90%…數式(2)此處，數式(1)中的平均粒徑(dav)，係將從鋼板剖面上所觀察到的各個碳化物想定成同等面積的圓時之各個圓的直徑(圓當量直徑)的平均值；數式(2)中的NTC及NSC分別是NTC：觀察面積100μm2中的碳化物的總個數；NSC：符合dL/dS為1.4以下的條件之碳化物個數，此處的dL表示碳化物的長徑，dS表示短徑。
[4]如前述[3]所述的高碳冷軋鋼板的製造方法，其中，對於前述熱軋鋼板反覆進行的冷軋及球狀化退火的次數，係設定為2次至5次。
[5]如前述[3]或[4]所述的高碳冷軋鋼板的製造方法，其中，前述冷軋的軋縮率為25~65%，前述球狀化退火的溫度為640~720℃。
本發明的高碳冷軋鋼板，是厚度未達1.0mm，尤其是厚度為0.4~0.7mm之很薄的高碳冷軋鋼板，是將碳化物的平均粒徑的大小控制在0.2~0.7μm的大小，並且將球狀化率控制在90%以上的鋼板。針對於這 種鋼板，實施了淬火硬化、回火的熱處理的話，即使是3~15分鐘這麼短時間的溶體化處理，亦可藉由淬火硬化、低溫回火的熱處理而能夠獲得良好的耐衝擊性(衝擊值：5J/cm2以上)及硬度特性(600~750HV)。
此外，本發明的高碳冷軋鋼板，在短時間的溶體化處理之後，進行淬火硬化使組織變成含有不可避免的殘留γ相之麻田散鐵相之後，進行200~350℃之所謂的低溫回火的條件下，相較於傳統的高碳冷軋鋼板，在於取得硬度與耐衝擊性(韌性)的平衡點上，係明確地更優於傳統的高碳冷軋鋼板。換言之，只要採用本發明的高碳冷軋鋼板的話，係可製得：既能夠確保優異的淬火硬化性，又具有優異的淬火硬化回火後的韌性之高碳鋼製機械工具零件。尤其是本發明所揭示的冷軋鋼板，係可適用於：不僅是要取得硬度與韌性的平衡點，而且還被要求具備耐磨損性和耐疲勞特性之例如針織針這樣地在嚴酷的使用環境下之優異的耐久性的用途(亦即，適用於針織針的用途)。
第1圖係使用在本發明的評比之衝擊試驗的試驗裝置例的說明圖。
第2圖係使用在本發明的評比之衝擊試驗的試驗片之形狀的說明圖。
第3圖係顯示淬火硬化硬度與溶體化處理的加熱保持 時間之間的關係之圖表(加熱溫度為800℃)。
第4圖係顯示淬火硬化硬度與溶體化處理的加熱保持時間之間的關係之圖表(加熱溫度為780℃)。
第5圖係顯示可獲得淬火硬化硬度為700HV之溶體化處理的加熱保持時間與Nb含量之間的關係之圖表。
第6圖係顯示衝擊值與回火溫度之間的關係之圖表。
第7圖係顯示可獲得衝擊值為5J/cm2的回火溫度與Nb含量之間的關係之圖表。
以下係說明本發明的實施方式。
首先，本發明的鋼板，係先將熱軋鋼板因應必要來實施軟化退火，再反覆且交替地進行冷軋與球狀化退火，以製成厚度未達1.0mm之高碳冷軋鋼板。然後，針對於這種高碳冷軋鋼板，實施既定的二次加工及溶體化處理，淬火硬化，回火處理，以提供作為：針織針等的構件(機械零件)使用。
以下，先說明將本發明鋼板的化學成分規定為C：0.85~1.10質量%、Mn：0.50~1.0質量%、Si：0.10~0.35質量%、P：0.030質量%以下、S：0.030質量%以下、Cr：0.35~0.45質量%、Nb：0.005~0.020質量%之理由。
C：0.85~1.10質量%
C是高碳冷軋鋼板在熱處理後，為了獲得充分的硬度之必要元素。其下限值係被控制在：可確保例如針織針之類的精密零件所需的600~750HV的硬度，而其上限值則是被控制在：對於各式各樣的冷間加工不會造成妨礙的程度的碳化物量。亦即，其下限值係規定在0.85質量%，以便於只要短時間的淬火硬化回火處理就可以穩定地確保600HV的硬度。又，其上限值係規定在1.10質量%，這個含量係可耐受：沖裁性、加壓縮徑加工性、撓曲性、切削性等的多種塑性加工的上限值。藉由反覆地進行冷軋與球狀化退火，只要再實施碳化物的球狀化處理的話，就可改善冷間加工性。但是，若C含量超過1.10質量%的話，在熱軋工序、冷軋工序中的輥軋負荷將會變高，而且鋼帶捲的端部產生裂痕的頻度會明顯增多，在製造工序上的問題也會趨於顯著化。因此，將C含量規定在0.85~1.10質量%的範圍。此外，更好是0.95~1.05質量%。
Mn：0.50~1.0質量%
Mn是對於鋼的脫氧有效的元素，而且也是可提昇鋼的淬火硬化性，可穩定地獲得既定的硬度之元素。以適用於嚴酷的用途之高碳鋼板作為添加對象的情況下，Mn含量為0.50質量%以上的話，本發明的效果會很顯著。因此，將下限值規定在0.50質量%。另一方面，若Mn含量超過1.0質量%的話，熱軋時會有大量的MnS析出而變得粗大化，因此，在零件加工時，將會發生很容易產生裂痕 的情事。因此，將其上限值規定在1.0質量%。基於這種理由，乃將Mn含量規定在0.50~1.0質量%的範圍。此外，更好是0.50~0.80質量%。
Si：0.10~0.35質量%
Si是鋼的脫氧元素，因此，是用來熔製乾淨鋼的有效元素。又，Si是具有麻田散鐵的回火軟化阻抗的元素。基於這種理由，將下限值規定在0.10質量%。又，如果添加量太多的話，在進行低溫回火時之麻田散鐵的回火不夠充分，導致耐衝擊性變差，因此，將上限值規定在0.35質量%。所以將Si含量規定在0.10~0.35質量%的範圍。
P：0.030質量%以下、S：0.030質量%以下
P、S係作為雜質元素，不可避免地存在於鋼中，兩者都會對於耐衝擊性(韌性)造成不良影響，因此是儘可能減少為宜。P含量為0.030質量%以下，S含量為0.030質量%的話，在實用上不會造成問題。基於這種理由，係將P含量規定為0.030質量%以下，將S含量規定為0.030質量%以下。此外，為了要維持更優異的耐衝擊性，係將P含量設在0.020質量%以下，將S含量設在0.010質量%以下更好。
Cr：0.35~0.45質量%
Cr是可提昇鋼的淬火硬化性之元素，但是它會固溶 在碳化物(雪明鐵)中，而延遲了在加熱階段時的碳化物的再熔解，因此添加太多的話，反而會妨礙淬火硬化性。所以將Cr含量的上限值規定在0.45質量%。基於取得淬火硬化回火後的硬度與耐衝擊性的平衡點的考量，乃將Cr含量的下限值規定在0.35質量%。基於這種理由，乃將Cr含量規定在0.35~0.45質量%的範圍。
Nb：0.005~0.020質量%
Nb以往就被認為是：可擴大熱軋時之鋼的未再結晶溫度範圍，同時又可作為NbC來析出而對於沃斯田鐵粒的細微化有助益的元素。因此，即使在高碳鋼中，有時候也是基於期待Nb在冷軋工序以後所帶來的組織的細微化效果，來進行添加。在本發明中添加Nb之主要的目的，係想要在淬火硬化後利用低溫的回火處理來恢復韌性，因此添加Nb含量為0.005~0.020質量%。如果只添加微量的Nb的話，無法形成對於組織的細微化有助益的程度之NbC，Nb是處於稀薄固溶狀態。被認為是因為Nb處於稀薄固溶狀態，而促進了BCC構造的肥粒鐵相與麻田散鐵相中的C的擴散。亦即，可以促進：在淬火硬化處理中的加熱時，從球狀碳化物熔解到往肥粒鐵相中的C之往沃斯田鐵相中擴散；以及，在回火處理中的加熱時，麻田散鐵相中的過飽和固溶C的擴散與析出。其結果，可兼顧到：只利用短時間加熱即可達到提昇淬火硬化性以及利用低溫回火處理即可使韌性恢復的兩種效果(目前是被這麼認為 的)。Nb的添加量超過0.020質量%的話，NbC的析出趨於顯著，無法確認Nb的稀薄固溶狀態，也就無法確認出是因為Nb的稀薄固溶狀態所導致的促進C擴散的效果。因此，Nb添加量的上限是規定在0.020質量%。此外，更好是0.015質量%以下。另一方面，Nb添加量未達0.005質量%的話，就無法期待上述的效果。因此，Nb添加量的下限係規定在0.005質量%。基於這種理由，Nb含量是規定在0.005~0.020質量%的範圍。
上述的成分係基本的成分，但是在本發明中，可因應必要來作選擇性添加的元素，係可又含有從Mo及V之中所選出的一種或兩種。
有時候Mo及V不可避免的含有的含量，分別是Mo：未達0.01質量；V：未達0.01質量%。此外，在本發明中，作為可選擇性添加的元素，基於提昇淬火硬化性和回火後的耐衝擊性的理由，可再添加Mo和V，使得其含量係高於不可避免的含有時的水準。但是，Mo或V的添加量大於等於既定量的話，因添加Nb而產生的效果將會消失，因此為了使Nb的添加效果發揮到最大限度，Mo與V的含量係限制在以下所述的範圍為佳。
Mo：0.001質量%以上且未達0.05質量%
Mo是用來提昇鋼的淬火硬化性之有效的元素，但是添加量太多的話，在實施200~350℃的低溫回火之後，將導致耐衝擊性惡化。因此，若要添加Mo的話，係將其 含量規定為：較之不可避免的含有的水準更多的0.001質量%以上，並且是在不會阻礙耐衝擊性的範圍之未達0.05質量%。此外，更好的Mo的添加量是0.01~0.03質量%。
V：0.001質量%以上且未達0.05質量%
V係可使鋼組織細微化，因而是用來提昇耐衝擊性之有效的元素，但也是可使淬火硬化性惡化的元素。因此，若要添加V的話，係將其含量規定為：較之不可避免的含有的水準更多的0.001質量%以上，並且是在不會阻礙淬火硬化性的範圍之未達0.05質量%。此外，更好的V的添加量是0.01~0.03質量%。上述成分以外的其餘部分是Fe以及不可避免的雜質。
其次，說明本發明的鋼板中的碳化物。
本發明的高碳冷軋鋼板，分散在鋼板中的碳化物的平均粒徑(dav)與球狀化率(NSC/NTC)必須分別符合下列的數式(1)以及數式(2)的關係。
0.2≦dav≦0.7(μm)…數式(1)
(NSC/NTC)×100≧90%…數式(2)
此處，數式(1)中的平均粒徑(dav)(μm)，係將從鋼板剖面上所觀察到的各個碳化物想定成同等面積的圓時之各個圓的直徑(圓當量直徑)的平均值。平均粒徑(dav)落在這個範圍的話，係具有：耐衝擊性優異，而且即使只實施短時 間的溶體化處理也可以很容易就達到所期望的淬火硬化硬度之效果。平均粒徑(dav)如果未達0.2μm的話，在經驗上，在進行加工成針狀之二次加工時的負荷會增大，如果超過0.7μm的話，只實施短時間的溶體化處理是難以達成所期望的淬火硬化性的提昇，因此都不合宜。
又，在本發明中，係將碳化物呈球狀化的比率也就是球狀化率，利用數式(2)的NTC及NSC來予以定義。此處的NTC係在每一個觀察面積100μm2中的碳化物的總個數。又，NSC係在同一個觀察視野中被視為球狀化的碳化物的個數，也就是符合dL/dS：1.4以下的條件之碳化物的個數。此處的dL係表示碳化物的長徑，dS係表示碳化物的短徑。
碳化物不能說是形成完全的球狀，而且依觀察面的不同，被觀察為橢圓形的情況也很多，因此，係藉由長徑與短徑的比值(dL/dS)來規定球狀化程度。基於這種情事，在本發明中，係將符合dL/dS：1.4以下的條件之碳化物視為球狀化，並且將其個數定義為NSC。此外，將球狀化率(NSC/NTC)×100設定為90%以上的理由，是因為本發明人找到了一種依據經驗值的創見，就是：如果球狀化率落在這個範圍的話，鋼板的二次加工性將會趨於良好。
以上所說明的碳化物的平均粒徑及球狀化率的測定，係使用掃描型電子顯微鏡，以兩千倍的倍率來觀察二次電子像所進行的測定。
使用冷軋後的鋼板，從熱處理前的取樣樣本之與輥軋 方向構成直角的方向，裁切出板狀試驗片，實施將其埋入樹脂中的處理，在板厚中央部近旁的觀察面積為100μm2的範圍內，測定碳化物的圓當量直徑、dL/dS比值、NTC、NSC，並且計算出5個視野量的平均值。關於這些數值的測定及計算，係採用市售的圖像解析軟體「winroof」(商品名)。
其次，說明本發明的鋼板的製造方法。
本發明中所使用的熱軋鋼板，只要是以通常的製造條件來製得的熱軋鋼板即可。例如：係可將具有前述的化學組成分的鋼片(鋼胚)加熱到1050~1250℃，再以800~950℃的精製熱軋溫度來進行熱軋，以600~750℃的捲取溫度來捲取成鋼帶捲來製造鋼板。此外，熱軋鋼板的厚度，係根據所期望的冷軋鋼板的板厚，以可獲得較佳的冷軋之軋縮率的方式來適當地設定即可。
藉由反覆地數次進行冷軋(25~65%)與球狀化退火(640~720℃)，來製造成厚度未達1.0mm的高碳冷軋鋼板。這種冷軋(25~65%)與球狀化退火(640~720℃)係分別反覆進行2~5次為宜。
本發明係反覆地複數次進行冷軋(25~65%)與球狀化退火(640~720℃)。其理由係如下所述，為了將碳化物的平均粒徑(dav)與球狀化率(NSC/NTC)×100控制成可以分別符合上述的數式(1)及數式(2)。
首先是藉由冷軋，將裂隙導入碳化物中，利用球狀化退火將開始碎化的碳化物形成球狀化。但是，只利用一次 的球狀化退火，很難以將碳化物的球狀化率提高到90%以上，會有呈條狀或板狀的碳化物殘留下來。這種情況下，對於淬火硬化性也會有不良影響，會導致在進行加工成精密零件時的冷間加工性惡化。因此，想要將碳化物的球狀化率(NSC/NTC)×100提昇為90%以上的話，最好是反覆交替地進行冷軋與球狀化退火。其結果，係可在鋼板中獲得細微且球狀化率很高的碳化物的分布。更好是進行2~5次的冷軋與2~5次的球狀化退火。
對於冷軋之軋縮率未達25%的鋼板(冷軋鋼板)實施球狀化退火的話，碳化物將會粗大化。另一方面，冷軋之軋縮率若超過65%的話，進行冷軋時的負荷將會太大。因此，冷軋之軋縮率係以25~65%的範圍為宜。
此外，在進行最終的冷軋時，因為冷軋後不再實施球狀化退火，因此軋縮率的下限並未特別地限定。
球狀化退火溫度若低於640℃的話，球狀化很容易不夠充分，如果是以較之720℃更高溫來反覆進行球狀化退火的話，則碳化物容易變粗大化。因此，球狀化退火溫度係選定在640~720℃的範圍為宜。球狀化退火的保持時間，係可在這個範圍的溫度，於9~30小時的範圍內做適當地選擇。
此外，基於將冷軋前的熱軋鋼板軟化之目的而實施的軟化退火，也是以同樣的溫度範圍為宜。
以上係說明本發明的高碳冷軋鋼板的製造方法，想要將這種鋼板製作成最終目的之例如：針織針這樣的機械零 件的話，係在將其加工成既定的形狀之後，實施以下所述的熱處理為宜。
將已經分布了90%以上的球狀化碳化物之高碳冷軋鋼板，加工成各種機械零件後(沖壓加工、溝槽加工、加壓縮徑加工等)，進行溶體化處理，進行急速冷卻(淬火硬化)，最後則是實施回火處理。溶體化處理係以加熱溫度在760~820℃的條件下，將保持時間設定在短時間的3~15分鐘。淬火硬化(急速冷卻)係使用油冷為宜。回火處理時的回火溫度係設定在200~350℃為宜。更好是在250~300℃。如此一來，可製造出硬度為600~750HV之各種機械零件。
溶體化處理的保持時間若超過15分鐘的話，將會溶入太多碳化物，因為沃斯田鐵粒變粗大化，而導致淬火硬化後的麻田散鐵相變粗，耐衝擊性變差。因此，溶體化處理的保持時間的上限係以15分鐘為宜。另一方面，如果溶體化處理的保持時間短於3分鐘的話，碳化物的溶入將不夠充分，不易淬火硬化，因此將溶體化處理的保持時間的下限設在3分鐘為宜。更好是在5~10分鐘的範圍。
回火溫度未達200℃的話，麻田散鐵相的韌性回復不夠充分。另一方面，回火溫度超過350℃的話，雖然衝擊值會回復，但是硬度卻低於600HV，因此耐久性和耐磨損性會有問題。因此，回火溫度的合宜範圍是設在200~350℃為宜。更好是250~300℃。回火的保持時 間，係可在30分鐘~3小時的範圍內作適當的選擇。
[實施例]
將具有各種化學組成分的鋼進行真空熔解而鑄成30kg的鋼塊。將這個鋼塊進行分塊輥軋後，在加熱溫度為1150℃，精製輥軋溫度為870℃的條件下，進行熱軋，製成厚度為4mm及2mm的熱軋鋼板。然後，以表1所示的製造條件，進行冷軋及球狀化退火而製作成厚度0.4mm以上且未達1.0mm的冷軋鋼板。接下來，針對這種冷軋鋼板，以表2所示的條件，實施了溶體化處理(裝入在800℃的爐內，10分鐘)之後，實施油淬火硬化處理，然後進行回火(回火溫度：250℃)處理。從回火處理後的鋼板採取既定的試驗片，用來進行衝擊試驗及硬度測定試驗。硬度測定係依照日本工業規格JIS Z 2244的規定，以維氏硬度計在荷重為5kg重(試驗力：49.0N)的條件下來進行的。
耐衝擊性係藉由夏比衝擊試驗來進行評比。衝擊試驗片係採用：凹槽寬度為0.2mm的U形凹槽試驗片(凹槽深度為2.5mm、凹槽半徑為0.1mm)。第1圖係顯示將試驗片設置在試驗裝置的狀態；第2圖係顯示試驗片的形狀。為何要採用這種試驗片及試驗方法的理由係如下所述。
作為本發明的對象之厚度未達1.0mm的鋼板，如果採用傳統所用的金屬材料用夏比衝擊試驗裝置的 話，試驗裝置的額定容量為50J以上，因為額定容量太大，會有無法達成正確的評比之問題。因此，改為採用：試驗裝置的額定容量小於50J之衝擊試驗裝置，也就是，額定容量為1J的衝擊試驗裝置(東洋精機製作所株式會社製造之型式：DG-GB的衝擊試驗裝置)。這種試驗裝置，係依據：碳纖維強化塑膠的夏比衝擊試驗方法(JIS K 7077)的夏比衝擊試驗機。並且將這種試驗裝置加以改良，將支承台之間的距離從60mm改成40mm來使用。本試驗裝置中，將支承台之間的距離從60mm改成40mm的理由，是為了要將試驗條件接近於：金屬材料的夏比衝擊試驗方法也就是日本工業規格JIS的(JIS Z 2242)的規定。
試驗片係如第2圖所示，係採用製作成：凹槽深度為2.5mm、凹槽半徑為0.1mm(凹槽寬度為0.2mm)，以放電加工來形成U形凹槽的試驗片。將凹槽半徑變小的理由，是因為考量到在進行夏比衝擊試驗時，如果是未達1.0mm之薄板的話，薄板的撓曲將會造成問題，因此，乃藉由提高應力集中係數，以將進行夏比衝擊試驗時的試驗片所產生的撓曲板予以最小化，以謀求獲得穩定的衝擊值。並且已確認出：藉由採用這種試驗方法及試驗片形狀，可以獲得接近於實際的使用環境的狀態的衝擊特性。在本發明中，係將衝擊值的數值為5J/cm2以上的情況判斷為耐衝擊性優異。
(實施例1)
在溶體化處理後，實施油淬火硬化，並且確認了各種添加元素對於回火後的剖面硬度及衝擊值的影響。將試驗結果與化學成分一起標示於表3及表4。冷軋鋼板的製造條件，兩者都是使用5A的條件(表1)。軋縮率係以表1所記載的範圍進行控制。
剖面硬度的測定，係將往輥軋直角方向裁切出來的試驗片埋在樹脂中，將剖面進行研磨之後，對於板厚中央部進行測定而得的結果。衝擊值的測定，係使用朝輥軋平行的方向所採取的衝擊試驗片進行測定而得的結果。將所測得的結果(硬度、衝擊值)標示於表3及表4。
將衝擊值大於5J/cm2且硬度符合600~750HV的情況，予以評比為◎，將衝擊值及硬度的其中一方未能符合上述目標值的情況，予以評比為×。
在表3所示的例子中，C含量低於下限值的鋼板(鋼種No.1)，衝擊值及淬火硬化回火硬度都低於目標值。C含量高於上限值的鋼板(鋼種No.6)，淬火硬化回火硬度係高於目標值之600~750HV，但衝擊值則低於目標值之5J/cm2。在未含有Nb的鋼板中，C含量為0.85質量%的鋼板(鋼種No.2、比較例)以及C含量為1.10質量%的鋼板(鋼種No.4、比較例)都是衝擊值低於目標值之5J/cm2，被評比為×。相對於此，具有與發明例的化學成分相當的鋼板(鋼種No.3、5、7、8、9、10)，淬火硬化回火硬度係落在目標範圍內，並且耐衝擊性也都優異。
表4所示的例子，具有與發明例相當的化學成分的鋼板(鋼種No.15、16、17、19、21)，全部都是淬火硬化回火硬度符合目標值之600~750HV，耐衝擊性優異。未添加Nb的鋼板(鋼種No.11)、未添加Nb但V添加量超過0.05質量%的鋼板(鋼種No.12)、未添加Nb但Mo添加量超過0.05質量%的鋼板(鋼種No.13)、複合添加Nb+Mo且Nb添加量低於0.005質量%的鋼板(鋼種No.14)、複合添加Nb+Mo且Nb添加量超過0.020質量%的鋼板(鋼種No.18)、複合添加Nb+Mo且Mo添加量高於0.05質量%的鋼板(鋼種No.20)、複合添加Nb+Mo+V且V添加量高於0.05質量%的鋼板(鋼種No.22)，雖然淬火硬化回火硬度係符合目標值之600~750HV，但是，不是耐衝擊性不佳，就是耐衝擊性雖然符合目標值之5J/cm2，但淬火硬化回火硬度卻降低，或者淬火硬化回火硬度以及耐 衝擊性都低於目標值的下限。
(實施例2)
使用具有鋼種No.3(表3)的化學成分之熱軋鋼板，改變表1所記載的冷軋與球狀化處理的製造條件，製造出表5所示的厚度的冷軋鋼板。將所製得的冷軋鋼板的球狀化率、碳化物平均粒徑標示於表5。此外，針對於所製得的冷軋鋼板，與實施例1同樣地採用表2所示的條件，在溶體化處理後，實施了油淬火硬化與低溫回火。將所製得的冷軋鋼板之溶體化處理後淬火硬化回火後的剖面硬度及衝擊值，進行與實施例1同樣的測定，並且標示於表5。
球狀化退火次數只有1次的鋼板(製造條件No.1)，球狀化率不夠充分，耐衝擊性不佳。球狀化退火次數為兩次的情況下，採用：球狀化退火溫度為600~635℃、冷軋之軋縮率為10~20%的組合，分別各反覆進行兩次的話，球狀化不夠充分，耐衝擊性不佳(製造條件No.2A)。採用：球狀化退火溫度為600~635℃、冷軋軋縮率為70~85%的組合，分別各反覆進行兩次的話，耐衝擊性雖然是足夠，但是碳化物的平均粒徑低於下限，淬火硬化回火處理後的硬度高於目標值(製造條件No.2C)。
以球狀化退火溫度為640~720℃、冷軋之軋縮率為10~20%之組合，分別各反覆進行兩次的話，雖然球狀化已經足夠了，但是碳化物的平均粒徑超過目標值的上限，耐衝擊性不佳(製造條件No.2D)。其原因被認為是：碳化物太大的話，淬火硬化時，麻田散鐵底材的未溶解碳化物變得較大，容易成為破壞時的起點之未溶解的碳化物與麻田散鐵底材的界面的面積較大，因此耐衝擊性變差。相對於此，採用：球狀化退火溫度為640~720℃、冷軋之軋縮率為25~65%的組合，分別各反覆進行兩次的話，球狀化率、碳化物粒徑、淬火硬化回火後的硬度，分別都落在目標值的範圍內，耐衝擊性優異(製造條件No.2B)。
將球狀化退火次數設定為4次時，如果將第1次~第4次的冷軋之軋縮率都設定為25~65%的話，可使得球狀化率、碳化物粒徑都落在目標值的範圍內，耐衝擊 性也優異(製造條件No.5A)。採用與製造條件No.5A相同的球狀化退火溫度，並且將第1次~第4次的冷軋之軋縮率都設定為10~20%的話，碳化物粒徑將超過目標值而變得太大，耐衝擊性也不佳(製造條件No.5B)。
(實施例3)
使用具有鋼種No.16(表4)的化學成分之熱軋鋼板，改變表1所記載的製造條件，製得表6所示的厚度的冷軋鋼板。將所製得的冷軋鋼板的球狀化率、碳化物平均粒徑標示於表6。此外，針對於所製得的冷軋鋼板，與實施例1同樣地採用表2所示的條件，在溶體化處理後，實施了油淬火硬化與低溫回火。將所製得的冷軋鋼板之溶體化處理後淬火硬化回火後的剖面硬度及衝擊值，進行與實施例1同樣的測定，並且標示於表6。
採用與本發明的製造方法相當的製造條件No.2B、No.5A來進行冷軋、球狀化退火的鋼板，係都符合目標球狀化率、目標衝擊值。
[產業上的可利用性]
具有本發明所規定範圍之化學成分的鋼板，係藉由添加Nb而可提昇淬火硬化性，並且可改善熱處理後的耐衝擊性，因此，係為過共析鋼可適合在嚴酷的環境中使用的機械工具零件的用途。
C含量為0.85~1.10質量%之過共析鋼板，係可適合：針織針這類的在嚴酷的使用環境下，被要求取得硬度與韌性的平衡點的用途。

Claims (5)

  1. 一種高碳冷軋鋼板，其鋼板的化學組成分係含有C：0.85~1.10質量%、Mn：0.50~1.0質量%、Si：0.10~0.35質量%、P：0.030質量%以下、S：0.030質量%以下、Cr：0.35~0.45質量%、Nb：0.005~0.020質量%，其餘部分是Fe及不可避免的雜質，分散在前述鋼板中的碳化物的平均粒徑(dav)與球狀化率(NSC/NTC)×100%係分別符合下列數式(1)及數式(2)，並且前述鋼板的厚度未達1.0mm，0.2≦dav≦0.7(μm)…數式(1) (NSC/NTC)×100≧90%…數式(2)此處，數式(1)中的平均粒徑(dav)，係將從鋼板剖面上所觀察到的各個碳化物想定成同等面積的圓時之各個圓的直徑(圓當量直徑)的平均值；數式(2)中的NTC及NSC分別是NTC：觀察面積100μm2中的碳化物的總個數；NSC：符合dL/dS為1.4以下的條件之碳化物個數，此處的dL表示碳化物的長徑，dS表示短徑。
  2. 如請求項1所述的高碳冷軋鋼板，其中，前述化學組成分又含有從Mo及V之中所選出的一種或兩種，其含量分別都是0.001質量%以上且未達0.05質量%。
  3. 一種高碳冷軋鋼板的製造方法，其係將具有請求 項1或2所記載的化學組成分之熱軋鋼板，反覆地進行冷軋及球狀化退火而製造成高碳冷軋鋼板的方法，其特徵為：分散在前述高碳冷軋鋼板中的碳化物的平均粒徑(dav)與球狀化率(NSC/NTC)係分別符合下列數式(1)及數式(2)，並且前述高碳冷軋鋼板的厚度未達1.0mm，0.2≦dav≦0.7(μm)…數式(1) (NSC/NTC)×100≧90%…數式(2)此處，數式(1)中的平均粒徑(dav)，係將從鋼板剖面上所觀察到的各個碳化物想定成同等面積的圓時之各個圓的直徑(圓當量直徑)的平均值；數式(2)中的NTC及NSC分別是NTC：觀察面積100μm2中的碳化物的總個數；NSC：符合dL/dS為1.4以下的條件之碳化物個數，此處的dL表示碳化物的長徑，dS表示短徑。
  4. 如請求項3所述的高碳冷軋鋼板的製造方法，其中，對於前述熱軋鋼板反覆進行的冷軋及球狀化退火的次數，係設定為2次至5次。
  5. 如請求項3或4所述的高碳冷軋鋼板的製造方法，其中，前述冷軋的軋縮率為25~65%，前述球狀化退火的溫度為640~720℃。
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