WO2012073629A1 - 鋳鉄材料の疲労強度向上方法 - Google Patents

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精彦 野崎
誠 田口
和宏 平川
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Ｕｄトラックス株式会社
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    • C21D1/26—Methods of annealing
    • C21D1/32—Soft annealing, e.g. spheroidising

Definitions

  • the present invention relates to a technique for improving the fatigue strength of cast iron materials, particularly spheroidal graphite cast iron.
  • spheroidal graphite cast iron has high strength among cast iron.
  • Techniques for improving the fatigue strength of spheroidal graphite cast iron include weight ratio C: 2.0 to 4.0%, Si: 1.5 to 4.5%, Mn: 2.0% or less, P: 0.08%
  • Bending fatigue strength at 10 7 times of spheroidal graphite cast iron composition according can be a high-tensile cast iron 1400 MPa, not only about 350 MPa.
  • This numerical value is the same as that of a forged product, and a strength of 600 MPa or more, which is the same as that of a carburized and quenched steel material, is not obtained.
  • a fatigue strength of “about 350 MPa” cannot be used for an automobile transmission gear.
  • Patent Document 1 a technique has been proposed in which an additive is contained in a flake of graphite flake cast iron to cast spheroidal graphite cast iron to improve its fatigue strength.
  • Patent Document 1 a technique has been proposed in which an additive is contained in a flake of graphite flake cast iron to cast spheroidal graphite cast iron to improve its fatigue strength.
  • Patent Document 1 improves the fatigue strength by devising the casting stage, and cannot improve the fatigue strength of the material after machining the cast iron material.
  • the present invention has been proposed in view of the above-described problems of the prior art, and the fatigue strength of cast iron materials, particularly spheroidal graphite cast iron, can be improved to the same extent as carbon steel when carburized and quenched.
  • the purpose is to provide an improvement method.
  • the method for improving the fatigue strength of the cast iron material according to the present invention is as follows: C: 2.0 to 4.0%, Si: 1.5 to 4.5%, Mn: 2.0% or less, P: 0.08 by weight ratio. %, S: 0.03% or less, Mg: 0.02-0.1%, Cu: 1.8-4.0% spheroidal graphite cast iron, tempering heat treatment at 150-300 ° C
  • the first to third shot peening treatments described above are performed, then the shot peening treatment is performed using a shot made of tin and molybdenum, and metal lubrication is performed.
  • C 2.0 to 4.0% by weight, Si: 1.5 to 4.5%, Mn: 2.0% or less, P: 0.08 %, S: 0.03% or less, Mg: 0.02-0.1%, Cu: 1.8-4.0% spheroidal graphite cast iron, tempering heat treatment at 150-300 ° C Is applied to the spheroidal graphite cast iron having a tensile strength of 800 MPa or more, and the fatigue strength of 600 MPa or more, which is the bending fatigue strength of the carburized and quenched steel material by performing the above-described first to third shot peening treatments. Can be obtained.
  • high (approximately 600 MPa) compressive residual stress is applied even in the range of 100 ⁇ m from the surface.
  • the occurrence of fine cracks and the progress of cracks are delayed, and fatigue strength is improved.
  • C 2.0 to 4.0% by weight, Si: 1.5 to 4.5%, Mn: 2.0% or less, P: 0.08% or less, S: 0 Spheroidal graphite cast iron containing 0.03% or less, Mg: 0.02 to 0.1%, Cu: 1.8 to 4.0%, and subjected to tempering heat treatment at 150 to 300 ° C. to obtain tensile strength
  • Carburizing and quenching treatment is performed by subjecting spheroidal graphite cast iron of 800 MPa or more to predetermined machining (for example, gear cutting in the case of a transmission gear for automobiles), and then performing the first to third shot peening treatments described above. Without application, bending fatigue strength comparable to that of carburized and quenched steel can be obtained. And since it is not necessary to perform heat treatment (for example, carburizing and quenching treatment) after machining, heat treatment distortion can be prevented.
  • FIG. 6 is a view showing a compressive residual stress distribution of a test material subjected to first to third shot peening treatments. It is a figure which shows the test result of the rotation bending fatigue test in Experimental example 1.
  • FIG. 2 is a table
  • FIG. 3 shows the result of Experimental example 3 as a table
  • FIG. 4 shows the result of Experimental example 4 as a table
  • FIG. 5 is a table
  • surface It is a figure which shows the result of Experimental example 7 as a table
  • step S1 first shot peening process: first process).
  • step S2 shot peening process: second process.
  • step S3 a step of performing a third shot peening process: three steps).
  • step S4 step of performing a fourth shot peening process: four steps.
  • step S4 it is possible to apply metal lubrication to the surface of the workpiece subjected to the first to third shot peening treatments. Note that step S4 can be omitted.
  • a fatigue test piece shown in FIG. 3 was prepared from the test material after the first to third shot peening treatments (1 to 3 steps) were performed.
  • the bending fatigue test piece generally indicated by reference numeral 13 is provided with a reduced diameter portion 7 at the center of a round bar portion 5 having an outer diameter of 12 mm. Both end portions of the small diameter portion 7 are smoothly connected to the round bar portion 5 by an arcuate R curve 6.
  • a rotating bending fatigue test was performed using the test piece 13.
  • the fatigue strength of the spheroidal graphite cast iron subjected to the shot peening process in steps S1 to S3 in FIG. 1 is the same bending fatigue strength as that of the carburized and quenched steel (for example, about 600 MPa). have.
  • the inventor has the following weight ratios: C: 2.0 to 4.0%, Si: 1.5 to 4.5%, Mn: 2.0% or less, P: 0.08% or less, S: 0.03 %
  • the following experiments were performed using spheroidal graphite cast iron containing Mg: 0.02 to 0.1% and Cu: 1.8 to 4.0%. It was.
  • Example 1 The spheroidal graphite cast iron was tempered at 150 to 300 ° C. to obtain a tensile strength of 800 MPa or more.
  • a tensile test result of a test material obtained by subjecting the spheroidal graphite cast iron to tempering heat treatment (the spheroidal graphite cast iron subjected to tempering heat treatment) is shown by a characteristic curve FCD in FIG.
  • the vertical axis represents tensile stress (MPa) and the horizontal axis represents tensile strain ( ⁇ ).
  • the maximum tensile stress in the characteristic curve FCD is 898 MPa.
  • the characteristic curve FCA shows the characteristics of ordinary cast iron (grey cast iron), and the maximum tensile stress was 272 MPa.
  • a first shot peening treatment was performed with a hardness of 600 Hv or more and a shot particle diameter ( ⁇ ) of 0.5 to 0.8 mm.
  • the test piece was subjected to a second shot peening treatment with a hardness of 600 Hv or more and a shot particle diameter ( ⁇ ) of 0.1 to 0.3 mm.
  • the test piece subjected to the first and second shot peening treatments was subjected to a third shot peening treatment with a hardness of 600 Hv or more and a shot particle size ( ⁇ ) of 0.1 mm or less.
  • the measurement result of the residual stress of the test piece subjected to the first to third shot peening processes is shown in the curve Sa showing the residual stress distribution in FIG.
  • the residual stress slightly varies from the test piece surface (0 ⁇ m) to the depth of 100 ⁇ m, but the compressive residual stress is about ⁇ 600 (MPa).
  • the vertical axis indicates the value of tensile stress. For this reason, when the numerical value of the compressive residual stress is high, it is displayed below (in the side where the negative absolute value is large) in FIG.
  • the test pieces subjected to the first to third shot peening treatments are the test pieces not subjected to the first to third shot peening treatments (in FIG. 4, the vertical axis represents zero MPa, the horizontal axis Unlike the line So) parallel to the abscissa, it can be seen that compressive residual stress exists in a region 200 ⁇ m deep from the surface.
  • Experimental Example 1 the first to third shot peening treatments were performed on the same test piece, and the fatigue test piece shown in FIG. 3 was prepared from the material, and the rotating bending fatigue test was performed.
  • the fatigue test result is shown in FIG.
  • the vertical axis represents the bending stress ( ⁇ ), and the horizontal axis represents the number of repetitions (N).
  • the symbol Ha in FIG. 5 is a characteristic curve showing the bending fatigue strength of the test pieces subjected to the first to third shot peening treatments in Experimental Example 1, and the fatigue strength was 620 to 630 MPa.
  • the fatigue strength of 620 to 630 MPa in Experimental Example 1 is a numerical value close to the fatigue strength of 700 MPa in the carburized state of the carburized and quenched steel SCM420H indicated by the symbol K in FIG. That is, according to Experimental Example 1, fatigue strength comparable to that of the carburized and quenched steel SCM420H is obtained.
  • the bending fatigue curve Ja in FIG. 5 has shown the bending fatigue strength of the cast state of high tensile cast iron FCD900MPa which does not perform a shot peening process, The fatigue curve strength was 300MPa.
  • the bending fatigue curve C has shown the bending fatigue strength of normal cast iron (gray cast iron) of a casting state, and the fatigue strength was 100 MPa.
  • the characteristic in the tensile test of cast iron is shown by the characteristic curve FCA of FIG.
  • Test pieces used in Experimental Example 1 (C: 2.0 to 4.0% by weight, Si: 1.5 to 4.5%, Mn: 2.0% or less, P: 0.08% or less) , S: 0.03% or less, Mg: 0.02-0.1%, Cu: 1.8-4.0% containing spheroidal graphite cast iron is subjected to tempering heat treatment at 150-300 ° C. and tensile strength
  • a shot having a particle size larger than 0.8 mm (particle size: 0.9 mm, 1.0 mm, 1.1 mm) is used.
  • the other specimens were subjected to a bending fatigue strength fatigue test on the test pieces that were the same as in Experimental Example 1.
  • FIG. 6 shows the fatigue test results (results of Experimental Example 2) when the first shot peening treatment is performed with shot particle sizes of 0.8 mm, 0.9 mm, 1.0 mm, and 1.1 mm.
  • ⁇ indicates that a fatigue strength of about 600 MPa is obtained
  • X indicates that the fatigue strength does not reach about 600 MPa.
  • ⁇ indicates that a fatigue strength of about 600 MPa is obtained
  • X indicates that the fatigue strength does not reach about 600 MPa.
  • a particle size of 0.8 mm fatigue strength of about the same level as carburized and quenched steel (about 600 MPa) was obtained (“ ⁇ ” in FIG. 6), but with particle sizes of 0.9 mm, 1.0 mm, and 1.1 mm
  • the bending fatigue strength was 600 MPa or less (“ ⁇ ” in FIG. 6). From the result of Experimental Example 2 (FIG.
  • the shot particle size should be 0.8 mm or less in the first shot peening process. In the first shot peening process, if the shot particle size is larger than 0.8 mm, it is considered that the shot does not get on the air flow when the shot is shot and the test piece is not sufficiently impacted.
  • the shot particle size should be 0.5 mm or more in the first shot peening process.
  • the first shot peening treatment if the shot particle size is smaller than 0.5 mm, the compressive stress on the steel material surface side becomes high, but it seems that the compressive stress inside the steel material becomes small.
  • Example 4 In the second shot peening treatment, a shot having a particle size of 0.3 mm or more (particle size: 0.3 mm, 0.4 mm, 0.5 mm) was used, and the other treatments were performed in the same manner as in Experimental Example 1 and the bending fatigue strength. A fatigue test was conducted. In FIG. 8, “ ⁇ ” indicates that a fatigue strength of about 600 MPa is obtained, and “X” indicates that the fatigue strength does not reach about 600 MPa. As shown in FIG. 8, with a shot particle size of 0.3 mm, fatigue strength of about the same level as that of the carburized and quenched steel material (about 600 MPa) (“ ⁇ ” in FIG. 8) was obtained.
  • the bending fatigue strength was 600 MPa or less (“ ⁇ ” in FIG. 8). From the results of Experimental Example 4 (FIG. 8), it was found that in the second shot peening process, the shot particle size should be 0.3 mm or less.
  • the second shot peening treatment is a treatment for increasing the compressive residual stress on the outermost surface of the cast iron test piece (surface to a depth of 50 microns). If the shot particle size is larger than 0.3 mm, It is presumed that the peak of compressive residual stress did not occur and the fatigue strength did not increase.
  • Example 5 In the second shot peening treatment, a shot with a particle size of 0.1 mm or less (particle size 0.1 mm, 0.07 mm, 0.01 mm) was used, and the other treatments were performed in the same manner as in Experimental Example 1, and bending fatigue strength A fatigue test was conducted.
  • “ ⁇ ” indicates that a fatigue strength of about 600 MPa is obtained
  • “X” indicates that the fatigue strength does not reach about 600 MPa.
  • FIG. 9 at a shot particle size of 0.1 mm fatigue strength of the same level as that of carburized and quenched steel (about 600 MPa) was obtained (“ ⁇ ” in FIG.
  • Example 6 Prepare a gear Z (gear subjected to the first to third shot peening treatment) Z made of the test material of Experimental Example 1 and a gear Y made of the test material omitting the third shot peening treatment. As shown in FIG. 10, the slippage of the meshing surfaces was compared. In the gear Z (gear subjected to the first to third shot peening treatments) Z made of the test material of Experimental Example 1, the slip of the meshing surface showed a good numerical value. On the other hand, in the gear Y made of the test material in which the third shot peening process was omitted, there was an abnormality in the slippage of the meshing surface.
  • the uneven surface of the first and second shot peening is smoothed by the third shot peening process, the unevenness of the tooth surface becomes small, and if it is a minute uneven surface, oil accumulates there and lubricates. Demonstrate.
  • the lubrication process is not performed and an abnormality occurs in the slippage of the meshing surface.
  • Test piece used in Experimental Example 1 (C: 2.0 to 4.0% by weight, Si: 1.5 to 4.5%, Mn: 2.0% or less, P: 0.08% or less, Spherical graphite cast iron containing S: 0.03% or less, Mg: 0.02 to 0.1%, Cu: 1.8 to 4.0% subjected to tempering heat treatment)
  • Six types of test pieces were prepared by changing the temperature of the heat treatment by 50 ° C. in the range of 100 ° C. to 350 ° C.
  • the other treatments for each sample were the same as those in Experimental Example 1.
  • the other treatments for each sample were the same as those in Experimental Example 1.
  • the fatigue test of bending fatigue strength was done about each of six types of test pieces.
  • FIG. 11 shows the results of Experimental Example 7.
  • the illustrated embodiment is merely an example, and is not intended to limit the technical scope of the present invention.
  • the present invention can be applied to a valve, a cam, a connecting rod, a gear, and various pumps for supplying high-pressure oil.

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Abstract

　本発明は、鋳鉄材料、特に球状黒鉛鋳鉄の疲労強度を、浸炭焼入れした場合の炭素鋼と同程度まで向上することが出来る疲労強度向上方法の提供を目的としている。　そのため、本発明では、重量比でＣ：２．０～４．０％、Ｓｉ：１．５～４．５％、Ｍｎ：２．０％以下、Ｐ：０．０８％以下、Ｓ：０．０３％以下、Ｍｇ：０．０２～０．１％、Ｃｕ：１．８～４．０％を含有した球状黒鉛鋳鉄であって、１５０～３００℃で焼き戻し熱処理を行なって引張強さ８００ＭＰａ以上とした球状黒鉛鋳鉄に対して、それぞれ所定のショット粒径による第１、第2、第３のショットピーニング処理を行なう工程を有している。

Description

鋳鉄材料の疲労強度向上方法
　本発明は、鋳鉄材料、特に球状黒鉛鋳鉄の疲労強度を向上する技術に関する。
　従来の自動車用トランスミッションギヤは、鉄鋼材料を切削歯切り加工後に浸炭焼入れをしていた。しかし、熱処理歪みによる部材の変形が欠点であった。
　一方、球状黒鉛鋳鉄は製造が容易であるが、疲労強度が低く、自動車用トランスミッションギヤに使用できないという欠点があった。そのため、浸炭焼入れをしない鋳鉄材料について、浸炭焼入れした鉄鋼材料と同程度の疲労強度が望まれている。
　ここで、球状黒鉛鋳鉄は、鋳鉄の中で、強度が高い。球状黒鉛鋳鉄の疲労強度を向上させる技術として、重量比Ｃ：２.０～４.０％、Ｓｉ：１.５～４.５％、Ｍｎ：２.０％以下、Ｐ：０.０８％以下、Ｓ：０.０３％以下、Ｍｇ：０.０２～０.１％、Ｃｕ：１.８～４.０％、を含有した球状黒鉛鋳鉄にオーステンパ処理もしくは、焼入れ焼もどししたものがある。
　係る組成の球状黒鉛鋳鉄の１０７回における曲げ疲労強度は、１４００ＭＰａの高張力鋳鉄であっても、３５０ＭＰａ程度に過ぎない。この数値は、鍛造品並であって、浸炭焼入れした鉄鋼材料並みの６００ＭＰａ以上の強度は得られていない。
　そして、「３５０ＭＰａ程度」という疲労強度では、自動車用トランスミッションギヤには使用できない。
　その他の従来技術として、片状黒鉛鋳鉄の溶湯に添加物を含有せしめて球状黒鉛鋳鉄を鋳造して、その疲労強度を向上する技術が提案されている（特許文献１参照）。
　しかし、係る従来技術は、鋳造段階を工夫することにより疲労強度を向上するものであり、鋳鉄材料を機械加工した後に材料の疲労強度を向上することは出来ない。
特開２００５－８９１３号公報
　本発明は上述した従来技術の問題点に鑑みて提案されたものであり、鋳鉄材料、特に球状黒鉛鋳鉄の疲労強度を、浸炭焼入れした場合の炭素鋼と同程度まで向上することが出来る疲労強度向上方法の提供を目的としている。
　本発明の鋳鉄材料の疲労強度向上方法は、重量比でＣ：２．０～４．０％、Ｓｉ：１．５～４．５％、Ｍｎ：２．０％以下、Ｐ：０．０８％以下、Ｓ：０．０３％以下、Ｍｇ：０．０２～０．１％、Ｃｕ：１．８～４．０％を含有した球状黒鉛鋳鉄であって、１５０～３００℃で焼き戻し熱処理を行なって引張強さ８００ＭＰａ以上とした球状黒鉛鋳鉄に対して、
　硬さ６００Ｈｖ以上、ショット粒径（φ）０．５～０．８ｍｍで第１のショットピーニング処理を行なう工程（１工程）と、
　硬さ６００Ｈｖ以上、ショット粒径（φ）０．１～０．３ｍｍで第２のショットピーニング処理を行なう工程（２工程）と、
　硬さ６００Ｈｖ以上、ショット粒径（φ）０．１ｍｍ以下で第３のショットピーニング処理を行なう工程（３工程）、
　を有することを特徴としている。
　本発明の実施に際して、上述した第１～第３のショットピーニング処理を施した後、錫、モリブデンから成るショットを用いてショットピーニング処理を行ない、金属潤滑を行なうように構成することが好ましい。
　上述した構成を具備する本発明によれば、重量比でＣ：２．０～４．０％、Ｓｉ：１．５～４．５％、Ｍｎ：２．０％以下、Ｐ：０．０８％以下、Ｓ：０．０３％以下、Ｍｇ：０．０２～０．１％、Ｃｕ：１．８～４．０％を含有した球状黒鉛鋳鉄であって、１５０～３００℃で焼き戻し熱処理を行なって引張強さ８００ＭＰａ以上とした球状黒鉛鋳鉄に対して、上述した第１～第３のショットピーニング処理を施すことにより、浸炭焼入れをした鋼材レベルの曲げ疲労強度である６００ＭＰａ以上の疲労強度を得ることが出来る。
　そして本発明によれば、上述した第１～第３のショットピーニング処理を施すことにより、表面から１００μｍの範囲についても高い（ほぼ６００ＭＰａの）圧縮残留応力が付与されるので、球状黒鉛鋳鉄表面における微細亀裂の発生と、亀裂の進展が遅延して、疲労強度が向上する。
　本発明によれば、重量比でＣ：２．０～４．０％、Ｓｉ：１．５～４．５％、Ｍｎ：２．０％以下、Ｐ：０．０８％以下、Ｓ：０．０３％以下、Ｍｇ：０．０２～０．１％、Ｃｕ：１．８～４．０％を含有した球状黒鉛鋳鉄であって、１５０～３００℃で焼き戻し熱処理を行なって引張強さ８００ＭＰａ以上とした球状黒鉛鋳鉄に所定の機械加工（例えば、自動車用トランスミッションギヤであれば歯切り加工）を施し、その後、上述した第１～第３のショットピーニング処理を施せば、浸炭焼入れ処理を施すこと無く、浸炭焼入れをした鋼材と同程度の曲げ疲労強度を得ることが出来る。
　そして、機械加工後に熱処理（例えば、浸炭焼入れ処理）を行なう必要がないため、熱処理歪みを防止することが出来る。
本発明の疲労強度向上方法の手順を示す図である。 試験材料の引張試験の試験結果を示す図である。 曲げ疲労試験片を示す図である。 第１～第３のショットピーニング処理を施した試験材料の圧縮残留応力分布を示す図である。 実験例１における回転曲げ疲労試験の試験結果を示す図である。 実験例２の結果を表として示す図である。 実験例３の結果を表として示す図である。 実験例４の結果を表として示す図である。 実験例５の結果を表として示す図である。 実験例６の結果を表として示す図である。 実験例７の結果を表として示す図である。
　以下、添付図面を参照して、本発明の実施形態について説明する。
　先ず、図１を参照して、図示の実施形態における作業手順を説明する。
　図１において、重量比でＣ：２．０～４．０％、Ｓｉ：１．５～４．５％、Ｍｎ：２．０％以下、Ｐ：０．０８％以下、Ｓ：０．０３％以下、Ｍｇ：０．０２～０．１％、Ｃｕ：１．８～４．０％を含有した球状黒鉛鋳鉄を、１５０～３００℃で焼き戻し熱処理を行って、引張り強さを８００ＭＰａ以上にする（ステップＳ０）。
　ついで、硬さ６００Ｈｖ以上、ショットの粒径φが０．５～０．８ｍｍでショットピーニングをする（ステップＳ１：第１のショットピーニング処理を行う工程：第１工程）。
　次に、硬さ６００Ｈｖ以上、ショットの粒径φが０．１～０．３ｍｍでショットピーニングをする（ステップＳ２：第２のショットピーニング処理を行う工程：第２工程）。
　そして、硬さ６００Ｈｖ以上、ショットの粒径φが０．１ｍｍ以下でショットピーニングをする（ステップＳ３：第３のショットピーニング処理を行う工程：３工程）。
　その後、適宜の硬さ、ショットの粒径の錫、モリブデンでショットピーニングをする（ステップＳ４：第４のショットピーニング処理を行う工程：４工程）。
　ステップＳ４によって、第１～第３のショットピーニング処理が施されたワークの表面に金属潤滑を施すことが可能である。
　なお、このステップＳ４は省略することが可能である。
　第１～第３のショットピーニング処理（１～３工程）を行なった後の試験材料により、図３で示す疲労試験片を作成した。
　全体を符号１３で示す曲げ疲労試験片の形状は、図示の実施形態では、外径１２ｍｍの丸棒部５の中央部に、縮径された小径部７が設けられている。小径部７の両端部は円弧状のＲ曲線６によって丸棒部５に滑らかに接続されている。
　係る試験片１３を用いて、回転曲げ疲労試験を行なった。
　後述の実験例１で記載する通り、図１のステップＳ１～Ｓ３のショットピーニング処理を行なった球状黒鉛鋳鉄の疲労強度は、浸炭焼入れをした鋼材と同程度の曲げ疲労強度（例えば、６００ＭＰａ程度）を有している。
　発明者は、重量比でＣ：２．０～４．０％、Ｓｉ：１．５～４．５％、Ｍｎ：２．０％以下、Ｐ：０．０８％以下、Ｓ：０．０３％以下、Ｍｇ：０．０２～０．１％、Ｃｕ：１．８～４．０％を含有した球状黒鉛鋳鉄を用いて、以下のような実験（実験例１～実験例７）を行った。
　［実験例１］
　上記球状黒鉛鋳鉄に１５０～３００℃で焼き戻し熱処理を行なって、引張強さ８００ＭＰａ以上とした。
　上記球状黒鉛鋳鉄に焼き戻し熱処理を行なった試験材料（焼き戻し熱処理を行なった上記球状黒鉛鋳鉄）の引張り試験結果が図２の特性曲線ＦＣＤで示されている。
　図２において、縦軸は引張り応力（ＭＰａ）で、横軸は引張り歪（ε）である。特性曲線ＦＣＤにおける最大引張り応力は８９８ＭＰａである。
　図２において示した特性曲線ＦＣＤＱは、球状黒鉛鋳鉄を調質して最大引張応力１３００ＭＰａにしたものである。特性曲線ＦＣＡは、普通鋳鉄（ねずみ鋳鉄）の特性を示しており、最大引張り応力が２７２ＭＰａであった。
　次に、硬さ６００Ｈｖ以上、ショット粒径（φ）０．５～０．８ｍｍで第１のショットピーニング処理を行なった。ついで、その試験片に硬さ６００Ｈｖ以上、ショット粒径（φ）０．１～０．３ｍｍで第２のショットピーニング処理を行なった。さらに、第１、第２のショットピーニング処理を行なった試験片に、硬さ６００Ｈｖ以上、ショット粒径（φ）０．１ｍｍ以下で第３のショットピーニング処理を行なった。
　上記第1～第３のショットピーニング処理を行った試験片の残留応力の測定結果が、図４の残留応力分布を示す曲線Ｓａに示されている。
　図４において、試験片表面（０μｍ）から深さ１００μｍまでは僅かに残留応力の変動があるが、圧縮残留応力は約－６００（ＭＰａ）になっている。
　なお、図４では、縦軸は引っ張り応力の数値を示している。そのため、圧縮残留応力の数値が高い場合には、図４では下方（負の絶対値が大きい側）に表示されることになる。
　図４を参照すれば、第１～第３のショットピーニング処理を施した試験片は、第１～第３のショットピーニング処理を施していない試験片（図４において縦軸でゼロＭＰａ、横軸が横座標に平行な線Ｓｏ）とは異なり、表面から深さ２００μｍの領域で圧縮残留応力が存在していることがわかる。
　実験例１では、同一の試験片に対して第１～第３のショットピーニング処理を行ない、当該材料により、図３で示す疲労試験片を作成して、回転曲げ疲労試験を行なった。係る疲労試験結果を図５に示す。図５において、縦軸には曲げ応力（σ）、横軸には繰り返し回数（Ｎ）が表示されている。
　図５における符号Ｈａが、実験例１で、第１～第３のショットピーニング処理を施した試験片の曲げ疲労強度を示す特性曲線であり、疲労強度が６２０～６３０ＭＰａであった。
　実験例１における６２０～６３０ＭＰａという疲労強度は、図５において、符号Ｋで示す浸炭焼入れ鋼ＳＣＭ４２０Ｈの浸炭状態の疲労強度７００ＭＰａに近い数値である。
　すなわち、実験例１によれば、浸炭焼入れ鋼ＳＣＭ４２０Ｈと同程度の疲労強度が得られている。
　なお、図５における曲げ疲労曲線Ｊａは、ショットピーニング処理を行わない高張力鋳鉄ＦＣＤ９００ＭＰａの鋳造状態の曲げ疲労強度を示しており、その疲労曲線強度は３００ＭＰａであった。
　また曲げ疲労曲線Ｃは、鋳造状態の普通鋳鉄（ねずみ鋳鉄）の曲げ疲労強度を示しており、その疲労強度は１００ＭＰａであった。なお、鋳鉄の引張り試験における特性が、図２の特性曲線ＦＣＡで示されている。
　第１実験例において、図５で示す結果より、重量比でＣ：２．０～４．０％、Ｓｉ：１．５～４．５％、Ｍｎ：２．０％以下、Ｐ：０．０８％以下、Ｓ：０．０３％以下、Ｍｇ：０．０２～０．１％、Ｃｕ：１．８～４．０％を含有した球状黒鉛鋳鉄に１５０～３００℃で焼き戻し熱処理を行なって、引張強さ８００ＭＰａ以上として、第１～第３のショットピーニング処理を行なえば、浸炭焼入れをした低炭素鋼材と同程度（６００ＭＰａ程度）の曲げ疲労強度を得ることが出来ることが明らかになった。
　［実験例２］
　実験例１で用いられた試験片（重量比でＣ：２．０～４．０％、Ｓｉ：１．５～４．５％、Ｍｎ：２．０％以下、Ｐ：０．０８％以下、Ｓ：０．０３％以下、Ｍｇ：０．０２～０．１％、Ｃｕ：１．８～４．０％を含有した球状黒鉛鋳鉄に１５０～３００℃で焼き戻し熱処理を行なって引張り強さ８５０ＭＰａ以上とした上記球状黒鉛鋳鉄）に対して第１ショットピーニング処理を行なうに際して、粒径が０．８ｍｍより大きいショット（粒径が０．９ｍｍ、１．０ｍｍ、１．１ｍｍ）を用いて、その他の処理は実験例１と同様にした試験片について、曲げ疲労強度の疲労試験を行なった。
　図６において、ショット粒径０．８ｍｍ、０．９ｍｍ、１．０ｍｍ、１．１ｍｍで第１ショットピーニング処理を行なった場合の疲労試験結果（実験例２の結果）を示す。
　図６では、「○」は６００ＭＰａ程度の疲労強度が得られたことを示しており、「×」は、疲労強度が６００ＭＰａ程度に到達していないことを示している。
０．８ｍｍの粒径では浸炭焼入れをした鋼材と同程度（６００ＭＰａ程度）の疲労強度が得られた（図６の「○」）が、粒径０．９ｍｍ、１．０ｍｍ、１．１ｍｍでは、曲げ疲労強度は６００ＭＰａ以下であった（図６の「×」）。
　実験例２の結果（図６）から、第１ショットピーニング処理では、ショット粒径を０．８ｍｍ以下にするべきであることが分った。
第１ショットピーニング処理において、ショット粒径が０．８ｍｍより大きいと、ショットを打ち出す際の空気の流れにショットが乗らず、十分に試験片に衝撃が与えられないことが原因と思われる。
　［実験例３］
　第１ショットピーニング処理で、０．５ｍｍ以下のショット（粒径が、０．５ｍｍ、０．４ｍｍ、０．３ｍｍ）を用いて、その他の処理は実験例１と同様にして、曲げ疲労強度について疲労試験を行なった。
　図７においても、「○」は６００ＭＰａ程度の疲労強度が得られたことを示しており、「×」は、疲労強度が６００ＭＰａ程度に到達していないことを示している。
図７で示すように、ショット粒径０．５ｍｍでは、浸炭焼入れをした鋼材と同程度（６００ＭＰａ程度）の疲労強度が得られた（図７の「○」）が、粒径０．４ｍｍ、０．３ｍｍでは、曲げ疲労強度は６００ＭＰａ以下であった（図７の「×」）。
　図７から、第１ショットピーニング処理では、ショット粒径を０．５ｍｍ以上にするべきであることが分った。
　第１ショットピーニング処理において、ショット粒径が０．５ｍｍよりも小さいと、鋼材表面側の圧縮応力は高くなるが、鋼材内部の圧縮応力が小さくなってしまうことが原因と思われる。
　［実験例４］
　第２ショットピーニング処理で、粒径が０．３ｍｍ以上（粒径０．３ｍｍ、０．４ｍｍ、０．５ｍｍ）のショットを用いて、その他の処理は実験例１と同様にして、曲げ疲労強度について疲労試験を行なった。
　図８において、「○」は６００ＭＰａ程度の疲労強度が得られたことを示しており、「×」は、疲労強度が６００ＭＰａ程度に到達していないことを示している。
　図８で示すように、ショット粒径０．３ｍｍでは、浸炭焼入れをした鋼材と同程度（６００ＭＰａ程度）の疲労強度が得られた（図８の「○」）が、粒径０．４ｍｍ、０．５ｍｍでは、曲げ疲労強度は６００ＭＰａ以下であった（図８の「×」）。
　実験例４の結果（図８）から、第２ショットピーニング処理では、ショット粒径を０．３ｍｍ以下にするべきであることが分った。
第２ショットピーニング処理は、鋳鉄試験片の最表面（表面～深さ５０ミクロンまでの領域）の圧縮残留応力を高める処理であるが、ショット粒径が０．３ｍｍよりも大きいと、最表面に圧縮残留応力のピークが発生せず、疲労強度が上昇しなかったものと推定される。
　［実験例５］
　第２ショットピーニング処理で、粒径が０．１ｍｍ以下（粒径０．１ｍｍ、０．０７ｍｍ、０．０１ｍｍ）のショットを用いて、その他の処理は実験例１と同様にして、曲げ疲労強度について疲労試験を行なった。
　図９において、「○」は６００ＭＰａ程度の疲労強度が得られたことを示しており、「×」は、疲労強度が６００ＭＰａ程度に到達していないことを示している。
　図９で示すように、ショット粒径０．１ｍｍでは、浸炭焼入れをした鋼材と同程度（６００ＭＰａ程度）の疲労強度が得られた（図９の「○」）が、粒径０．０７ｍｍ、０．０１ｍｍでは、曲げ疲労強度は６００ＭＰａ以下であった（図９の「×」）。
　実験例５の結果（図９）から、第２ショットピーニング処理では、ショット粒径を０．１ｍｍ以上にするべきであることが分った。
　第２ショットピーニング処理で使用されるショットの粒径が小さいと、鋳鉄表面をならすのみであり、鋼材最表面の圧縮残留応力は生せず、疲労強度は向上しなかったと推定される。
　［実験例６］
　実験例１の試験材料で作成された歯車（第１～第３ショットピーニング処理が行なわれた歯車）Ｚと、第３ショットピーニング処理を省略した試験材料で作成した歯車Ｙを用意して、図１０に示す様に、噛み合い面の滑りを比較した。
　実験例１の試験材料で作成された歯車（第１～第３ショットピーニング処理が行なわれた歯車）Ｚでは、噛み合い面の滑りは良好な数値を示した。
　一方、第３ショットピーニング処理を省略した試験材料で作成した歯車Ｙでは、噛み合い面の滑りに異常があった。
　より詳細には、図１０において、歯車Ｚでは噛み合い歯面が当たり及び滑りが良好で所定の耐久性試験をクリアした。一方、歯車Ｙでは噛み合い歯面が当たり及び滑りが不良で歯面に微細亀裂が生じて所定の耐久性試験をクリアできなかった。
　実験例６の結果（図１０）から、第３ショットピーニング処理は省略するべきではないことが判明した。
　第３ショットピーニング処理により、第１及び第２ショットピーニングで凸凹になった表面がならされると、歯面表面の凸凹が小さくなり、微小な凸凹であれば、そこに油がたまって潤滑作用を発揮する。
　第３ショットピーニング処理を省略した試験材料では、係る潤滑処理が発揮されず、噛み合い面の滑りに異常が発生したものと推定される。
　［実験例７］
　実験例１で用いられる試験片（重量比でＣ：２．０～４．０％、Ｓｉ：１．５～４．５％、Ｍｎ：２．０％以下、Ｐ：０．０８％以下、Ｓ：０．０３％以下、Ｍｇ：０．０２～０．１％、Ｃｕ：１．８～４．０％を含有した球状黒鉛鋳鉄に焼き戻し熱処理を行なった球状黒鉛鋳鉄）について、焼き戻し熱処理の温度を１００℃～３５０℃の範囲で５０℃ずつ変化させて、６種類の試験片を作成し、各サンプルへの他の処理は実験例１と同様にした。そして、６種類の試験片の各々について、曲げ疲労強度の疲労試験を行った。
　図１１に、実験例７の結果を示す。
　図１１において、符号「○」は、浸炭焼入れをした低炭素鋼材と同程度（６００ＭＰａ）程度の曲げ疲労強度を得ることが出来たことを示している。
　一方、符号「×」は、浸炭焼入れをした低炭素鋼材と同程度（６００ＭＰａ程度）の曲げ疲労強度を得ることが出来なかったことを示している。
　実験例７の結果（図１１）から、浸炭焼入れをした低炭素鋼材と同程度（６００ＭＰａ）程度の曲げ疲労強度を得ることが出来ることが確認できたのは、焼き戻し熱処理の温度を１５０℃～３００℃の範囲にした場合であることが分る。
　図示の実施形態はあくまでも例示であり、本発明の技術的範囲を限定する趣旨の記述ではない。
　例えば図示の実施形態において、動弁系のカム、コンロッド、ギヤ、高圧油供給用各種ポンプへ適用することも可能である。
５・・・・丸棒部
６・・・・Ｒ曲線
７・・・・小径部
１３・・・曲げ試験片
Ｙ・・・・３工程を省略した材料で作製した歯車
Ｚ・・・・実験１の後の材料で作製した歯車

Claims (1)

  1. 　重量比でＣ：２．０～４．０％、Ｓｉ：１．５～４．５％、Ｍｎ：２．０％以下、Ｐ：０．０８％以下、Ｓ：０．０３％以下、Ｍｇ：０．０２～０．１％、Ｃｕ：１．８～４．０％を含有した球状黒鉛鋳鉄であって、焼き戻し熱処理を行なって引張強さ８００ＭＰａ以上とした球状黒鉛鋳鉄に対して、
    　硬さ６００Ｈｖ以上、ショット粒径０．５～０．８ｍｍで第１のショットピーニング処理を行なう工程と、
    　硬さ６００Ｈｖ以上、ショット粒径０．１～０．３ｍｍで第２のショットピーニング処理を行なう工程と、
    　硬さ６００Ｈｖ以上、ショット粒径０．１ｍｍ以下で第３のショットピーニング処理を行なう工程、
    を有することを特徴とする鋳鉄材料の疲労強度向上方法。
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