WO2018159617A1 - 切削加工用線材 - Google Patents

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WO2018159617A1
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祐太 今浪
福岡　和明
西村　公宏
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Ｊｆｅスチール株式会社
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Definitions

  • the present invention relates to a cutting wire, and more particularly to a cutting wire that exhibits excellent machinability regardless of conditions.
  • steels with improved machinability are generally used as steel for cutting.
  • low-carbon sulfur free-cutting steel SUM23, etc. in JIS standards
  • low-carbon sulfur composite free-cutting in which lead, which is a free-cutting element, is added in addition to large amounts of Mn sulfide.
  • Steel (such as SUM24L in JIS standards) is often used.
  • Patent Document 1 proposes a steel having excellent finished surface roughness and small dimensional change, in which the average width and yield ratio of sulfide inclusions in the wire drawing material are defined.
  • Patent Documents 2 and 3 propose steels having excellent machinability that define the dispersion state of MnS inclusions, Pb inclusions, and Pb-MnS inclusions.
  • Patent Document 4 proposes a free-cutting steel and a manufacturing method in which the range of the surface hardness of the steel is limited with a steel composition to which Nb is added.
  • JP 2003-253390 A Japanese Patent No.5954483 Japanese Patent No.5954484 Japanese Unexamined Patent Publication No. 2007-239015
  • machinability is improved by optimizing the average width and yield ratio of sulfide inclusions.
  • This machinability test to evaluate machinability is performed with a high-speed tool (SKH4).
  • the tool material used for cutting is a coating material such as CVD or PVD, cermet and ceramics. And so on. Therefore, when the tool material type is changed, the problem is that the optimization of the average width and yield ratio of sulfide inclusions described in Patent Document 1 may not necessarily contribute to improvement of machinability. It was.
  • Patent Document 1 does not mention the lubricant used in the machinability test. Therefore, when the kind of lubricant changed, it turned out that the average width
  • Patent Documents 2 and 3 the dispersion state of MnS inclusions, Pb inclusions, and Pb-MnS inclusions is optimized to improve machinability.
  • a high-speed tool (SKH4) is used.
  • the tool material types are various as described above, when the tool material type is changed, Patent Document 2 and It was found that the method proposed in 3 may not contribute to improvement of machinability. Similarly, it has been found that even when the type of lubricant is changed, the methods proposed in Patent Documents 2 and 3 may not contribute to improvement of machinability.
  • Patent Document 4 only machinability evaluation is performed only under specific cutting conditions, and there is a problem that sufficient machinability cannot be obtained when the cutting conditions are different.
  • the present invention has been developed in view of the above circumstances, and does not ask a tool material type and a lubricant type, and even when a lubricant is not used, the wire material exhibits excellent machinability.
  • the purpose is to provide.
  • the inventors have conducted an extensive investigation on the relationship between the component composition of the wire and the machinability. As a result, the tool material type and the lubricant type are not questioned, and no lubricant is used. Even so, the inventors have found a component composition and mechanical properties suitable for exhibiting excellent machinability.
  • the present invention is based on the above findings.
  • the gist configuration of the present invention is as follows.
  • Cutting wire C: 0.001 to 0.150 mass% Si: 0.010 mass% or less, Mn: 0.20 to 2.00% by mass, P: 0.02 to 0.15 mass%, S: 0.20 to 0.50 mass%, N: 0.0300 mass% or less, and O: 0.0050-0.0300 mass%,
  • the balance has a component composition consisting of Fe and inevitable impurities,
  • the average aspect ratio of the ferrite grains at the 1/4 position of the diameter from the surface of the wire for cutting is more than 2.8, the following expressions (1) and (2) are satisfied: When the average aspect ratio is 2.8 or less, the wire rod for cutting having Vickers hardness satisfying the following formulas (3) and (4).
  • the component composition further comprises: Pb: 0.01 to 0.50 mass%, Bi: 0.01 to 0.50 mass%, Ca: 0.01% by mass or less,
  • the component composition further comprises: Cr: 3.0% by mass or less, Al: 0.010 mass% or less, Sb: 0.010 mass% or less, Sn: 0.010 mass% or less, Cu: 1.0 mass% or less,
  • the component composition further comprises: Nb: 0.050 mass% or less, Ti: 0.050 mass% or less, V: 0.050 mass% or less, Zr: 0.050 mass% or less, W: 0.050 mass% or less, Ta: 0.050 mass% or less, Y: 0.050 mass% or less, 4.
  • the cutting wire according to any one of 1 to 3 above, containing 1 or 2 or more selected from the group consisting of Hf: 0.050% by mass or less and B: 0.050% by mass or less.
  • the wire rod of the present invention can exhibit excellent machinability without questioning the tool material type and the lubricant type, and even when no lubricant is used.
  • C 0.001 to 0.150 mass% C is an element that contributes to improving the strength of steel, and requires 0.001% by mass or more in order to obtain sufficient strength as structural steel. Therefore, the C content is 0.001% by mass or more, preferably 0.01% by mass or more. On the other hand, when the C content exceeds 0.150% by mass, the hardness is excessively increased and the tool life during cutting is reduced. Therefore, the C content is 0.150 mass% or less, preferably 0.13 mass% or less, more preferably 0.10 mass% or less.
  • Si 0.010 mass% or less Si in steel combines with oxygen to generate SiO 2 .
  • This SiO 2 acts as hard particles in the steel and promotes abrasive wear of the tool during cutting, resulting in reduced tool life. Therefore, the Si content is 0.010% by mass or less, preferably 0.003% by mass or less.
  • the lower limit of the Si content is not particularly limited and may be 0, but industrially exceeds 0% by mass.
  • Si also has an effect of improving descalability in shot blasting and pickling performed before cold drawing. Therefore, from the viewpoint of obtaining the above effect, the Si content is preferably 0.0005% by mass or more.
  • Mn 0.20 to 2.00% by mass
  • Mn is an element having an effect of improving machinability by combining with S to form a sulfide. In order to acquire the said effect, it is necessary to add 0.20 mass% or more. Therefore, the Mn content is 0.20% by mass or more, preferably 0.60% by mass or more, more preferably 0.80% by mass or more. On the other hand, excessive addition of Mn causes an increase in hardness due to solid solution strengthening, and reduces the tool life during cutting. Therefore, the Mn content is 2.00% by mass or less, preferably 1.80% by mass or less, more preferably 1.60% by mass or less.
  • P 0.02-0.15 mass%
  • P is an element having an effect of improving machinability.
  • 0.02 mass% or more needs to be added. Therefore, the P content is 0.02% by mass or more, preferably 0.03% by mass or more.
  • the machinability improving effect is saturated. Therefore, the P content is 0.15% by mass or less, preferably 0.14% by mass or less, more preferably 0.13% by mass or less.
  • S 0.20 to 0.50 mass%
  • S is an element that exists as sulfide inclusions and is effective in improving machinability. In order to obtain this effect, addition of 0.20% by mass or more is necessary. Therefore, the S content is 0.20% by mass or more, preferably 0.25% by mass or more, more preferably 0.30% by mass or more. On the other hand, addition exceeding 0.50 mass% reduces the hot workability of steel. Therefore, the S content is 0.50 mass% or less, preferably 0.45 mass% or less, more preferably 0.43 mass% or less.
  • N 0.0300% by mass or less
  • N is an element having an effect of improving the surface roughness after cutting.
  • the N content is 0.0300 mass% or less, preferably 0.0200 mass% or less, more preferably 0.0180 mass% or less.
  • the lower limit of the N content is not particularly limited and may be 0, but industrially exceeds 0% by mass.
  • the N content is preferably 0.002% by mass or more, and more preferably 0.004% by mass or more.
  • O 0.0050 to 0.0300 mass%
  • O is an element having an effect of improving machinability through an effect of coarsening sulfide inclusions.
  • the O content is 0.0050% by mass or more, preferably 0.0100% by mass or more.
  • the O content is 0.0300 mass% or less, preferably 0.0250 mass% or less, more preferably 0.0200 mass% or less.
  • the cutting wire in one embodiment of the present invention includes the above-described elements, and the remainder has a component composition composed of Fe and inevitable impurities.
  • the above component composition is optionally further Pb: 0.01 to 0.50 mass%, Bi: 0.01 to 0.50 mass%, Ca: 0.01% by mass or less, Se: 0.1 mass% or less, and Te: 1 or 2 or more selected from the group consisting of 0.1 mass% or less can be contained.
  • Pb 0.01 to 0.50 mass%
  • Pb is an element having an effect of refining chips at the time of cutting, and the chip disposability can be further improved by addition.
  • Pb content shall be 0.01 mass% or more.
  • the Pb content is 0.50% by mass or less, preferably 0.30% by mass or less, more preferably 0.10% by mass or less.
  • Bi 0.01 to 0.50 mass%
  • Bi is an element having an effect of refining chips at the time of cutting, and the chip disposability can be further improved by addition.
  • Bi content shall be 0.01 mass% or more.
  • the Bi content is set to 0.50% by mass or less, preferably 0.30% by mass or less, more preferably 0.10% by mass or less.
  • Ca 0.01% by mass or less
  • Ca is an element having an effect of refining chips at the time of cutting, and can further improve chip treatability by addition. However, even if these elements are added excessively, the effect of improving chip disposal is saturated. Therefore, from the viewpoint of suppressing an increase in alloy cost, the Ca content is set to 0.01% by mass or less, preferably 0.008% by mass or less, and more preferably 0.007% by mass or less.
  • the lower limit of the Ca content is not particularly limited, but is preferably 0.0010% by mass or more, more preferably 0.003% by mass or more, and further preferably 0.005% by mass or more.
  • Se 0.1% by mass or less Se, like Pb, is an element that has an effect of refining chips during cutting, and can further improve chip treatability by addition. However, even if these elements are added excessively, the effect of improving chip disposal is saturated. Therefore, from the viewpoint of suppressing an increase in alloy cost, the Se content is set to 0.1% by mass or less, preferably 0.008% by mass or less, and more preferably 0.007% by mass or less.
  • the lower limit of the Se content is not particularly limited, but is preferably 0.0010% by mass or more, more preferably 0.003% by mass or more, and further preferably 0.005% by mass or more.
  • Te 0.1% by mass or less Te, like Pb, is an element having an effect of refining chips at the time of cutting, and can further improve chip treatability by addition. However, even if these elements are added excessively, the effect of improving chip disposal is saturated. Therefore, from the viewpoint of suppressing an increase in alloy cost, the Te content is set to 0.1% by mass or less, preferably 0.008% by mass or less, and more preferably 0.007% by mass or less.
  • the lower limit of the Te content is not particularly limited, but is preferably 0.0010% by mass or more, more preferably 0.003% by mass or more, and further preferably 0.005% by mass or more.
  • the component composition further optionally, Cr: 3.0% by mass or less, Al: 0.010 mass% or less, Sb: 0.010 mass% or less, Sn: 0.010 mass% or less, Cu: 1.0 mass% or less, One or more selected from the group consisting of Ni: 1.0 mass% or less and Mo: 1.0 mass% or less can be contained.
  • Cr, Al, Sb, Sn, Cu, Ni, and Mo are elements that affect the scale properties or corrosion resistance after rolling, and can be arbitrarily added.
  • Sb and Sn have an effect of improving descaling properties in shot blasting and pickling performed before cold drawing, and can be arbitrarily added. However, even if Sb and Sn are added in an amount exceeding 0.010% by mass, the effect of improving the descaling property is saturated. Therefore, Sb content and Sn content are 0.010 mass% or less, preferably 0.009 mass% or less. In addition, when adding Sb and Sn, it is preferable that Sb content and Sn content shall be 0.003 mass% or more, and it is more preferable to set it as 0.005 mass% or more.
  • Cr, Al, Cu, Ni, and Mo are elements having an effect of improving the corrosion resistance, and can be arbitrarily added.
  • excessive addition of Cr, Al, Cu, Ni, and Mo leads to solid solution strengthening of the steel and reduces the tool life during cutting through an increase in hardness. Therefore, the upper limit of Cr content is 3.0% by mass, the upper limit of Al content is 0.010% by mass, and the upper limit of Cu, Ni and Mo content is 1.0% by mass.
  • Cr, Al, Cu, Ni, and Mo are preferably added at 0.001% by mass or more.
  • the component composition further optionally, Nb: 0.050 mass% or less, Ti: 0.050 mass% or less, V: 0.050 mass% or less, Zr: 0.050 mass% or less, W: 0.050 mass% or less, Ta: 0.050 mass% or less, Y: 0.050 mass% or less, 1 or 2 or more selected from the group which consists of Hf: 0.050 mass% or less and B: 0.050 mass% or less can be contained.
  • Nb, Ti, V, Zr, W, Ta, Y, and Hf have the effect of forming fine precipitates and improving the strength of the wire.
  • B has the effect
  • Nb, Ti, V, Zr, W, Ta, Y, Hf, and B are added, the fatigue strength can be improved.
  • Nb, Ti, V, Zr, W, Ta, Y, Hf and B are preferably added at 0.0001% by mass or more. However, for any component, excessive addition exceeding 0.050% by mass lowers the hot workability of the steel, so the upper limit is preferably 0.050% by mass.
  • the component composition of the wire in one embodiment of the present invention includes each of the above elements, the remaining Fe and unavoidable impurities, and preferably comprises the above each element, the remaining Fe and unavoidable impurities.
  • the cutting wire of the present invention satisfies the following formulas (1) and (2) when the average aspect ratio of the ferrite grains at a 1/4 position of the diameter from the surface of the cutting wire is more than 2.8.
  • the average aspect ratio is 2.8 or less, it is necessary to have Vickers hardness that satisfies the following expressions (3) and (4).
  • the average aspect ratio, H ave , and H ⁇ can be obtained by the following procedure.
  • Average aspect ratio A cross section including the central axis of the wire and parallel to the longitudinal direction of the wire is mirror-polished and then subjected to nital etching. Next, the ferrite grains at a position 1/4 of the diameter of the wire from the surface of the wire are observed with an optical microscope, and the maximum ferret diameter and the minimum ferret diameter are obtained for 100 ferrite grains by image analysis. For the 100 ferrite grains, the aspect ratio of each ferrite grain defined as the maximum ferret diameter / minimum ferret diameter is calculated, and the average value of the obtained values is taken as the average aspect ratio.
  • ⁇ H ave Vickers hardness at a position of a depth of 1/4 of the diameter of the wire from the surface of the wire is measured at 100 points under a load of 0.1 kgf, and the average value of the obtained Vickers hardness is H ave .
  • the distance between adjacent impressions shall be 0.3 mm or more.
  • the radius is 1/4 of the diameter in the cross section orthogonal to the longitudinal direction of the wire, and the center is aligned with the center of the wire cross section. Vickers hardness may be measured every 3.6 °.
  • Have may be referred to as average hardness.
  • H ⁇ H ⁇ It is H sigma, the standard deviation of the Vickers hardness of 100 points measured in the H ave the same way.
  • H ⁇ may be referred to as a standard deviation of hardness.
  • the hardness of the wire is the most important factor on the work side (wire) that affects the tool life when cutting the wire.
  • the hardness of the wire is controlled to be low, and the variation in hardness, in particular, the variation in hardness in the circumferential direction is suppressed, which improves the machinability of the wire, specifically the tool material type. It is extremely important to realize excellent machinability regardless of the type of lubricant.
  • the machinability of the wire is affected not only by the Vickers hardness but also by the aspect ratio of the ferrite grains. That is, the main structure of low-carbon free-cutting steel is ferrite. At the time of cutting, a very large stress acts on the contact portion between the steel and the tool, and the steel is forcibly deformed greatly, and as a result, it is broken and cut off. As shown in FIG. 1, the aspect ratio of the ferrite grains affects machinability through the influence on the resistance to load stress. That is, it is considered that as the aspect ratio of the ferrite grain is larger, the structure is more easily broken, and as a result, the machinability is improved.
  • the same machinability was obtained when the average aspect ratio of the ferrite grains (hereinafter sometimes simply referred to as the average aspect ratio) exceeds 2.8 and when the average aspect ratio is 2.8 or less.
  • the H ave and scope of the H sigma to obtain is found different.
  • the necessary ranges of H ave and H ⁇ will be described for each case.
  • the average aspect ratio of ferrite grains is 1.3 or more.
  • the upper limit value of the average hardness H ave of the wire is set to 350 (HV).
  • a more preferred upper limit is 300 (HV). This is because the average Vickers hardness affects the average cutting resistance, and when Have exceeds the above upper limit value, the tool life is reduced.
  • the upper limit value of the standard deviation H sigma to 30 HV. That is, even if the average hardness value satisfies the above conditions, if the hardness varies in the circumferential direction, the cutting of the soft part and the hard part is repeated. It has been found that this soft-hard repeated cutting is a major factor that reduces the tool life. That is, as a result of repeated soft-hard cutting, the cutting tool is intermittently loaded, resulting in accelerated tool wear. Therefore, to limit the upper limit of the standard deviation H sigma hardness which is an index of the hardness variation in 30 (HV). A more preferred upper limit is 20 (HV). If the H sigma between 100 points 30 (HV) or less, a soft - intermittent load applied to the cutting tool due to the repeated cutting of hard is reduced.
  • the average aspect ratio of the ferrite grains is 2.8 or less
  • the average aspect ratio of the ferrite grains is more than 2.8 ( Compared to the case of FIG. 1A, the structure is less likely to be destroyed during cutting. Therefore, when the average aspect ratio of the ferrite grains is 2.8 or less, in order to ensure machinability, the values of H ave and H ⁇ need to be in a lower range than in the case of exceeding 2.8. There is. Therefore, when the average aspect ratio of the ferrite grains is 2.8 or less, the upper limit value of the average hardness Have of the wire is set to 250 (HV). A more preferred upper limit is 200 (HV). This is because the average hardness affects the average cutting resistance, and when the upper limit is exceeded, the tool life is reduced.
  • the upper limit value of the standard deviation H ⁇ of the hardness is limited to 25 (HV). A more preferred upper limit is 15 (HV). If the H ⁇ is 25 (HV) or less, the intermittent load applied to the cutting tool due to repeated soft-hard cutting is reduced.
  • the average hardness and hardness variation of the wire on the work side affects the tool life during cutting, regardless of the type of cutting tool or lubricant. In other words, it is possible to obtain excellent machinability regardless of the type of cutting tool or the type of lubricant by accurately regulating the average hardness and the initial deviation of the wire. That is, if the average hardness and hardness variation of the wire satisfy the above conditions, excellent machinability can be obtained regardless of the type of cutting tool or lubricant.
  • the diameter of the wire rod for cutting according to the present invention is not particularly limited and may be any value, but is preferably 20 mm or less, and preferably 16 mm or less.
  • shape of the wire for cutting according to the present invention is not particularly limited, and can be any shape.
  • the cross section perpendicular to the longitudinal direction may be circular, and the cross section perpendicular to the longitudinal direction may be square.
  • the microstructure of the wire in the present invention is not particularly limited, and can be an arbitrary structure.
  • the wire preferably has a microstructure containing ferrite, and more preferably has a microstructure containing ferrite and pearlite.
  • the wire for cutting according to the present invention is not particularly limited and can be produced by any method.
  • the wire may be a hot-rolled wire that has not been drawn (undrawn wire), or cold-rolled into a hot-rolled wire (round bar). It may be a wire drawing material subjected to wire drawing. The average aspect of the ferrite grains tends to be larger in the wire drawing material than in the undrawn material.
  • preferable manufacturing conditions will be described by taking the case of an undrawn wire and a drawn wire as an example.
  • an undrawn wire in the case of an undrawn wire, that is, a wire that has been hot-rolled, the steel having the above-mentioned predetermined component composition is melted to form a material, and the material is hot-rolled and formed into a wire Thus, a wire can be manufactured. At that time, in order to obtain an undrawn wire material having Vickers hardness that satisfies the above conditions, it is effective to control the cooling rate after the hot rolling.
  • the average cooling rate in the temperature range of 500 ° C to 300 ° C is 0.7 ° C / s or less. That is, by setting the average cooling rate to 0.7 ° C./s or less, spheroidization of cementite in the cooling process is promoted, pearlite, which is the original hard portion, is softened, and the hardness difference from the parent phase ferrite is reduced. . As a result, the average hardness of the wire decreases and the variation in hardness also decreases.
  • the average cooling rate is preferably 0.5 ° C./s or less, and more preferably 0.4 ° C./s or less.
  • the lower limit of the average cooling rate is not particularly limited, but is preferably 0.1 ° C./s or more from the viewpoint of productivity.
  • the cooling conditions in the temperature range below 300 ° C. are not particularly limited, and may be, for example, allowed to cool.
  • a wire drawing material In the case of a wire drawing material, first, the steel of the above-mentioned predetermined composition is melted to make a material, and the material is hot-rolled to form a round bar or a wire. Next, the wire rod can be produced by subjecting a round bar or wire rod obtained by hot rolling to wire drawing. At that time, in order to obtain a wire drawing material having Vickers hardness satisfying the above conditions, it is effective to control both the cooling rate after the hot rolling and the area reduction rate at the time of wire drawing.
  • the average cooling rate in the temperature range of 500 ° C. to 300 ° C. is 0.7 ° C./s or less in the manufacturing process of the drawn wire. That is, by setting the average cooling rate to 0.7 ° C./s or less, spheroidization of cementite in the cooling process is promoted, pearlite, which is the original hard portion, is softened, and the hardness difference from the parent phase ferrite is reduced. . As a result, the average hardness of the wire decreases and the variation in hardness also decreases.
  • the average cooling rate is preferably 0.5 ° C./s or less, and more preferably 0.4 ° C./s or less.
  • the lower limit of the average cooling rate is not particularly limited, but is preferably 0.1 ° C./s or more from the viewpoint of productivity.
  • a preferred area reduction is 50% or less, more preferably 40% or less.
  • Example 1 Steels having the component compositions shown in Tables 1 and 2 were melted and formed into wire rods by hot rolling.
  • the cross-sectional shape of the wire was a circle having a diameter of 12 mm.
  • Tables 3 and 4 show the average cooling rate in the temperature range of 500 to 300 ° C. after the hot rolling in this manufacturing process. In this example, no wire drawing was performed. Therefore, the area reduction rate at the time of wire drawing is 0.
  • each of the obtained wire rods was subjected to a machinability test by peripheral turning under various conditions to evaluate tool life, surface roughness after cutting, and chip disposal.
  • the following five conditions were changed as parameters.
  • Tables 5 to 10 to be described later numbers assigned to the respective conditions are shown.
  • Insert material 1 CVD coated carbide 2: PVD coated carbide 3: Cermet (TiN) 4: Ceramic (Al 2 O 3 )
  • Feeding speed 1 0.05 mm / rev 2: 0.2 mm / rev
  • Lubricant 1 Water-insoluble cutting oil 2: Water-soluble cutting oil (emulsion, 10% dilution)
  • flank average wear width Vb The tool life was evaluated based on the flank average wear width Vb of the tool after cutting a 10 m length of wire.
  • the flank average wear width refers not to the wear width at the boundary wear portion (flank boundary wear width) but to the wear width at the average wear portion as shown in FIG.
  • the evaluation results are shown in Tables 5 and 6.
  • the flank average abrasion width Vb is 250 micrometers or less, it can be said that it is excellent in a tool life. Therefore, in Table 5, when the flank average wear width Vb is 250 ⁇ m or less, a “ ⁇ ” symbol indicating that the pass is acceptable, and when the flank average wear width Vb is more than 250 ⁇ m, A “ ⁇ ” symbol indicating a pass was shown.
  • the surface roughness after cutting was determined by measuring the 10-point average roughness Rz (JIS B 0601) using a stylus type roughness meter for a range of 10 mm in length immediately after cutting the wire over a length of 1 m. And evaluated based on the results. The reference length in the measurement was 4 mm. The evaluation results are shown in Tables 7 and 8. If the ten-point average roughness Rz is 25 ⁇ m or less, it can be said that good quality parts can be manufactured.
  • Chip disposal The chip disposability was evaluated based on the chip shape in the cutting section from 0.9 m to 1 m when the wire was cut over a length of 1 m. The evaluation results are shown in Tables 9 and 10. In addition, it can be said that the chips are finely divided and excellent in chip disposal. Therefore, in Tables 9 and 10, when the chip length is 1.5 mm or less, the symbol “ ⁇ ” indicating the best condition is passed when one or more chips are not generated. The symbol “ ⁇ ” indicating that when one or more rolls of chips were generated, the symbol “ ⁇ ” indicating failure was indicated.
  • Example 2 A wire rod was produced under the same conditions as in Example 1 except that the wire drawing was performed after hot rolling.
  • Tables 11 and 12 show the average cooling rate in the temperature range of 500 to 300 ° C. after hot rolling and the area reduction rate in wire drawing in this manufacturing process.

Abstract

工具材種および潤滑剤種を問うことなく、さらには潤滑剤を使用しない場合であっても、優れた被削性を発揮する線材を提供する。切削加工用線材であって、特定の成分組成を有し、前記切削加工用線材の表面から直径の１／４位置におけるフェライト粒の平均アスペクト比が２．８超の場合、下記（１）および（２）式を満足し、前記平均アスペクト比が２．８以下の場合、下記（３）および（４）式を満足する、ビッカース硬さを有する、切削加工用線材。　Ｈave≦350　…（１）　Ｈσ≦30　…（２）　Ｈave≦250　…（３）　Ｈσ≦20　…（４）

Description

切削加工用線材
　本発明は、切削加工用線材に関し、特に、条件によらず優れた被削性を発揮する切削加工用線材に関する。
　プリンター等のＯＡ機器に用いられる機械構造部品の製造においては、線材などの鋼材を切削加工することによって部品形状へと造形されるのが一般的である。切削加工においては、所定の寸法および面粗さを得ることが最重要とされるが、この他にも、生産性を向上させるために、工具の長寿命化、切削速度の上昇、切屑処理性の向上が志向されている。
　このような事情から、切削加工用の鋼としては、被削性を向上させた鋼種が一般に使用されている。例えば、Mn硫化物を多量に分散させた低炭素硫黄快削鋼(JIS規格ではSUM23等)や、Mn硫化物の多量分散に加え、快削元素である鉛を添加した低炭硫黄複合快削鋼(JIS規格ではSUM24L等)がよく用いられる。
　また、特許文献１では、伸線材の硫化物系介在物の平均幅や降伏比を規定した、仕上げ面粗さに優れ寸法変化の小さな鋼が提案されている。
　さらに、特許文献２および３では、MnS介在物、Pb介在物、Pb-MnS介在物の分散状態を規定した、被削性に優れた鋼が提案されている。
　また、特許文献４では、Nbを添加した鋼組成で、鋼の表面硬さの範囲を限定した快削鋼および製造方法が提案されている。
特開2003－253390号公報 特許第5954483号公報 特許第5954484号公報 特開2007－239015号公報
　特許文献１では、硫化物系介在物の平均幅や降伏比の適正化を行い、被削性を向上させている。この被削性を評価する被削性試験は、ハイス工具(SKH4)で実施されているが、切削加工に用いられる工具材種はハイス鋼以外にも、ＣＶＤやＰＶＤのコート材、サーメットおよびセラミックスなど多様である。そのため、工具材種が変わった場合に、特許文献１に記載の、硫化物系介在物の平均幅や降伏比の適正化が、必ずしも被削性向上に寄与しない場合のあることが問題であった。
　さらに、切削加工においては潤滑剤を用いるのが通例であるが、前記潤滑剤としては、極めて多様な種類のものが使用されており、その物性も様々である。この点、特許文献１には、被削性試験時に用いた潤滑剤についての言及がない。そのため、潤滑剤の種類が変わった場合に、引用文献１で提案されている硫化物系介在物の平均幅や降伏比が被削性向上に寄与しない場合があることが分かった。
　また、特許文献２および３では、MnS介在物、Pb介在物、Pb-MnS介在物の分散状態を適正化し、被削性を向上させている。特許文献２、３における被削性試験においては、ハイス工具(SKH4)が使用されているが、上記のとおり工具材種は多様であるため、工具材種が変わった場合に、特許文献２および３で提案されている手法が、被削性向上に寄与しない場合があることが分かった。同様に、潤滑剤の種類が変わった場合にも、特許文献２および３で提案されている手法が、被削性向上に寄与しない場合があることが分かった。
　また、特許文献4においても、特定の切削条件のみでの被削性評価しかなされておらず、切削条件が異なる場合に、十分な被削性が得られないといった課題があった。
　本発明は、上記の実状に鑑み開発されたものであり、工具材種および潤滑剤種を問うことなく、さらには潤滑剤を使用しない場合であっても、優れた被削性を発揮する線材を提供することを目的とする。
　発明者らは、上記の目的を達成すべく、線材の成分組成と被削性との関係を鋭意調査した結果、工具材種および潤滑剤種を問うことなく、さらには潤滑剤を使用しない場合であっても、優れた被削性を発揮するのに適した、成分組成および機械的特性を見出すに到った。本発明は上記の知見に立脚するものである。
　すなわち、本発明の要旨構成は、次のとおりである。
１．切削加工用線材であって、
　Ｃ　：0.001～0.150質量％、
　Ｓｉ：0.010質量％以下、
　Ｍｎ：0.20～2.00質量％、
　Ｐ　：0.02～0.15質量％、
　Ｓ　：0.20～0.50質量％、
　Ｎ　：0.0300質量％以下、および
　Ｏ　：0.0050～0.0300質量％を含み、
　残部がFeおよび不可避的不純物からなる成分組成を有し、
　前記切削加工用線材の表面から直径の１／４位置におけるフェライト粒の平均アスペクト比が２．８超の場合、下記（１）および（２）式を満足し、
　前記平均アスペクト比が２．８以下の場合、下記（３）および（４）式を満足する、ビッカース硬さを有する、切削加工用線材。
　Ｈave≦350　…（１）
　Ｈσ≦30　…（２）
　Ｈave≦250　…（３）
　Ｈσ≦20　…（４）
ここで、
　Ｈave：表面から直径の１／４位置におけるビッカース硬さの周方向の平均値
　Ｈσ：表面から直径の１／４位置における１００点のビッカース硬さの標準偏差
２．前記成分組成が、さらに、
　Ｐｂ:0.01～0.50質量％、
　Ｂｉ：0.01～0.50質量％、
　Ｃａ：0.01質量％以下、
　Ｓｅ：0.1質量％以下、および
　Ｔｅ: 0.1質量％以下
からなる群より選択される１または２以上を含有する、上記１に記載の切削加工用線材。
３．前記成分組成が、さらに、
　Ｃｒ： 3.0質量％以下、
　Ａｌ：0.010質量％以下、
　Ｓｂ：0.010質量％以下、
　Ｓｎ：0.010質量％以下、
　Ｃｕ：1.0質量％以下、
　Ｎｉ：1.0質量％以下、および
　Ｍｏ：1.0質量％以下
からなる群より選択される１または２以上を含有する、上記１または２に記載の切削加工用線材。
４．前記成分組成が、さらに、
　Ｎｂ：0.050質量％以下、
　Ｔｉ：0.050質量％以下、
　Ｖ　：0.050質量％以下、
　Ｚｒ：0.050質量％以下、
　Ｗ　：0.050質量％以下、
　Ｔａ：0.050質量％以下、
　Ｙ　：0.050質量％以下、
　Ｈｆ：0.050質量％以下、および
　Ｂ　：0.050質量％以下
からなる群より選択される１または２以上を含有する、上記１～３のいずれか一項に記載の切削加工用線材。
　本発明の線材は、工具材種および潤滑剤種を問うことなく、さらには潤滑剤を使用しない場合であっても、優れた被削性を発揮することができる。
フェライト粒のアスペクト比と、被削性との関係を示す模式図である。 工具の逃げ面摩耗幅の測定位置を示す模式図である。
［成分組成］
　まず、本発明において、切削加工用線材（以下、単に「線材」という場合がある）の成分組成を上記した範囲に限定した理由について詳しく説明する。
Ｃ：0.001～0.150質量％
　Ｃは、鋼の強度向上に資する元素であり、構造用鋼として十分な強度を得るため0.001質量％以上を必要とする。そのため、Ｃ含有量は0.001質量％以上、好ましくは0.01質量％以上とする。一方、Ｃ含有量が0.150質量％を超えると、硬度が過度に上昇し、切削加工時の工具寿命が低下する。そのため、Ｃ含有量は0.150質量％以下、好ましくは0.13質量％以下、より好ましくは0.10質量％以下とする。
Si：0.010質量％以下
　鋼中のSiは、酸素と結合してSiO2を生成する。このSiO2は、鋼中で硬質粒子として働き、切削における工具のアブレシブ摩耗を促進し、その結果、工具寿命を低下させる。そのため、Si含有量を0.010質量％以下、好ましくは0.003質量％以下とする。一方、Si含有量の下限は特に限定されず、0であってもよいが、工業的には0質量％超である。また、Siは、冷間伸線前に施されるショットブラストおよび酸洗における脱スケール性の向上効果を有する。そのため、前記効果を得るという観点からは、Si含有量を0.0005質量％以上とすることが好ましい。
Mn：0.20～2.00質量％
　Mnは、Ｓと結合し硫化物を形成することで、被削性を向上させる効果を有する元素である。前記効果を得るために0.20質量％以上添加する必要がある。そのため、Ｍｎ含有量は0.20質量％以上、好ましくは0.60質量％以上、より好ましくは0.80質量％以上とする。一方、Mnの過剰な添加は、固溶強化による硬度の上昇を招き、切削加工時の工具寿命を低下させる。そのため、Mn含有量は2.00質量％以下、好ましくは1.80質量％以下、より好ましくは1.60質量％以下とする。
Ｐ：0.02～0.15質量％
　Ｐは、被削性を向上させる効果を有する元素である。前記効果を得るためには0.02質量％以上の添加が必要である。そのため、Ｐ含有量は0.02質量％以上、好ましくは0.03質量％以上とする。一方、0.15質量％を超えて添加しても、被削性向上効果は飽和する。そのため、Ｐ含有量は0.15質量％以下、好ましくは0.14質量％以下、より好ましくは0.13質量％以下とする。
Ｓ：0.20～0.50質量％
　Ｓは、硫化物系介在物として存在し、被削性の向上に有効な元素である。この効果を得るためには0.20質量％以上の添加が必要である。そのため、Ｓ含有量は0.20質量％以上、好ましくは0.25質量％以上、より好ましくは0.30質量％以上とする。一方、0.50質量％を超える添加は、鋼の熱間加工性を低下させる。そのため、Ｓ含有量は0.50質量％以下、好ましくは0.45質量％以下、より好ましくは0.43質量％以下とする。
Ｎ：0.0300質量％以下
　Ｎは、切削後の表面粗さを向上させる効果がを有する元素であるある。しかし、過度の添加は鋼材の硬度上昇を招き、切削時の工具寿命を低下させる。そのため、Ｎ含有量は0.0300質量％以下、好ましくは0.0200質量％以下、より好ましくは0.0180質量％以下とする。一方、Ｎ含有量の下限は特に限定されず、0であってもよいが工業的には0質量％超である。Ｎ含有量は、0.002質量％以上とすることが好ましく、0.004質量％以上とすることがより好ましい。
Ｏ：0.0050～0.0300質量％
　Ｏは、硫化物系介在物を粗大化させる効果を通じ、被削性を向上させる効果を有する元素である。前記効果を得るためには、Ｏを0.0050質量％以上で含有させる必要がある。そのため、Ｏ含有量は0.0050質量％以上、好ましくは0.0100質量％以上とする。一方、過度の添加は鋼材の靱性低下を招き、構造部材の早期破壊を引き起こす。そのため、Ｏ含有量は0.0300質量％以下、好ましくは0.0250質量％以下、より好ましくは0.0200質量％以下とする。
　本発明の一実施形態における切削加工用線材は、上記各元素を含み、残部がFeおよび不可避的不純物からなる成分組成を有する。
　また、本発明の他の実施形態においては、上記成分組成が、さらに、任意に、
　Ｐｂ:0.01～0.50質量％、
　Ｂｉ：0.01～0.50質量％、
　Ｃａ：0.01質量％以下、
　Ｓｅ：0.1質量％以下、および
　Ｔｅ: 0.1質量％以下
からなる群より選択される１または２以上を含有することができる。
Ｐｂ:0.01～0.50質量％
　Ｐｂは、切削時の切屑を微細化する効果を有する元素であり、添加により切屑処理性をさらに向上させることができる。Ｐｂを添加する場合、前記効果を得るために、Ｐｂ含有量を0.01質量％以上とする。一方、過度に添加しても切屑処理性の向上効果は飽和する。そのため、合金コスト上昇を抑えるという観点からは、Ｐｂ含有量を0.50質量％以下、好ましくは0.30質量％以下、より好ましくは0.10質量％以下とする。
Ｂｉ：0.01～0.50質量％
　Ｂｉは、Ｐｂと同様に、切削時の切屑を微細化する効果を有する元素であり、添加により切屑処理性をさらに向上させることができる。Ｂｉを添加する場合、前記効果を得るために、Ｂｉ含有量を0.01質量％以上とする。一方、過度に添加しても切屑処理性の向上効果は飽和する。そのため、合金コスト上昇を抑えるという観点からは、Ｂｉ含有量を0.50質量％以下、好ましくは0.30質量％以下、より好ましくは0.10質量％以下とする。
Ｃａ：0.01質量％以下
　Ｃａは、Ｐｂと同様に、切削時の切屑を微細化する効果を有する元素であり、添加により切屑処理性をさらに向上させることができる。しかし、これらの元素を過度に添加しても切屑処理性の向上効果は飽和する。そのため、合金コスト上昇を抑えるという観点からは、Ｃａ含有量を0.01質量％以下、好ましくは0.008質量％以下、より好ましくは0.007質量％以下とする。一方、Ｃａ含有量の下限は特に限定されないが、0.0010質量％以上とすることが好ましく、0.003質量％以上とすることがより好ましく、0.005質量％以上とすることがさらに好ましい。
Ｓｅ：0.1質量％以下
　Ｓｅは、Ｐｂと同様に、切削時の切屑を微細化する効果を有する元素であり、添加により切屑処理性をさらに向上させることができる。しかし、これらの元素を過度に添加しても切屑処理性の向上効果は飽和する。そのため、合金コスト上昇を抑えるという観点からは、Ｓｅ含有量を0.1質量％以下、好ましくは0.008質量％以下、より好ましくは0.007質量％以下とする。一方、Ｓｅ含有量の下限は特に限定されないが、0.0010質量％以上とすることが好ましく、0.003質量％以上とすることがより好ましく、0.005質量％以上とすることがさらに好ましい。
Ｔｅ: 0.1質量％以下
　Ｔｅは、Ｐｂと同様に、切削時の切屑を微細化する効果を有する元素であり、添加により切屑処理性をさらに向上させることができる。しかし、これらの元素を過度に添加しても切屑処理性の向上効果は飽和する。そのため、合金コスト上昇を抑えるという観点からは、Ｔｅ含有量を0.1質量％以下、好ましくは0.008質量％以下、より好ましくは0.007質量％以下とする。一方、Ｔｅ含有量の下限は特に限定されないが、0.0010質量％以上とすることが好ましく、0.003質量％以上とすることがより好ましく、0.005質量％以上とすることがさらに好ましい。
　本発明の他の実施形態においては、上記成分組成が、さらに、任意に、
　Ｃｒ：3.0質量％以下、
　Ａｌ：0.010質量％以下、
　Ｓｂ：0.010質量％以下、
　Ｓｎ：0.010質量％以下、
　Ｃｕ：1.0質量％以下、
　Ｎｉ：1.0質量％以下、および
　Ｍｏ：1.0質量％以下
からなる群より選択される１または２以上を含有することができる。
　Cr、Al、Sb、Sn、Cu、NiおよびMoは、圧延後のスケール性状または耐食性に影響する元素であり、任意に添加することができる。
　SbおよびSnは、冷間伸線前に施されるショットブラストおよび酸洗において脱スケール性状の向上効果があり、任意に添加することができる。しかし、SbおよびSnは、0.010質量％を超えて添加しても脱スケール性の向上効果が飽和する。そのため、Sb含有量およびSn含有量は0.010質量％以下、好ましくは0.009質量％以下とする。なお、ＳｂおよびＳｎを添加する場合、Sb含有量およびSn含有量は0.003質量％以上とすることが好ましく、0.005質量％以上とすることがより好ましい。
　Ｃｒ、Ａｌ、Ｃｕ、Ｎｉ、およびＭｏは、耐食性を向上させる効果を有する元素であり、任意に添加することができる。しかし、Ｃｒ、Ａｌ、Ｃｕ、Ｎｉ、およびＭｏの過剰な添加は、鋼の固溶強化を招き、硬度上昇を通じて切削時の工具寿命を低下させる。そのため、Ｃｒ含有量の上限を3.0質量％、Ａｌ含有量の上限を0.010質量％、Ｃｕ、ＮｉおよびＭｏ含有量の上限を1.0質量％とする。また、Ｃｒ、Ａｌ、Ｃｕ、Ｎｉ、およびＭｏは0.001質量％以上で添加することが好ましい。
　本発明の他の実施形態においては、上記成分組成が、さらに、任意に、
　Ｎｂ：0.050質量％以下、
　Ｔｉ：0.050質量％以下、
　Ｖ　：0.050質量％以下、
　Ｚｒ：0.050質量％以下、
　Ｗ　：0.050質量％以下、
　Ｔａ：0.050質量％以下、
　Ｙ　：0.050質量％以下、
　Ｈｆ：0.050質量％以下、および
　Ｂ　：0.050質量％以下
からなる群より選択される１または２以上を含有することができる。
　Ｎｂ、Ｔｉ、Ｖ、Ｚｒ、Ｗ、Ｔａ、Ｙ、およびＨｆは、微細な析出物を形成し、線材の強度を向上させる効果がある。また、Ｂは粒界に偏析することで粒界を強化する作用があり、線材の強度を向上させる効果がある。特に、負荷応力の高い部材において、Ｎｂ、Ｔｉ、Ｖ、Ｚｒ、Ｗ、Ｔａ、Ｙ、Ｈｆ、およびＢからなる群より選択される１または２以上を添加すれば、疲労強度を改善させることができる。Ｎｂ、Ｔｉ、Ｖ、Ｚｒ、Ｗ、Ｔａ、Ｙ、ＨｆおよびＢは0.0001質量％以上で添加することが好ましい。しかし、いずれの成分についても、0.050質量％を超える過剰な添加は、鋼の熱間加工性を低下させるため、上限値は0.050質量％とするとよい。
　本発明の一実施形態における線材の成分組成は、上記各元素と、残部のＦｅおよび不可避的不純物を含むが、上記各元素と、残部のＦｅおよび不可避的不純物からなることが好ましい。
［ビッカース硬さ］
　本発明の切削加工用線材は、該切削加工用線材の表面から直径の１／４位置におけるフェライト粒の平均アスペクト比が２．８超の場合、下記（１）および（２）式を満足し、前記平均アスペクト比が２．８以下の場合、下記（３）および（４）式を満足する、ビッカース硬さを有する必要がある。
　Ｈave≦350　…（１）
　Ｈσ≦30　…（２）
　Ｈave≦250　…（３）
　Ｈσ≦20　…（４）
　なお、前記平均アスペクト比、Ｈave、およびＨσは、以下の手順で求めることができる。
・平均アスペクト比
　線材の中心軸を含み、該線材の長手方向に平行な断面を鏡面研磨後、ナイタールエッチングを施す。次いで、線材の表面から該線材の直径の１／４の深さの位置におけるフェライト粒を光学顕微鏡にて観察し、画像解析によりフェライト粒１００個について最大フェレ径および最小フェレ径を求める。前記１００個のフェライト粒について、最大フェレ径／最小フェレ径として定義される個々のフェライト粒のアスペクト比を算出し、得られた値の平均値を平均アスペクト比とする。
・Ｈave
　線材の表面から該線材の直径の１／４の深さの位置におけるビッカース硬さを、荷重0.1kgfの条件で、１００点で測定し、得られたビッカース硬さの平均値をＨaveとする。前記ビッカース硬さの測定で形成される圧痕については、隣接する圧痕間の距離を0.3 mm以上とする。また、線材の周方向に満遍なくビッカース硬度測定を行うには、線材の長手方向に直交する断面内の直径の1/4を半径とし、中心を線材断面中心と一致させた円上で、中心との角度3.6°毎にビッカース硬度測定を行えばよい。以下、Ｈaveを平均硬度という場合がある。
・Ｈσ
　Ｈσは、上記Ｈaveと同様方法で測定された１００点のビッカース硬さの標準偏差である。以下、Ｈσを硬度の標準偏差という場合がある。
　さて、線材を切削する際の工具寿命を左右する被削側（線材）の要因としては、該線材の硬度が最も重要である。すなわち、線材の硬度が低く制御されていることに加えて、硬度のばらつき、特に周方向での硬度のばらつきが抑制されていることが線材の被削性の改善、具体的には工具材種および潤滑剤種を選ばない優れた被削性を実現するために極めて重要である。
　さらに、線材の被削性は、ビッカース硬さだけでなく、フェライト粒のアスペクト比の影響も受ける。すなわち、低炭素快削鋼の主たる組織はフェライトである。そして、切削時には、鋼と工具の接触部に非常に大きな応力が作用し、鋼は強制的に大きく変形させられ、その結果、破壊され切り取られる。図１に示すように、フェライト粒のアスペクト比は、負荷応力に対する抵抗力への影響を通じ、被削性に影響する。すなわち、フェライト粒のアスペクト比が大きいほど、組織が破壊されやすくなり、その結果、被削性が向上すると考えられる。
　発明者等の検討の結果、フェライト粒の平均アスペクト比（以下、単に平均アスペクト比という場合がある）が２．８超の場合と、２．８以下の場合とで、同等の被削性を得るための上記Ｈaveと上記Ｈσの範囲が異なることが分かった。以下、それぞれの場合について、ＨaveおよびＨσの必要範囲を説明する。通常、熱間で成形された線材ではフェライト粒の平均アスペクト比は１．３以上となる。
・平均アスペクト比：２．８超の場合
　フェライト粒の平均アスペクト比が２．８超の場合、線材の上記平均硬度Ｈaveの上限値を350（HV）とする。より好ましい上限値は300（HV)である。なぜなら、平均ビッカース硬さは平均切削抵抗に影響し、Ｈaveが上記上限値を上回る場合、工具の寿命が低下するためである。
　さらに、上記標準偏差Ｈσの上限値を30(HV)に限定する。すなわち、硬度の平均値を上記の条件を満たしていたとしても、硬度が周方向においてばらついている場合、軟質部と硬質部との切削が繰り返されることになる。この軟－硬の繰り返し切削が工具寿命を低下させる大きな要因であることが判明した。すなわち、軟－硬の繰り返し切削により、切削工具が断続的に負荷を受ける結果、工具の摩耗が早期化されるのである。このため、硬度ばらつきの指標である硬度の標準偏差Ｈσの上限値を30(HV)に限定する。より好ましい上限値は20(HV)である。100点間のＨσが30(HV)以下であれば、軟－硬の繰り返し切削による切削工具にかかる断続的な負荷が軽減される。
・平均アスペクト比：２．８以下の場合
　フェライト粒の平均アスペクト比が２．８以下の場合、図１（ｂ）に示したように、フェライト粒の平均アスペクト比が２．８超の場合（図１（ａ）の場合）に比べ、切削時に組織が破壊されにくい。そのため、フェライト粒の平均アスペクト比が２．８以下の場合は、被削性を確保するためには、２．８超の場合に比べ、ＨaveおよびＨσの値をより低い範囲とする必要がある。したがって、フェライト粒の平均アスペクト比が２．８以下の場合、線材の上記平均硬度Ｈaveの上限値を250（HV）とする。より好ましい上限値は200（HV)である。なぜなら、平均硬度は平均切削抵抗に影響し、上記上限値を上回る場合、工具の寿命が低下するためである。
　さらに、上記硬度の標準偏差Ｈσの上限値を25(HV)に限定する。より好ましい上限値は15(HV)である。前記Ｈσが25(HV)以下であれば、軟－硬の繰り返し切削による切削工具にかかる断続的な負荷が軽減される。
　被削側の線材の平均硬度と硬度ばらつきは、切削工具の種類や潤滑剤の種類に関わらずに、切削時の工具寿命に影響を与えるものである。換言すると、線材の平均硬度と上旬偏差を的確に規制することによって、切削工具の種類や潤滑剤の種類に関わらない優れた被削性を得ることが可能になる。すなわち、線材の平均硬度および硬度ばらつきが、上記条件を満足すれば、切削工具種や潤滑剤種を問わない優れた被削性が得られる。
［直径］
　本発明の切削加工用線材の直径は特に限定されず、任意の値とすることができるが、２０ｍｍ以下とすることが好ましく、１６ｍｍ以下とすることが好ましい。
［形状］
　また、本発明の切削加工用線材の形状は特に限定されず、任意の形状とすることができる。例えば、長手方向に垂直な断面における断面が円形であってもよく、また、長手方向に垂直な断面が四角形であってもよい。
［ミクロ組織］
　本発明における線材のミクロ組織は特に限定されず、任意の組織とすることができる。通常、前記線材は、フェライトを含むミクロ組織を有することが好ましく、フェライトおよびパーライトを含むミクロ組織を有することがより好ましい。
［製造方法］
　本発明の切削加工用線材は、特に限定されることなく、任意の方法で製造することができる。前記線材は、熱間圧延まま（as hot-rolled）で伸線加工が施されていない線材（未伸線材）であってもよく、また、熱間圧延された線材（丸棒）に冷間で伸線加工が施された伸線材であってもよい。伸線材は未伸線材と比較して、フェライト粒の平均アスペクトが大きくなりやすい。以下、未伸線材と伸線材の場合を例として、好適な製造条件について説明する。
・未伸線材の場合
　未伸線材、すなわち、熱間圧延ままの線材の場合、上記した所定の成分組成の鋼を溶製して素材とし、前記素材に熱間圧延を施して線材に成形することにより線材を製造することができる。その際、上記条件を満たすビッカース硬さを備える未伸線材を得るためには、前記熱間圧延後の冷却速度を制御することが有効である。
・冷却速度
　具体的には、熱間圧延後の冷却過程において、500℃～300℃の温度範囲における平均冷却速度を0.7℃/s以下とする。すなわち、前記平均冷却速度を0.7℃/s以下とすることにより、前記冷却過程におけるセメンタイトの球状化が促進され、元々の硬質部であるパーライトが軟質化し、母相フェライトとの硬度差が低減する。そしてその結果、線材の平均硬度が低下するとともに、硬度のばらつきも減少する。前記平均冷却速度は、0.5℃/s以下とすることが好ましく、0.4℃/s以下とすることがより好ましい。一方、前記平均冷却速度の下限は特に限定されないが、生産性の観点からは0.1℃/s以上とすることが好ましい。また、300℃未満の温度域における冷却条件は特に限定されず、例えば、放冷すればよい。
・伸線材の場合
　伸線材の場合、まず、上記した所定の成分組成の鋼を溶製して素材とし、前記素材に熱間圧延を施して丸棒または線材に成形する。次いで、熱間圧延で得られた丸棒または線材に伸線加工を施すことにより、伸線材を製造することができる。その際、上記条件を満たすビッカース硬さを備える伸線材を得るためには、前記熱間圧延後の冷却速度と、伸線加工時の減面率の両者を制御することが有効である。
・冷却速度
　伸線材の製造においても、未伸線材の場合と同様に、熱間圧延後の冷却過程において、500℃～300℃の温度範囲における平均冷却速度を0.7℃/s以下とする。すなわち、前記平均冷却速度を0.7℃/s以下とすることにより、前記冷却過程におけるセメンタイトの球状化が促進され、元々の硬質部であるパーライトが軟質化し、母相フェライトとの硬度差が低減する。そしてその結果、線材の平均硬度が低下するとともに、硬度のばらつきも減少する。前記平均冷却速度は、0.5℃/s以下とすることが好ましく、0.4℃/s以下とすることがより好ましい。一方、前記平均冷却速度の下限は特に限定されないが、生産性の観点からは0.1℃/s以上とすることが好ましい。
・減面率
　さらに、伸線加工時の減面率60％以下とすることにより、硬度の過度な上昇が抑制され、伸線材の平均硬度を所定範囲内にすることができる。好ましい減面率は50％以下であり、より好ましくは40％以下である。
　以下、実施例に従って、本発明の構成および作用効果をより具体的に説明する。ただし、本発明は下記の実施例によって限定されるものではない。
（実施例１）
　表１、２に示す成分組成を有する鋼を溶製し、熱間圧延によって線材に成形した。前記線材の断面形状は、直径12 mmの円とした。この製造工程での、熱間圧延後の500～300℃の温度範囲における平均冷却速度を表３、４に示す。なお、本実施例においては、伸線加工は行わなかった。したがって、伸線加工時の減面率は0である。
　得られた線材（未伸線材）のそれぞれについて、平均硬度Ｈaveと硬度の標準偏差Ｈσを上述した測定手法に従って評価した。得られた結果を表３、４に併記する。
Figure JPOXMLDOC01-appb-T000001
Figure JPOXMLDOC01-appb-T000002
Figure JPOXMLDOC01-appb-T000003
Figure JPOXMLDOC01-appb-T000004
　次に、得られた線材のそれぞれについて、様々な条件で外周旋削による被削性試験を行って、工具寿命、切削後面粗さ、および切屑処理性を評価した。前記被削性試験においては、以下の５つの条件をパラメータとして変化させた。なお、後述する表５～１０においては、各条件に付した番号を示している。
・インサート材
　１：ＣＶＤコーテッド超硬
　２：ＰＶＤコーテッド超硬
　３：サーメット（ＴｉＮ）
　４：セラミック（Ａｌ２Ｏ３）
・切削速度
　１：50 m/min
　２：200 m/min
・送り速度
　１：0.05 mm/rev
　２：0.2 mm/rev
・切込量
　１：0.2 mm
　２：1 mm
・潤滑剤
　１：不水溶性切削油
　２：水溶性切削油（エマルション、10%希釈）
　また、工具寿命、切削後面粗さ、および切屑処理性の評価は、以下の方法で実施した。
（工具寿命）
　工具寿命は、線材の長さ10 ｍを切削した後の工具における逃げ面平均摩耗幅Ｖｂに基づいて評価した。ここで、逃げ面平均摩耗幅とは、図２に示すように、境界摩耗部における摩耗幅（逃げ面境界摩耗幅）ではなく、平均摩耗部における摩耗幅を指す。評価結果を表５、６に示す。なお、前記逃げ面平均摩耗幅Ｖｂが250μm以下であれば工具寿命に優れるといえる。そこで、表５においては、前記逃げ面平均摩耗幅Ｖｂが250μm以下であった場合、合格であることを示す「○」記号を、前記逃げ面平均摩耗幅Ｖｂが250μm超であった場合、不合格であることを示す「▼」記号を示した。
（切削後面粗さ）
　切削後面粗さは、線材を長さ１ｍにわたって切削した後、切削終了直前の長さ１０ｍｍの範囲について、触針式粗さ計を用いて十点平均粗さＲｚ(JIS B 0601)を測定し、その結果に基づいて評価した。前記測定における基準長さは4 mmとした。評価結果を表７、８に示す。なお、前記十点平均粗さRzが25μm以下であれば良品質な部品製造が可能といえる。そこで、表７、８においては、前記十点平均粗さＲｚが25μm以下であった場合、合格であることを示す「○」記号を、前記十点平均粗さＲｚが25μm超であった場合、不合格であることを示す「▼」記号を示した。
（切屑処理性）
　切屑処理性は、線材を長さ１ｍにわたって切削した際の、0.9 ｍから１ｍまでの切削区間における切屑形態に基づいて評価した。評価結果を表９、１０に示す。なお、切屑が微細に分断されており、切屑の処理性に優れるといえる。そこで、表９、１０においては、切屑長さが1.5mm以下であった場合、最も良好であることを示す「◎」記号を、１巻以上の切屑が生成していなかった場合、合格であることを示す「○」記号を、１巻以上の切屑が生成していた場合、不合格であることを示す「▼」記号を示した。
　表５～１０に示した結果から分かるように、本発明の条件を満たす発明例では、用いた切削工具種や潤滑剤種などの条件を問わず、被削性に優れていた。
Figure JPOXMLDOC01-appb-T000005
Figure JPOXMLDOC01-appb-T000006
Figure JPOXMLDOC01-appb-T000007
Figure JPOXMLDOC01-appb-T000008
Figure JPOXMLDOC01-appb-T000009
Figure JPOXMLDOC01-appb-T000010
  
（実施例２）
　熱間圧延後に伸線加工を行った点以外は上記実施例１と同様の条件で線材を製造した。この製造工程での、熱間圧延後の500～300℃の温度範囲における平均冷却速度と、伸線加工における減面率を表１１、１２に示す。
　得られた線材（伸線材）のそれぞれについて、平均硬度Ｈaveと硬度の標準偏差Ｈσを上述した測定手法に従って評価した。得られた結果を表１１、１２に併記する。
Figure JPOXMLDOC01-appb-T000011
Figure JPOXMLDOC01-appb-T000012
　次に、得られた線材のそれぞれについて、実施例１と同様の方法で、工具寿命、切削後面粗さ、および切屑処理性を評価した。評価結果を表１３～１８に示す。
　表１３～１８に示した結果から分かるように、本発明の条件を満たす発明例では、用いた切削工具種や潤滑剤種などの条件を問わず、被削性に優れていた。
Figure JPOXMLDOC01-appb-T000013
Figure JPOXMLDOC01-appb-T000014
Figure JPOXMLDOC01-appb-T000015
Figure JPOXMLDOC01-appb-T000016
Figure JPOXMLDOC01-appb-T000017
Figure JPOXMLDOC01-appb-T000018

Claims (4)

  1. 　切削加工用線材であって、
    　Ｃ　：0.001～0.150質量％、
    　Ｓｉ：0.010質量％以下、
    　Ｍｎ：0.20～2.00質量％、
    　Ｐ　：0.02～0.15質量％、
    　Ｓ　：0.20～0.50質量％、
    　Ｎ　：0.0300質量％以下、および
    　Ｏ　：0.0050～0.0300質量％を含み、
    　残部がFeおよび不可避的不純物からなる成分組成を有し、
    　前記切削加工用線材の表面から直径の１／４位置におけるフェライト粒の平均アスペクト比が２．８超の場合、下記（１）および（２）式を満足し、
    　前記平均アスペクト比が２．８以下の場合、下記（３）および（４）式を満足する、ビッカース硬さを有する、切削加工用線材。
    　Ｈave≦350　…（１）
    　Ｈσ≦30　…（２）
    　Ｈave≦250　…（３）
    　Ｈσ≦20　…（４）
    ここで、
    　Ｈave：表面から直径の１／４位置におけるビッカース硬さの周方向の平均値
    　Ｈσ：表面から直径の１／４位置における１００点のビッカース硬さの標準偏差
  2. 　前記成分組成が、さらに、
    　Ｐｂ:0.01～0.50質量％、
    　Ｂｉ：0.01～0.50質量％、
    　Ｃａ：0.01質量％以下、
    　Ｓｅ：0.1質量％以下、および
    　Ｔｅ: 0.1質量％以下
    からなる群より選択される１または２以上を含有する、請求項１に記載の切削加工用線材。
  3. 　前記成分組成が、さらに、
    　Ｃｒ：3.0質量％以下、
    　Ａｌ：0.010質量％以下、
    　Ｓｂ：0.010質量％以下、
    　Ｓｎ：0.010質量％以下、
    　Ｃｕ：1.0質量％以下、
    　Ｎｉ：1.0質量％以下、および
    　Ｍｏ：1.0質量％以下
    からなる群より選択される１または２以上を含有する、請求項１または２に記載の切削加工用線材。
  4. 　前記成分組成が、さらに、
    　Ｎｂ：0.050質量％以下、
    　Ｔｉ：0.050質量％以下、
    　Ｖ　：0.050質量％以下、
    　Ｚｒ：0.050質量％以下、
    　Ｗ　：0.050質量％以下、
    　Ｔａ：0.050質量％以下、
    　Ｙ　：0.050質量％以下、
    　Ｈｆ：0.050質量％以下、および
    　Ｂ　：0.050質量％以下
    からなる群より選択される１または２以上を含有する、請求項１～３のいずれか一項に記載の切削加工用線材。
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