WO2022158569A1 - 浸炭用丸棒鋼材 - Google Patents

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WO2022158569A1
WO2022158569A1 PCT/JP2022/002191 JP2022002191W WO2022158569A1 WO 2022158569 A1 WO2022158569 A1 WO 2022158569A1 JP 2022002191 W JP2022002191 W JP 2022002191W WO 2022158569 A1 WO2022158569 A1 WO 2022158569A1
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test
carburized
steel bar
round steel
less
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French (fr)
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亮太 高尾
孔明 牧野
孝佳 杉浦
直樹 福田
侑大 岩本
隆 梶野
浩行 水野
Original Assignee
愛知製鋼株式会社
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    • C—CHEMISTRY; METALLURGY
    • C22—METALLURGY; FERROUS OR NON-FERROUS ALLOYS; TREATMENT OF ALLOYS OR NON-FERROUS METALS
    • C22C—ALLOYS
    • C22C38/00—Ferrous alloys, e.g. steel alloys
    • C—CHEMISTRY; METALLURGY
    • C22—METALLURGY; FERROUS OR NON-FERROUS ALLOYS; TREATMENT OF ALLOYS OR NON-FERROUS METALS
    • C22C—ALLOYS
    • C22C38/00—Ferrous alloys, e.g. steel alloys
    • C22C38/18—Ferrous alloys, e.g. steel alloys containing chromium
    • C22C38/32—Ferrous alloys, e.g. steel alloys containing chromium with boron

Definitions

  • the present invention relates to a round bar steel material for carburizing.
  • Alloy steels such as SCM420 are known as case hardening steels with high strength. These materials have high strength by adding elements such as Mo, but Mo is a rare metal and has the drawback of high cost of addition as well as the problem of price fluctuations. Therefore, until now, in order to reduce the cost of addition, development of a steel material having a strength equivalent to that of SCM420 has been promoted without actively adding Mo. For example, as described in Patent Documents 1 and 2, in order to maintain the same strength as SCM420, steel materials with Si reduced to 0.15% or less have been developed with the aim of reducing the abnormal carburization layer. .
  • the present invention has been made in view of this background, and a round bar steel material for carburizing that can ensure a strength equivalent to that of SCM420 and has excellent machinability without actively adding Mo. is intended to provide
  • One aspect of the present invention is, in mass%, C: 0.17 to 0.28%, Si: 0.15 to 0.25%, Mn: 0.70 to 1.00%, P: 0.030% Below, S: 0.015 to 0.035%, Cr: 1.35 to 1.75%, Al: 0.020 to 0.040%, N: 0.0100 to 0.0200%, Nb: 0.01 to 0.10% as an optional element, Ti: 0.01 to 0.10% as an optional element, B: 0.0010 to 0.0040% as an optional element, and the balance is Fe and Having a chemical composition consisting of unavoidable impurities, satisfying the following formulas 1 to 3, Formula 1: (5Si+1.4Mn+Cr)/C ⁇ 18.6, Formula 2: 42Si+11Mn+18(Cu+Ni)+24Mo+600N-200Al ⁇ 18.3, Formula 3: Mn/S ⁇ 28, (However, each element symbol in the above formulas 1 to 3 is the content mass% value of each element.) Further, the round steel
  • the chip length is optimized, and the ferrite hardness is improved by increasing the ferrite solid-solution strengthening elements such as Si.
  • the increase in MnS accompanying the increase in the amount of S added is effective in improving the chip separability.
  • Si is simply increased, an abnormal carburized layer with low hardness tends to be formed during carburizing, which affects the strength after carburizing. Therefore, it is necessary to adjust while maintaining a balance with other elements.
  • the carburizing round bar steel material is basically limited to the specific chemical composition range described above, and the balance of the amounts of Si, Mn, Cr and C added is adjusted so as to satisfy the formula 1. Accordingly, at least the abnormal carburization layer can be optimized. Furthermore, by adjusting the balance of the amounts of Si, Mn, Cu, Ni, Mo, N and Al added so as to satisfy Equation 2, the ferrite hardness is set to an appropriate range and the chip length is optimized. Therefore, the machinability can be improved.
  • Cu and Ni are elements that may be contained in small amounts as impurities. Manufacturing adjustments are required so that the values are within the specified range.
  • the upper limit of Cu and Ni contained as unavoidable impurities is about 0.15%.
  • Mo is not actively added, but may be contained up to about 0.06% as an unavoidable impurity.
  • the carburizing round bar steel material is basically limited to a specific chemical composition range, and is further adjusted so as to satisfy all of the formulas 1 to 3. Without sacrificing workability and cold workability, it is possible to achieve excellent machinability and to suppress an abnormal carburized layer.
  • the above carburizing round bar steel has a basic chemical composition of C: 0.17-0.28%, Si: 0.15-0.25%, Mn: 0.70-1. 00%, P: 0.030% or less, S: 0.015-0.035%, Cr: 1.35-1.75%, Al: 0.020-0.040%, N: 0.0100- 0.0200%, Nb as an optional element: 0.01 to 0.10%, Ti as an optional element: 0.01 to 0.10%, and B as an optional element: 0.0010 to 0.0040% , with the balance being Fe and unavoidable impurities.
  • C 0.17-0.28%
  • C (carbon) is contained in an amount of 0.17% or more in order to secure internal hardness after quenching and improve bending fatigue strength.
  • the C content is too high, the hardness after annealing may increase and the machinability may deteriorate.
  • Si 0.15-0.25%
  • Si silicon
  • Si is an effective element for ensuring machinability. If the Si content is too low, the ferrite hardness will be low, the chip separability will be reduced, and there is a risk that the wear of the tool will be accelerated. It's good. On the other hand, if the Si content is too high, the formation of an abnormal carburization layer may be facilitated and the strength may be lowered.
  • Mn 0.70-1.00%
  • Mn manganese
  • P 0.030% or less; If the content of P (phosphorus) is too high, it segregates at grain boundaries and causes a decrease in fatigue strength, so the content is made 0.030% or less.
  • P phosphorus
  • the maximum P concentration obtained by surface analysis at a depth of D/4 from the surface of a circular cross section with a diameter D not only the total P content but also the manufacturing method needs to be devised as described later.
  • S 0.015-0.035%
  • S (sulfur) is contained in an amount of 0.015% or more, preferably 0.020% or more, in order to ensure chip separability during cutting and to suppress tool wear.
  • the S content is too high, it may promote casting segregation and deteriorate hot and cold workability.
  • it is 0.030% or less.
  • Cr 1.35-1.75%
  • Cr chromium
  • Cr is effective for ensuring internal hardness by improving hardenability, so it is contained in an amount of 1.35% or more.
  • the Cr content is too high, the hardness after annealing may increase and machinability may deteriorate, so the Cr content is made 1.75% or less.
  • Al 0.020-0.040%; Al (aluminum) is effective in refining grains, so it should be contained in an amount of 0.020% or more, preferably 0.023% or more. On the other hand, if the Al content is too high, alumina may be formed in the steel to lower the strength.
  • N 0.0100 to 0.0200%
  • N (nitrogen) has the effect of suppressing coarsening of crystal grains, so it is contained in an amount of 0.0100% or more, preferably 0.0120% or more.
  • the N content is too high, it leads to an increase in manufacturing costs, so it is made 0.0200% or less.
  • Nb as an optional element: 0.01-0.10%; Nb (niobium) is an optional additive element, and it is not necessary to positively contain it. On the other hand, if the Nb content is too high, workability may deteriorate, so it is limited to 0.10% or less.
  • Ti as an optional element: 0.01-0.10%; Ti (titanium) is an optional additive element, and it is not necessary to actively contain it. On the other hand, if the Ti content is too high, workability may deteriorate, so the Ti content is made 0.10% or less.
  • B as an optional element: 0.0010-0.0040%; B (boron) is an optional additive element, and it is not necessary to positively contain it. If the B content is too high, the material cost increases, so the B content is made 0.0040% or less.
  • Formula 1 (5Si+1.4Mn+Cr)/C ⁇ 18.6; This formula is a relational expression relating to the depth of the abnormal carburization layer, and the higher the content of Si, Mn, and Cr, the more the abnormal carburization layer tends to increase. , the abnormal layer can be reduced. By satisfying Equation 1, the depth of the carburized abnormal layer can be reduced to about 30 ⁇ m or less.
  • Formula 2 42Si+11Mn+18(Cu+Ni)+24Mo+600N-200Al ⁇ 18.3;
  • This formula is an index showing the amount of solid-solution strengthening of ferrite, and the higher the value, the higher the ferrite hardness and the better the chip disposability. Therefore, machinability can be improved by adjusting the chemical components so that the value of Formula 2 is 18.3 or more.
  • Formula 3 Mn/S ⁇ 28; This expression is a relational expression that affects the solidus temperature. The smaller this value, the easier it is for S to concentrate in the liquid phase, the lower the solidus temperature, and the easier it is for P to solidify and segregate. Therefore, by setting the value of Equation 3 to 28 or more, it is possible to prevent the solidus temperature from dropping too much and to suppress the casting segregation of P.
  • the maximum P concentration is 0.15% or less by surface analysis at a D/4 depth position from the surface in a circular cross section with a diameter D.
  • the cooling rate it is effective to set the cooling rate to 3° C./min or more until solidification is completed at the 3H/4 position from the bottom in the height direction H of the slab cross section.
  • the maximum P concentration obtained by surface analysis at the D/4 depth position from the surface of the round cross section of the carburizing round steel bar with a diameter D is measured by the method shown in the examples described later.
  • Example 1 An example relating to the round bar steel material for carburizing of this example will be described.
  • carburizing round steel bars were produced using seven types of steel materials (tests A1 to A7) having different chemical compositions, and various evaluations were performed. Although Cu, Ni and Mo are not intentionally added elements, they were contained as impurities, so their analytical values are shown.
  • the base material for each round steel bar was prepared by manufacturing an ingot with a continuous casting machine, which is mass production equipment. At that time, the cooling rate of the ingot was adjusted. The cooling rate was adjusted by adjusting the amount of cooling water during continuous casting. The cooling rate at the 3/4H position from the bottom (average cooling rate in the range from liquidus temperature to solidus temperature, liquid The phase and solidus temperatures were estimated from the components using known empirical formulas) were specified by calculation.
  • the round bar steel material of this example was produced by rolling the ingot obtained by the above casting method to a diameter of ⁇ 70 mm. A test piece, which will be described later, was collected from this round bar steel material, and each evaluation was performed.
  • a ⁇ 20 mm carburizing test piece was produced from a ⁇ 70 mm round steel bar by machining, and was subjected to gas carburizing treatment.
  • the carburizing conditions were as follows: carburizing temperature: 950°C x 2.5 hours, Cp: 0.85, followed by oil cooling and quenching, followed by tempering at 150°C x 1 hour. .
  • ⁇ Measurement of notch wear amount in cutting test> A ⁇ 70 mm round steel bar is held at 900° C. for 1 hour, cooled to 600° C. at a cooling rate that takes 4 hours, and then air-cooled.
  • a cutting test was performed by As a cutting tool, a tool suitable for P-type cutting was used. Cutting was performed under test conditions of cutting speed: 250 m/min, feed rate: 0.4 mm/rev, depth of cut: 0.8 mm, and the amount of wear of the cutting tool was measured after the test. The measurement was performed at the boundary (boundary wear) where the side flank of the cutting tool stopped contacting the test piece. Then, when the measured wear amount was 0.20 mm or less, it was judged to be acceptable.
  • a Gleeble test piece having a length of ⁇ 8 mm ⁇ 55 mm having a longitudinal direction perpendicular to the rolling direction of a ⁇ 70 mm round steel bar was cut out to prepare a test piece for the Gleeble test.
  • Five test pieces were prepared from five cross sections of a ⁇ 70 mm round steel bar.
  • Tests A1 to A4 consist of chemical components that satisfy all of the basic chemical composition and formulas 1 to 3, and the maximum P concentration is also the desired requirement by optimizing the casting conditions. was also satisfied. As a result, it was confirmed that in Tests A1 to A4, the depth of the abnormal carburization layer was 30 ⁇ m or less, which was within an appropriate range, and the machinability was excellent.
  • Test A6 satisfies the range of individual components, but does not have formula 3 and the balance of Mn and S contents is not appropriate. It was confirmed that when the content exceeded 15%, the reduction of area of Gleeble decreased and the hot workability decreased.
  • the chemical composition is properly selected including the conditions of the three formulas (especially formula 3), and the manufacturing conditions are optimized to remove the maximum of D / 4 from the surface.
  • the P concentration By positively adjusting the P concentration to 0.15% or less, the reduction of area of Gleeble becomes sufficiently high, and a steel material having excellent hot workability and machinability at the same time can be obtained.
  • Example 2 In Example 1, mass production equipment was used for evaluation, and the effect of P segregation due to the effect of the cooling rate was investigated. However, since it is difficult to investigate the effects of differences in composition in mass production equipment, a small-scale electric furnace was used to melt various types of steel with different chemical compositions. do.
  • Table 3 16 types of steel materials (tests B1 to B16) with different chemical compositions were used to prepare round bar steel materials for carburization.
  • tests B1 to B16 16 types of steel materials with different chemical compositions were used to prepare round bar steel materials for carburization.
  • surface fatigue strength and bending fatigue strength were evaluated.
  • the maximum P concentration and the Gleeble test which are considered to be greatly affected by the cooling rate during casting, were not conducted.
  • Table 3 shows the analysis values of impurities contained in the same manner as in Table 1.
  • the round bar steel material of this example was produced by forging the ingot obtained by the above casting method to a diameter of ⁇ 70 mm.
  • the above-described test piece was taken from this round steel bar, and the carburized abnormal layer and the boundary wear amount in the cutting test were measured.
  • the preparation of the test piece and the evaluation method were the same as in Example 1.
  • Each test piece was subjected to gas carburizing treatment under the same conditions as in the measurement of the carburized abnormal layer, and used as a test piece for the roller pitting test.
  • the roller pitching test was carried out by setting the small roller and the large roller produced as described above in a roller pitching tester manufactured by Nikko Create Co., Ltd., applying a predetermined load stress between them.
  • the surface fatigue limit was defined as the maximum value of load stress that could be withstood without breakage when the small roller had rotated 10 7 times.
  • the test conditions were rotation speed (small roller): 2000 rpm, peripheral speed difference: -40%, lubricant: automatic transmission oil, oil temperature: 120°C.
  • ⁇ Bending fatigue strength> Using the ingot obtained by the above casting method, a round steel bar with a diameter of 15 mm was prepared by forging. A test piece with a parallel part diameter of ⁇ 10 mm was taken from this round steel bar, and a notch with a depth of 1 mm (notch factor: 1.78) was provided in the parallel part in the direction perpendicular to the parallel part over the entire circumference. was made. After that, each test piece was subjected to gas carburizing treatment under the same conditions as in the measurement of the abnormal carburization layer to obtain a rotating bending fatigue test piece.
  • the rotating bending test piece prepared as described above is set in an Ono type rotating bending fatigue tester (model number: H6 type) manufactured by Shimadzu Corporation, and repeated bending stress is applied at a rotation speed of 3600 rpm. I gave it.
  • the bending fatigue limit was determined according to the JIS Z2274 standard at 10 7 repetitions.
  • Tests B1 to B11 had an appropriate chemical component composition and satisfied all of Formulas 1, 2, and 3, so all evaluation results were good.
  • Test B12 had the basic chemical composition, it did not satisfy Formula 1, the abnormal carburization layer was deep, and the surface fatigue strength and bending fatigue strength were worse than before.
  • Test B13 had an excessively high Si content, did not satisfy Formula 1, had a deep abnormal carburization layer, and resulted in worse surface fatigue strength and bending fatigue strength than before.
  • test B14 the Si content was too low and did not satisfy formula 2, resulting in an increase in the amount of notch wear in the machinability test.
  • Test B15 had the basic chemical composition, it did not satisfy Formula 2, resulting in an increase in notch wear in the machinability test.
  • Test B16 resulted in an increase in notch wear in the machinability test due to the S content being too low.

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Abstract

質量％において、Ｃ：０．１７～０．２８％、Ｓｉ：０．１５～０．２５％、Ｍｎ：０．７０～１．００％、Ｐ：０．０３０％以下、Ｓ：０．０１５～０．０３５％、Ｃｒ：１．３５～１．７５％、Ａｌ：０．０２０～０．０４０％、Ｎ：０．０１００～０．０２００％、を含有し、任意元素としてＮｂ：０．０１～０．１０％、任意元素としてＴｉ：０．０１～０．１０％、任意元素としてＢ：０．００１０～０．００４０％、を含有し、残部がＦｅ及び不可避的不純物からなる化学成分組成を有し、式１：（５Ｓｉ＋１．４Ｍｎ＋Ｃｒ）／Ｃ≦１８．６、式２：４２Ｓｉ＋１１Ｍｎ＋１８（Ｃｕ＋Ｎｉ）＋２４Ｍｏ＋６００Ｎ-２００Ａｌ≧１８．３、式３：Ｍｎ／Ｓ≧２８を満足する浸炭用丸棒鋼材。浸炭用丸棒鋼材の直径Ｄの円形断面における表面からＤ／４深さ位置におけるＰ濃度が０．１５％以下である。

Description

浸炭用丸棒鋼材
　本発明は、浸炭用丸棒鋼材に関する。
　高い強度を有する肌焼鋼としては、ＳＣＭ４２０などの合金鋼が知られている。これらはＭｏなどの元素を添加することで、高い強度を有しているが、Ｍｏはレアメタルであり、価格変動の問題があるとともに、添加コストが高いという欠点がある。そのため、これまで、添加コストを低減させるために、Ｍｏを積極的には添加せず、ＳＣＭ４２０と同等の強度を有する鋼材の開発が進められてきた。例えば、特許文献１及び２に記載されているように、ＳＣＭ４２０と同等強度を維持するために、浸炭異常層低減を狙いとして、Ｓｉを０．１５％以下に低減させた鋼材が開発されている。
　しかしながら、Ｓｉ含有率が低い場合は、浸炭異常層低減には有効であるものの、切削加工時の組織であるフェライト＋パーライト組織のフェライト硬さが低下し、切屑が長くなりやすくなり、切屑と工具の接触頻度が高くなり、工具摩耗を悪化させるという現象（境界摩耗）が生じることが見出された。また、Ｓｉ含有率が高くても、Ｓ含有率が従来の下限値レベルの場合には、ＭｎＳの生成が少なくなり、上記と同様に工具摩耗を悪化させてしまうことが分かった。このように、Ｓｉ低減、もしくはＳが低い場合における、切削性に対する新たな課題が見出された。
特許第５４８７７７８号公報 特許第５６６８８８２号公報
　本発明は、かかる背景に鑑みてなされたものであり、Ｍｏを積極的に添加することなく、ＳＣＭ４２０と同等程度の強度を確保することができ、かつ、切削性に優れた浸炭用丸棒鋼材を提供しようとするものである。
　本発明の一態様は、質量％において、Ｃ：０．１７～０．２８％、Ｓｉ：０．１５～０．２５％、Ｍｎ：０．７０～１．００％、Ｐ：０．０３０％以下、Ｓ：０．０１５～０．０３５％、Ｃｒ：１．３５～１．７５％、Ａｌ：０．０２０～０．０４０％、Ｎ：０．０１００～０．０２００％、を含有し、任意元素としてＮｂ：０．０１～０．１０％、任意元素としてＴｉ：０．０１～０．１０％、任意元素としてＢ：０．００１０～０．００４０％、を含有し、残部がＦｅ及び不可避的不純物からなる化学成分組成を有し、
　下記式１～式３を満足し、
　式１：（５Ｓｉ＋１．４Ｍｎ＋Ｃｒ）／Ｃ≦１８．６、
　式２：４２Ｓｉ＋１１Ｍｎ＋１８（Ｃｕ＋Ｎｉ）＋２４Ｍｏ＋６００Ｎ－２００Ａｌ≧１８．３、
　式３：Ｍｎ／Ｓ≧２８、
（ただし、上記式１～式３における各元素記号は、各元素の含有質量％の値である。）
　かつ、直径Ｄの円形断面における表面からＤ／４深さ位置において面分析した最大Ｐ濃度が０．１５％以下である、浸炭用丸棒鋼材にある。
　上記課題を解決するために、前述した特許文献１、２等の省Ｍｏ開発鋼と比較して、切屑長さの適正化を図り、Ｓｉなどのフェライト固溶強化元素増加によるフェライト硬さ向上と、Ｓ添加量増加に伴うＭｎＳ増加による切屑分断性向上が有効である。しかし、単純にＳｉを増加させた場合、浸炭時に硬さの低い浸炭異常層が生成しやすくなり、浸炭後の強度に影響する。そのため、他の元素とのバランスをとりながら調整する必要がある。
　例えば、Ｍｎ、Ｃｒ添加量を増加させると浸炭異常層を増加させる傾向があるため、Ｍｎ、Ｃｒ添加量は適正な範囲に制限する必要がある。一方、Ｃ濃度を高くすると、浸炭処理の処理時間を短くできるため、その分浸炭異常層を浅くすることができるので、Ｃ添加量も適正な範囲に調整する必要がある。
　上記浸炭用丸棒鋼材は、まずは、上述した特定の化学成分組成範囲に制限することを基本とし、さらに、式１を満足するようにＳｉ、Ｍｎ、Ｃｒ及びＣの添加量のバランスを調整することによって、少なくとも浸炭異常層の適正化を図ることができる。さらには、式２を満足するようにＳｉ、Ｍｎ、Ｃｕ、Ｎｉ、Ｍｏ、Ｎ及びＡｌの添加量のバランスを調整することによって、フェライト硬さを適正な範囲とし、切屑長さの適正化を図り、切削性の向上を図ることができる。
　特に浸炭用鋼にとって、Ｃｕ、Ｎｉは不純物として少量含有する場合がある元素であるが、少量の含有であってもフェライト硬さへの影響が大きいので、この不純物元素も含めて、式２の値が所定の範囲内になるように製造調整が必要である。なお、Ｃｕ、Ｎｉの不可避的不純物として含有される上限は、０．１５％程度である。また、前述したように、Ｍｏは積極的に添加させることはないが、不可避的不純物として、０．０６％程度までは含有される場合がある。
　さらに、Ｓ添加量を増加させた場合、鋳造時に固相線温度が下がり、固液共存域が拡大することによって、デンドライト樹間に濃化溶鋼が取り残され鋳造偏析しやすくなる。鋳造偏析が顕著になってＰが濃化した場合、熱間加工性が低下し、熱間加工時にワレが発生しやすくなり、製造性を悪化させる。同時に冷間加工時の加工性も低下する。鋳造偏析を抑えるためには、式３を満足するようにＭｎとＳとのバランスをさらに調整したうえで、鋳造時の冷却速度を増加させることが有効である。冷却速度の増加により、固液共存域を減少させ偏析を抑制することができる。
　なお、鋳造偏析を抑制する技術として、未凝固層を内部に有する凝固末期の鋳片に軽圧下を加える技術はよく知られており、本件は、軽圧下等の技術を適用することも当然含むものであるが、発明者が詳細に調査した結果、平均のＰ濃度が０．０１５～０．０２０％程度の不純物レベルしか含有しない鋼であっても、従来から一般的に知られている偏析軽減対策のみでは、最大Ｐ濃度が０．１５％超となる場合が起きることを把握したため、さらに鋳造時の冷却速度を意図的に高める制御を行うことにより、確実に最大Ｐ濃度０．１５％以下を達成したことを特徴の一つとする発明である。
　そして、この結果として、直径Ｄの円形断面における表面からＤ／４深さ位置において面分析した最大Ｐ濃度が０．１５％以下を実現している。これにより、Ｐの偏析が問題となるレベルに悪化しないよう制御し、熱間加工性・冷間加工性に優れる特性を得ることができる。
　以上のように、上記浸炭用丸棒鋼材は、特定の化学成分組成範囲に制限することを基本とし、さらに、式１～式３のすべてを満足するように成分調整を行うことにより、熱間加工性・冷間加工性を犠牲にすることなく、切削性に優れ、かつ、浸炭異常層の抑制を図ることができるものとなる。
　上記浸炭用丸棒鋼材は、基本的な化学成分組成として、質量％において、Ｃ：０．１７～０．２８％、Ｓｉ：０．１５～０．２５％、Ｍｎ：０．７０～１．００％、Ｐ：０．０３０％以下、Ｓ：０．０１５～０．０３５％、Ｃｒ：１．３５～１．７５％、Ａｌ：０．０２０～０．０４０％、Ｎ：０．０１００～０．０２００％、を含有し、任意元素としてＮｂ：０．０１～０．１０％、任意元素としてＴｉ：０．０１～０．１０％、任意元素としてＢ：０．００１０～０．００４０％、を含有し、残部がＦｅ及び不可避的不純物からなる化学成分組成を有する。
Ｃ：０．１７～０．２８％；
　Ｃ（炭素）は、焼き入れ後の内部硬さの確保及び曲げ疲労強度の向上のため０．１７％以上含有させる。一方、Ｃ含有率が高すぎると、焼き鈍し後の硬さが上昇して切削性が低下するおそれがあるため、０．２８％以下とする。
Ｓｉ：０．１５～０．２５％；
　Ｓｉ（ケイ素）は被削性確保に有効な元素である。Ｓｉ含有率が低すぎるとフェライト硬さが低くなり、切屑分断性が低下し、工具の摩耗が促進されるおそれがあるため、０．１５％以上含有させ、好ましくは０．１６％以上とするのがよい。一方、Ｓｉ含有率が高すぎると、浸炭異常層の生成を助成し、強度が低下するおそれがあるため、０．２５％以下とし、好ましくは０．２０％以下とするのがよい。
Ｍｎ：０．７０～１．００％；
　Ｍｎ（マンガン）は、焼入れ性を向上させ内部硬さ強度を確保するために０．７０％以上含有させる。一方、Ｍｎ含有率が高すぎると、焼き鈍し後の硬さが上昇しすぎて切削加工性が低下するおそれがあるため、１．００％以下とする。
Ｐ：０．０３０％以下；
　Ｐ（リン）は、含有率が高すぎると、粒界に偏析して疲労強度低下の原因となるため、０．０３０％以下とする。なお、直径Ｄの円形断面における表面からＤ／４深さ位置において面分析した最大Ｐ濃度の低減には、Ｐのトータル含有率だけではなく、後述するように製造方法の工夫も必要である。
Ｓ：０．０１５～０．０３５％；
　Ｓ（硫黄）は、切削時の切屑分断性の確保及び工具摩耗の抑制を図るため、０．０１５％以上含有させ、好ましくは、０．０２０％以上とするのがよい。一方、Ｓの含有率が高すぎると、鋳造偏析を助長し、熱間及び冷間加工性を悪化させるおそれがあるため、０．０３５％以下とする。好ましくは、０．０３０％以下とするのがよい。
Ｃｒ：１．３５～１．７５％；
　Ｃｒ（クロム）は、焼入れ性の向上による内部硬さの確保に有効であるため１．３５％以上含有させる。一方、Ｃｒ含有率が高すぎると、焼き鈍し後の硬さが上昇して切削性が低下するおそれがあるため、１．７５％以下とする。
Ａｌ：０．０２０～０．０４０％；
　Ａｌ（アルミニウム）は、結晶粒微細化に有効であるため０．０２０％以上含有させ、好ましくは０．０２３％以上がよい。一方、Ａｌ含有率が高すぎると、鋼中にアルミナが生成して強度を低下させるおそれがあるため、０．０４０％以下とし、好ましくは０．０３７％以下とするのがよい。
Ｎ：０．０１００～０．０２００％；
　Ｎ（窒素）は、結晶粒粗大化を抑制する効果があるため、０．０１００％以上含有させ、好ましくは０．０１２０％以上とする。一方、Ｎ含有率が高くしすぎると、製造コストの増大につながるため、０．０２００％以下とする。
任意元素としてのＮｂ：０．０１～０．１０％；
　Ｎｂ（ニオブ）は、任意添加元素であり、積極的に含有させる必要はないが、０．０１％以上含有することによって結晶粒粗大化を抑制する効果を得ることができる。一方、Ｎｂ含有率が高すぎると、加工性が劣化するおそれがあるため、０．１０％以下に制限する。
任意元素としてのＴｉ：０．０１～０．１０％；
　Ｔｉ（チタン）は、任意添加元素であり、積極的に含有させる必要はないが、０．０１％以上含有することによって結晶粒粗大化を抑制する効果を得ることができる。一方、Ｔｉの含有率が高すぎると、加工性が劣化するおそれがあるため、０．１０％以下とする。
任意元素としてのＢ：０．００１０～０．００４０％；
　Ｂ（ホウ素）は、任意添加元素であり、積極的に含有させる必要はないが、０．００１０％以上含有することによって焼入れ性を向上させる効果を得ることができる。Ｂの含有率が高すぎると、材料コストが増大するため、０．００４０％以下とする。
　次に、上記の基本的な化学成分組成を具備することを前提として、次の式１～式３を具備するように、化学成分を調整することが重要である。
　次に、上記の基本的な化学成分組成を具備することを前提として、次の式１～式３を具備するように、化学成分を調整することが重要である。
式１：（５Ｓｉ＋１．４Ｍｎ＋Ｃｒ）／Ｃ≦１８．６；
　この式は、浸炭異常層の深さに関する関係式であり、Ｓｉ、Ｍｎ、Ｃｒは含有率が高いほど浸炭異常層が増加する傾向となるが、Ｃは含有率が高いほど浸炭時間が低減でき、異常層低減を図れるので、その点を考慮して、実験により求めた式である。そして、式１を満足することにより浸炭異常層の深さを３０μｍ以下程度に低減可能となる。
式２：４２Ｓｉ＋１１Ｍｎ＋１８（Ｃｕ＋Ｎｉ）＋２４Ｍｏ＋６００Ｎ－２００Ａｌ≧１８．３；
　この式は、フェライトの固溶強化量を示す指標であり、この値が高いほどフェライト硬さを高くでき、切屑処理性が改善される。従って、式２の値が１８．３以上となるよう化学成分を調整することにより、切削性を向上させることが可能となる。
式３：Ｍｎ／Ｓ≧２８；
　この式は、固相線温度に影響する関係式である。この値が小さいほど、液相にＳが濃縮しやすくなり、固相線温度が下がり、Ｐが凝固偏析しやすくなる。そこで、式３の値を２８以上とすることにより、固相線温度が低下しすぎることを防止し、Ｐの鋳造偏析の抑制が可能となる。
　また、上記浸炭用丸棒鋼材においては、直径Ｄの円形断面における表面からＤ／４深さ位置において面分析した最大Ｐ濃度が０．１５％以下であるという要件を必須とする。この要件を具備するためには、上述した化学成分組成の各要件を具備したうえで、さらに、製造条件として、鋳造時の冷却速度を速くすることが必要となる。具体的には、例えば連続鋳造の場合は、連続鋳造時の冷却水の量を増加させたり、冷却水をかける範囲を増加させたり、冷却水にあたる時間を長くすることなどが必要になる。冷却速度の具体的な数値として、鋳片断面の高さ方向Ｈに対して、底面から３Ｈ／４位置が凝固完了するまでの冷却速度を３℃／ｍｉｎ以上とすることが有効である。
　ここで、浸炭用丸棒鋼材の直径Ｄの円形断面における表面からＤ／４深さ位置において面分析した最大Ｐ濃度については、後述する実施例に示した手法により測定する。
（実施例１）
　本例の浸炭用丸棒鋼材に係る実施例について説明する。
　本例では、表１に示すごとく、化学成分が異なる７種類の鋼材（試験Ａ１～Ａ７）を用いて浸炭用丸棒鋼材を作製し、各種評価を実施した。なお、Ｃｕ、Ｎｉ及びＭｏは積極添加元素ではないが、不純物として含有していたので、その分析値を示した。
Figure JPOXMLDOC01-appb-T000001
　各丸棒鋼材の母材は、量産設備である連続鋳造装置によって鋳塊を製造することにより、準備した。その際に、鋳塊の冷却速度の調整を行った。冷却速度の調整は、連続鋳造時の冷却水の水量の調整によって行った。冷却速度は、実測した鋳塊の表面温度変化をもとに、凝固シミュレーションを用い、底面から３／４Ｈ位置での冷却速度（液相線温度～固相線温度の範囲の平均冷却速度、液相線及び固相線温度は公知の経験式を用いて成分より推定）を計算により特定した。
　本例の丸棒鋼材は、上記鋳造方法により得られた鋳塊を直径φ７０ｍｍまで圧延して作製した。この丸棒鋼材から後述する試験片を採取して各評価を行った。
＜最大Ｐ濃度の測定＞
　丸棒鋼材の直径Ｄ（φ７０ｍｍ）に対して、外周面からＤ／４位置の断面において、２ｍｍ×２ｍｍの四角形範囲を、ＥＰＭＡ（ビーム径２μｍ）を用いて面分析し、その範囲内において最もＰ濃度の高い箇所を中心として、５０μｍ×５０μｍの四角形範囲におけるＰ濃度の平均値を、異なる１０断面で測定し、その１０データのうちの最大値を最大Ｐ濃度とした。測定結果は、表２に示す。
＜浸炭異常層の測定＞
　φ７０ｍｍ丸棒鋼材から、機械加工にてφ２０ｍｍの浸炭用試験片を作製し、ガス浸炭処理を施した。浸炭条件は、浸炭温度：９５０℃×２．５時間、Ｃｐ：０．８５の条件で浸炭処理した後、油冷して焼入れし、その後、１５０℃×１Ｈｒの焼き戻し処理を行う条件とした。
　浸炭処理後の試験片の断面を観察し、表層における浸炭異常層の深さを、周方向において３箇所で測定した。その平均値を浸炭異常層の値とした。測定結果は、表２に示す。
＜切削試験における境界摩耗量の測定＞
　φ７０ｍｍ丸棒鋼材を９００℃で１時間保持し、６００℃まで４時間かかる冷却速度で冷却後空冷を行なうという条件で、焼鈍処理を行った後に、６０ｍｍφの切削試験用試験片を作製し、旋盤により切削試験を行った。切削工具としては、Ｐ種の切削に適した工具を用いた。切削速度：２５０ｍ／ｍｉｎ、送り速度０．４ｍｍ／ｒｅｖ、切り込み：０．８ｍｍの試験条件で切削を行い、試験後に切削工具の摩耗量を測定した。測定は、切削工具の横逃げ面が試験片と接触しなくなる境界部（境界摩耗）にて行なった。そして、測定した摩耗量が０．２０ｍｍ以下の場合を合格と判断した。
＜グリーブルの絞り値の測定＞
　φ７０ｍｍ丸棒鋼材の圧延方向と垂直な方向に長手方向を有するφ８ｍｍ×５５ｍｍ長さのグリーブル試験片を切り出してグリーブル試験用試験片を作製した。この試験片は、φ７０ｍｍ丸棒鋼材の５か所の断面から５つ作製した。そして、試験数Ｎ＝５にてグリーブル試験機を用いて熱間引張試験を実施した。試験面の破断面の面積を測定し、試験前との面積の比をとり、５回の試験の内の最低値をグリーブルの絞り値とした。
Figure JPOXMLDOC01-appb-T000002
　表２からわかるように、試験Ａ１～Ａ４については、基本の化学成分組成及び式１～式３のすべてを満たす化学成分からなり、かつ、鋳造条件の適正化によって最大Ｐ濃度についても所望の要件も満たすものであった。これにより、試験Ａ１～Ａ４については、浸炭異常層の深さも３０μｍ以下で適正な範囲にあり、かつ、切削性に優れていることが確認できた。
　一方、試験Ａ５及びＡ７については、化学成分組成については問題ないものの、鋳造時の冷却速度が遅かったために、表面からＤ／４の最大Ｐ濃度が０．１５％を超えたことにより、グリーブルの絞り値が低くなり、熱間加工性が低下していることが確認できた。
　また、試験Ａ６は、個々の成分の範囲は満足しているが、式３を具備せず、ＭｎとＳの含有率バランスが適正でなかったため、表面からＤ／４の最大Ｐ濃度が０．１５％を超えたことにより、グリーブルの絞り値が低くなり、熱間加工性が低下していることが確認できた。
　実施例１における試験Ａ１～Ａ６の結果から、少なくとも、化学成分組成を、３つの式の条件（特に式３）も含めて適正に選定すると共に製造条件を適正化して表面からＤ／４の最大Ｐ濃度が０．１５％以下となるように積極的に調整することによって、グリーブルの絞り値が十分に高くなり、熱間加工性が優れるとともに、切削性も同時に優れる鋼材が得られることがわかる。
（実施例２）
　実施例１では、評価に量産設備を用い、特に冷却速度の影響によるＰ偏析の影響について調査した。しかし、量産設備では、成分の違いによる影響を細かく調査しにくいため、小規模の電気炉を用い、化学成分を変化させて多種類の鋼を溶製し、調査した実施例について、以下に説明する。
本例では、表３に示すごとく、化学成分が異なる１６種類の鋼材（試験Ｂ１～Ｂ１６）を用いて浸炭用丸棒鋼材を作製し、実施例１にて行った評価に加え、成分の違いによる浸炭後の強度への影響を調べるため、面疲労強度及び曲げ疲労強度の評価を追加して実施した。但し、鋼材の準備が連続鋳造によるものでないので、鋳造時の冷却速度による影響が大きいと思われる最大Ｐ濃度、グリーブル試験については、実施していない。なお、Ｃｕ、Ｎｉ及びＭｏについては、表１と同様に不純物として含有していた分析値を表３に示した。
Figure JPOXMLDOC01-appb-T000003
＜浸炭異常層の測定および切削試験における境界摩耗量の測定＞
　本例の丸棒鋼材は、上記鋳造方法により得られた鋳塊を直径φ７０ｍｍまで鍛伸して作製した。この丸棒鋼材から前述する試験片を採取して、浸炭異常層の測定及び切削試験における境界摩耗量の測定を行った。試験片の作成及び評価方法は実施例１と同様とした。
＜面疲労強度の評価＞
　上記鋳造方法により得られた鋳塊を用い、鍛伸によって直径φ３２ｍｍと直径φ１４０ｍｍの２種類の丸棒鋼材を準備した。φ３２ｍｍの丸棒鋼から直径が２６ｍｍ、幅（軸方向長さ）２８ｍｍの円筒部を有するローラー状小試験片（小ローラー）を機械加工により作製した。さらにφ１４０ｍｍの丸棒鋼から直径１３０ｍｍ、幅（軸方向長さ）１８ｍｍの円筒部を有するローラー状大試験片（大ローラー）を作製した。その後、これらの試験片に対して、後述するガス浸炭処理を施した後、試験供試面を除く部分について仕上げ加工した。
　各試験片に浸炭異常層の測定の場合と同条件でガス浸炭処理を施し、ローラーピッチング試験用の試験片とした。ローラーピッチング試験は、株式会社ニッコークリエート製ローラーピッチング試験機に、上記のように作製した小ローラー及び大ローラーを両者の間に所定の負荷応力をかけてセットして行った。面疲労限度は、小ローラーの回転が１０7回に達した時点において、折損せずに耐えうる負荷応力の最大値とした。試験条件は、回転数（小ローラー）：２０００ｒｐｍ、周速差：－４０％、潤滑剤：オートマチックトランスミッション用オイル、油温：１２０℃とした。従来品であるガス浸炭処理を施したＳＣＭ４２０と比較して、面疲労強度が同等以上の場合を合格（〇）とし、それ未満の場合を不合格（×）とした。評価結果は、後述する表４に示す。
＜曲げ疲労強度＞
　上記鋳造方法により得られた鋳塊を用い、鍛伸によって直径φ１５ｍｍの丸棒鋼材を準備した。この丸棒鋼材から平行部直径φ１０ｍｍの試験片を採取し、平行部にこれと直角方向の深さ１ｍｍの切欠き（切欠き係数：１．７８）を全周にわたって設けた回転曲げ疲労試験片を作製した。その後、各試験片に浸炭異常層の測定の場合と同条件でガス浸炭処理を施し、回転曲げ疲労試験片とした。
　回転曲げ疲労試験は、株式会社島津製作所製の小野式回転曲げ疲労試験装置（型番：Ｈ６型）に、上記のように作成した回転曲げ試験片をセットして、回転数３６００ｒｐｍで繰り返し曲げ応力を付与して行った。曲げ疲労限度は、繰り返し回数１０7回における疲労限度をＪＩＳ　Ｚ２２７４の基準に従って求めた。従来品であるガス浸炭処理を施したＳＣＭ４２０と比較して、曲げ疲労強度が同等以上の場合を合格（〇）とし、それ未満の場合を不合格（×）とした。評価結果は、後述する表４に示す。
Figure JPOXMLDOC01-appb-T000004
　表４からわかるように、試験Ｂ１～Ｂ１１は、化学成分組成が適正であるとともに、式１、式２及び式３のすべてを満足することから、すべての評価結果が良好な結果となった。
　一方、試験Ｂ１２は、基本の化学成分組成は具備するものの、式１を満たさず、浸炭異常層が深く、面疲労強度及び曲げ疲労強度が従来よりも悪化する結果となった。
　試験Ｂ１３は、Ｓｉ含有率が高すぎ、かつ、式１を満たさず、浸炭異常層が深く、面疲労強度及び曲げ疲労強度が従来よりも悪化する結果となった。
　試験Ｂ１４は、Ｓｉ含有率が低すぎ、かつ、式２を満たさず、切削性試験における境界摩耗量が増大する結果となった。
　試験Ｂ１５は、基本の化学成分組成は具備するものの、式２を満たさず、切削性試験における境界摩耗量が増大する結果となった。
　試験Ｂ１６は、Ｓ含有率が低すぎたことにより、切削性試験における境界摩耗量が増大する結果となった。

Claims (1)

  1. 　質量％において、Ｃ：０．１７～０．２８％、Ｓｉ：０．１５～０．２５％、Ｍｎ：０．７０～１．００％、Ｐ：０．０３０％以下、Ｓ：０．０１５～０．０３５％、Ｃｒ：１．３５～１．７５％、Ａｌ：０．０２０～０．０４０％、Ｎ：０．０１００～０．０２００％、を含有し、任意元素としてＮｂ：０．０１～０．１０％、任意元素としてＴｉ：０．０１～０．１０％、任意元素としてＢ：０．００１０～０．００４０％、を含有し、残部がＦｅ及び不可避的不純物からなる化学成分組成を有し、
    　下記式１～式３を満足し、
    　式１：（５Ｓｉ＋１．４Ｍｎ＋Ｃｒ）／Ｃ≦１８．６、
    　式２：４２Ｓｉ＋１１Ｍｎ＋１８（Ｃｕ＋Ｎｉ）＋２４Ｍｏ＋６００Ｎ－２００Ａｌ≧１８．３、
    　式３：Ｍｎ／Ｓ≧２８、
    （ただし、上記式１～式３における各元素記号は、各元素の含有質量％の値である。）
    　かつ、直径Ｄの円形断面における表面からＤ／４深さ位置において面分析した最大Ｐ濃度が０．１５％以下である、浸炭用丸棒鋼材。
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