JP2006052432A - 破断分離が容易な高強度コネクティングロッド用鍛造品の製造方法 - Google Patents

Abstract

【課題】エネルギー費，加工費，材料費，型費等の大量追加を行うことなく高耐力，高疲労強度が求められる連接部のみを効率良く高強度化し、破断分離が容易な高強度コネクティングロッド用鍛造品の製造方法を提供する。
【解決手段】質量％でC ：0.2〜0.6％，Si：0.05〜2％，Mn：0.3〜1.5％，P ：0.01〜0.2％，Cr：0.05〜1％，V ：0.02〜0.5％，N ：0.009〜0.03％を含み、残部Fe及び不可避的不純物から成る組成のフェライト・パーライト型非調質鋼を素材とし、熱間鍛造によりコネクティングロッド用の粗成形体を成形した後、その冷却過程において大端部に歪を加えることなく該粗成形体の連接部に対し形状矯正と歪時効のための加工とを兼ねたコイニング加工を２００〜７００℃の温間領域で且つ加工率３〜４０％で行い、連接部を高強度化する。
【選択図】 なし

Description

この発明はコネクティングロッド用鍛造品、詳しくは後において大端部で破断分離され且つその際の破断分離が容易で連接部の耐力に優れた高強度コネクティングロッド用鍛造品の製造方法に関する。

図６に一例を示す内燃往復エンジンのコネクティングロッド（以下コンロッド）２００は、従来その全体を鍛造で一体に成形加工し、そして必要に応じて仕上げの機械加工を施した後に分離部Ｐで機械加工により切断分離し、これにより小端部２０２と連接部２０４と大端部２０６の半体２０６Ａとを一体に有する本体側の第１部品と、大端部２０６の半体２０６Ｂから成る第２部品とに分離し、製造していた。
尚２０８は小端部２０２の円孔を、２１０は大端部２０６の円孔を表している。

しかしながら上記の従来の製造方法の場合、切断部分に切代として余分な材料を要するとともに、切断後に分離面を切削加工又は研磨加工等によって仕上加工を施していることから、多大な時間の浪費と価格の上昇をもたらしていた。
更にこのような方法ではいくらクランクシャフト組付前に精度良く加工を施したとしても、加工後に分解してクランクシャフトに組み付けるときに接合面で横滑りが生じ、組付精度即ち真円度（大端部２０６の円孔２１０の真円度）が悪化する問題があった。

このためノックピンを入れたり案内パイプを使用したりして横滑りを防止しているが、それでも十分な組付精度ないし組付状態での形状精度を確保できているわけではない。
またノックピンや案内パイプを設けることは価格の上昇をもたらすので好ましい方法とは言えない。

これらの問題を解決する一方法として、粉末焼結の手法を用いてコンロッドを製造する方法が提案されているが、この方法では粉末焼結プロセスが複雑なプロセスとなって生産性を阻害し、コスト低下の目的を達し得ない難点があった。

そこで近年、熱間鍛造によりコンロッドを最終形状に一体に鍛造加工した後、破断分離によって上記の第１部品と第２部品とに分離する方法が提案され、またそのための材料として破断分離が容易な熱間鍛造用非調質鋼が開発されている。

この方法で得られたコンロッドの分離面、即ち組付接合面は機械加工面とは異なってランダムな凹凸を有する破断面であるので、接合面での横滑りが生じず、従って精度良くこれを組み付けることができる。
またそのための材料として非調質鋼を用いた場合、焼入れ・焼戻し処理が不要であることから、コンロッドの製造工程，製造コストを低減することができる。

現在欧州ではこのような破断分離によってコンロッドを製造するための材料としてXC70（フランス基準）型の鋼が用いられている。
この鋼は米国特許5,135,587号等に紹介されており、ほぼ100％パーライト単一組織の鋼であって、質量％で0.6〜0.75％のCと0.2〜0.5％のMn，0.04〜0.12％のS（Mn／S＞３）とを含み、残部はFeと不可避不純物であり、不純物の含有率は1.2％を超えない化学組成のものである。

しかしながらこの鋼種は、専ら破断分離のし易さを主眼として開発された鋼種であり、従って上記のような破断分離には適しているものの、コンロッドとして必要な耐力や疲労強度が低く、更に被削性も悪いといった問題があり、自動車用部品としては適していない。
このため現在、疲労強度及び耐力に優れ、また被削性も良好で破断分離に適した鋼種の開発が進められている。

一方、近年のエンジン用コンロッドはコストダウンのため焼入れ焼戻し処理に代えてVやNbを添加した非調質鋼を素材として使用し、これを熱間鍛造した後制御冷却などにより冷却し、強度を付与して使用に供されている。

更にV添加等の成分調整よりも更なる高強度化を図るため、例えば下記特許文献１には、熱間加工後の冷却過程でAr_１点以下〜２００℃の温度域で歪を与え時効硬化させることで高強度を得る方法も提案されている。
しかしながら温間コイニングの際、破断部である大端部に歪を導入してしまうと冷却時に歪が回復しきれないため、破断後の大端部の再組付性が悪化してしまう。

また温間でコイニングを行った場合、鍛造後のコンロッド粗成形体の連接部形状が不均一な場合、温間加工で加えた歪が不均一に連接部に導入されるため、曲りの原因となってしまう。

本発明者等は、先に提出した特許願（特願２００３−２０７３９３：非公開）において、フェライト・パーライト型非調質鋼から成る素材を熱間鍛造してコネクティングロッド用の粗成形体に成形する際に、粗成形体を下記にて規定されるＡ，Ｂ，αがα／（Ａ＋Ｂ）≦0.05を満足する形状に成形し、その後に大端部に歪を加えることなく連接部のみ部分的に冷間コイニング加工及び高周波誘導加熱による時効処理を施す、破断分離が容易な高強度コネクティングロッド用鍛造品の製造方法を提案している。
Ａ：熱間鍛造後の粗成形体の上，下型の中心線で切断したときの一方の断面積
Ｂ：熱間鍛造後の粗成形体の上，下型の中心線で切断したときの他方の断面積
α：熱間鍛造後の粗成形体の上，下型の中心線で折り返したときのＡ部とＢ部とが重ならない部分の面積

この製造方法によれば、クラッキング性の確保及びコンロッドの曲り量低減を実現し、破断分離が容易な高強度コネクティングロッドを提供することが可能となる。

ところがこの方法の場合、部分的に冷間コイニング加工を施した連接部に対して高周波誘導加熱を行う際、加熱が不均一となりやすく、その影響で上記α／（Ａ＋Ｂ）を0.05以下としなければならない。

即ち連接部の形状を高い精度で均一化しておかなければならない。この場合熱間鍛造型の型精度を高く維持しなければならず、そのため型交換の頻度が高くなってこのことがコストアップの要因となる問題を生ずる。

加えてこの先願の方法では、粗成形体を熱間鍛造して室温まで冷却した後において、これとは別工程で冷間コイニング加工及びこれに続く高周波誘導加熱による時効処理を行うこと、即ちそれら工程を別工程として行うことを余儀なくされる問題がある。

特開２００３−５５７１４号公報

本発明は以上のような事情を背景とし、エネルギー費，加工費，材料費，型費等の大量追加を行うことなく、高耐力，高疲労強度が求められる連接部のみを効率良く高強度化し、破断分離が容易な高強度コネクティングロッド用鍛造品を提供することを目的としてなされたものである。

而して請求項１のものは、質量％で、C：0.2〜0.6％，Si：0.05〜2％，Mn：0.3〜1.5％，P：0.01〜0.2％，Cr：0.05〜1％，V：0.02〜0.5％，N：0.009〜0.03％を含み、残部Fe及び不可避的不純物から成る組成のフェライト・パーライト型非調質鋼を素材とし、熱間鍛造によりコネクティングロッド用の粗成形体を成形した後、その冷却過程において大端部に歪を加えることなく該粗成形体の連接部に対し形状矯正と歪時効のための加工とを兼ねたコイニング加工を２００〜７００℃の温間領域で且つ加工率３〜４０％で行い、該連接部を高強度化することを特徴とする。

請求項２のものは、請求項１において、前記フェライト・パーライト型非調質鋼の組成を質量％で、Pb：0.01〜0.30％，S：0.02〜0.2％，Te：0.002〜0.3％，Ca：0.0004〜0.01％，Bi：0.01〜0.30％の１種又は２種以上を更に含有した組成となしておくことを特徴とする。

請求項３のものは、請求項１，２の何れかにおいて、更に下記式（１）
0.74≦[C％]＋0.17[Si％]＋0.22[Mn％]＋[P％]＋0.25[Cr％]＋1.8[V％]≦1.59・・・式（１）
を満足することを特徴とする。

請求項４のものは、請求項１〜３の何れかにおいて、前記フェライト・パーライト型非調質鋼から成る素材を熱間鍛造してコネクティングロッド用の粗成形体に成形する際に、該粗成形体を下記にて規定されるＡ,Ｂ,αがα／（Ａ＋Ｂ）≦0.08を満足する形状に成形した後、前記冷却過程において該粗成形体の前記大端部に歪を加えることなく前記加工率で前記コイニング加工を前記連接部に加えることにより、該大端部を破断分離した後の再組付けの際の真円度を５００μｍ以下とすることを特徴とする。
Ａ：熱間鍛造後の粗成形体の上，下型の中心線で切断したときの一方の断面積
Ｂ：熱間鍛造後の粗成形体の上，下型の中心線で切断したときの他方の断面積
α：熱間鍛造後の粗成形体の上，下型の中心線で折り返したときのＡ部とＢ部とが重ならない部分の面積

発明の作用・効果

以上のように本発明は、C，Si，Mn，P，Cr，V，Nをそれぞれ所定量で含有させたフェライト・パーライト型非調質鋼を素材として、熱間鍛造によりコンロッド用の粗成形体を成形した後、その冷却過程において後に分割される大端部に歪を加えることなく、粗成形体の連接部に対して形状矯正と歪時効のための加工とを兼ねたコイニング加工２００〜７００℃の温間領域で、且つ加工率３〜４０％で行い、その後これを室温まで冷却して、連接部を歪時効により高強度化するもので、本発明では所定量以上のNを含有させたV添加型フェライト・パーライト型非調質鋼に対してV炭窒化物の析出による硬化と、コイニングにより導入された可動転位を浸入形固溶元素のN，Cで効率的に固着することによる硬化即ち歪時効硬化により、連接部の耐力を効果的に向上させることができる。

また本発明では熱間鍛造後、その冷却過程の温間領域でコイニング加工を行うため、連接部を均一な温度の下でコイニング加工及び歪時効させることができ、高周波誘導加熱のような不均一加熱に基づいて曲りを生ぜしめるといった問題を解決することが可能となるのに加えて、後において冷間コイニング加工及び高周波誘導加熱を別工程として行うことを余儀なくされるといった問題も併せて解決することが可能となる。

また後に破断分離される大端部に対しては歪を加えないため、冷却時に歪が回復しきれないことによって破断後の大端部の再組付性が悪化してしまう問題も解決することができる。

本発明においては、必要に応じてPb，S，Te，Ca，Biの１種又は２種以上を上記の量で非調質鋼に含有させておくことができ（請求項２）、これにより機械加工に際しての被削性を効果的に高めることができる。

本発明ではまた、請求項３に従い次の式（１）
0.74≦[C％]＋0.17[Si％]＋0.22[Mn％]＋[P％]＋0.25[Cr％]＋1.8[V％]≦1.59・・・式（１）
を満たすことで、冷間加工及び時効処理を施さない部位においても適切な硬さを得ることが可能となる。

本発明においては、熱間鍛造によりコンロッド用の粗成形体を成形するに際し、その粗成形体を請求項４に規定する形状に成形することで、連接部を部分的にコイニング加工した場合であってもコンロッドに曲りを生じ難くでき、曲り量を加工の取り代内に抑えることが可能となる。
またその後において大端部に歪を加えることなく、温間領域でコイニング加工を施すことから、大端部を破断分離した後の再組付けの際の大端部の円孔の真円度を５００μｍ以下に抑えることができる。

ここで真円度とは、破断分離・再組付け後の大端部の円孔において、最長距離をａ，最短距離をｂとしたとき、（ａ−ｂ）／２で表される値である。この真円度は後工程の機械加工代を考慮した場合、より小さい方が望ましい。

次に本発明の各化学成分等の限定理由について以下に説明する。
［Ｉ］成分限定理由
C：0.2〜0.6％
Cは鍛造品の強度を確保するのに有効な元素であり、このような効果を得るためには0.2％以上含有させることが必要である。
しかし多過ぎると硬さが高くなり、被削性が低下するので0.6％以下とする必要がある。

Si：0.05〜2％
Siは鋼溶製時において脱酸作用及び脱硫作用を有しているとともに、フェライト中に固溶してフェライトを強化することにより耐力を向上させる。
しかし多量の含有は硬さを高くし過ぎて被削性を劣化させるとともに、熱間加工性を劣化させるので2％以下とすることが必要である。

Mn：0.3〜1.5％
Cr：0.05〜1％
Mn，Crは鍛造材の強度を確保するのに有効な元素である。
しかしながら多量に添加すると鍛造後にベイナイトが生成し、硬さが著しく増加して被削性を低下させるため、それぞれの範囲をMn：0.3〜1.5％，Cr：0.05〜1％とする。

P：0.01〜0.2％
Pは粒界への偏析により靭性を低下させる元素として低く抑えるのが一般的であるが、破断分離を行う本発明においては、脆性破面率を高め、破断面の密着性を向上させる元素として非常に有効に作用するため積極的な添加を行う。
しかし多量に添加してもその効果が飽和する上、硬さを高くしてしまうため0.01〜0.2％とする。

V：0.02〜0.5％
本発明ではVを添加することを必須条件とする。一般にVは炭素や窒素と微細な炭窒化物を形成し、鍛造後の強度を高める元素であり、Vを添加することによって高強度化に対する要求を満たすことができる。
更に本発明では、２００〜７００℃の温間領域で施されるコイニング後の時効温度を４００℃以上とした場合、V炭窒化物の析出硬化で歪時効の回復現象による強度低下を防ぐため、一層の強度向上が可能となり、非常に有用な元素として作用する。
しかしながら0.5％より多く添加しても高強度化の効果は飽和し、さらに被削性を低下させるので上限を0.5％とする。

N：0.009〜0.03％
本発明ではNも非常に有効な元素として作用する。Nは２００〜７００℃の温間領域で施されるコイニングにより可動転位を固着し、効果的に耐力を向上させる。そしてこのような効果を得るためには0.009％以上含有させることが必要である。
一方多量に添加してもその効果は飽和するので、上限値0.03％までの範囲で添加量を選択する。

Pb：0.01〜0.30％
S ：0.02〜0.2％
Te：0.002〜0.3％
Ca：0.0004〜0.01％
Bi：0.01〜0.30％
Pb，S，Te，Ca，Biは何れも被削性を向上させるのに有効な元素であるので、鍛造品であるコンロッド粗成形体において被削性が更に良好であることが要求される場合には、必要に応じてこれらの内から選ばれる１種又は２種以上を適量添加するのも良い。
しかしながら添加量が多過ぎると熱間加工性を低下させるので、添加するとしてもPbは0.01〜0.30％，Sは0.02〜0.2％，Teは0.002〜0.3％，Caは0.0004〜0.01，Biは0.01〜0.30％とする。

式（１）：0.74≦[C％]＋0.17[Si％]＋0.22[Mn％]＋[P％]＋0.25[Cr％]＋1.8[V％]≦1.59
式（１）はコンロッド等として適切な強度を得るために必要な炭素当量（Ceq）を規定している。
一般に自動車エンジンに用いられるコンロッド硬さは２０〜３５ＨＲＣである。本発明は連接部の強度を向上させる製造方法に係るものであるが、それ以外の部位即ちコンロッド大端部，小端部も所定の強度が当然必要となる。
即ち硬さが２０ＨＲＣ以下では十分な強度が得られないとともに大端部の破断分離時の変形が大きく、破断分離工程が適用できなくなる。更に３５ＨＲＣ以上では大端部ボルト穴や小端部機械加工等の被削性が低下するためにコンロッドの加工に多大なコストを要する結果となる。このためコンロッド大端部，小端部の硬さは２０〜３５ＨＲＣに調整することが望ましい。
このような硬さを得るために式（１）を0.74〜1.59と規定する必要がある。

［II］コイニング条件
コイニングは、通常コンロッド粗成形体の連接部の形状を矯正するために行う加工であるが、本発明のコイニングでは単に形状を矯正するためだけに行うのではなく、コイニングする前より耐力を高くするために行う。

加工率：３〜４０％
本発明ではコイニング加工率を、３〜４０％の加工率で行う。
加工率が３％より低いと時効後の耐力の向上が不十分であるとともに、コイニングの本来の目的である形状矯正を十分に行うことができない。
またコイニング加工率が４０％を超えると耐力の向上が飽和するとともに加工率の増加により鍛造割れが発生する。

大端部に歪を導入しない
本発明は大端部に歪を導入しないことを特徴とする。
前記の通り、連接部に温間コイニングを加える際、大端部に歪を加えてしまうと、冷却時に回復しきれない残留歪が破断時に開放され結果として変形が生じ、分離した破面を突き合せたときに正確に合わないという問題が起きてしまい、破断分離性は悪化してしまう。
よって本発明は連接部のみ接触して温間コイニングを施すことにより大端部に歪を与えないことで、上記問題を解決する。

連接部形状：α／（Ａ＋Ｂ）≦0.08
（Ａ：熱間鍛造後の粗成形体の上，下型の中心線で切断したときの一方の断面積，Ｂ：熱間鍛造後の粗成形体の上，下型の中心線で切断したときの他方の断面積，α：熱間鍛造後の粗成形体の上，下型の中心線で折り返したときのＡ部とＢ部とが重ならない部分の面積）を満たすようにする。
前記の通り、温間コイニングの際に大端部に歪みを加えないように、大端部及び小端部に接触せず、連接部のみに接触するような状況で温間コイニングを行うと、連接部形状が不均一で温間コイニング時の接触面積に大きな差がある場合、連接部と温間コイニング加工用の型との不均一接触によりコンロッドに曲りが生じ易くなり、場合により加工の際の取り代を超えてしまい、部品として成立しなくなってしまう。

そのため、先願発明では熱間鍛造によりコンロッド用の粗成形体をα／（Ａ＋Ｂ）≦0.05に成形後、連接部に冷間コイニング加工及び高周波誘導加熱による時効処理を施すことによって、冷間コイニング時のプレスに対する不均一接触を抑えコンロッドの曲り量低減を実現し、加工の際の取り代を超えてしまい部品として成立しなくなってしまうことを防ぐことを可能にしたが、その粗成形体形状を得るために従来の２倍に型ズレ精度を上げる必要があった。

本発明は熱間鍛造後の冷却時に温度分布が均一なままコイニングを施すため、先願発明のように高周波誘導電流による不均一加熱の影響が無く、連接部形状のα／（Ａ＋Ｂ）の範囲を０．０８以下まで緩めても加工の際の取り代内に収めることが可能である。
つまり型ズレ精度を緩くすることができるため、型費低減効果が得られる。

破断後の再組付時の大端部加工面の真円度：５００μｍ以下
熱間鍛造、温間コイニング後のコンロッドを粗加工後、大端部加工面にノッチを入れ、破断分離後再組み付けした際に、大端部における円孔の真円度を規定する数値が大きい（つまり真円度が低い）と、その後の仕上げ加工の前に更なる粗加工を導入しなければならず、加工費の削減効果が減殺されてしまう。従って破断後の再組付時の大端部加工面の真円度は５００μｍ以下とする。

次に本発明の実施形態を以下に詳述する。
＜実施形態１＞
下記表１に示す成分組成の本発明例の鋼種及び比較例の鋼種を溶製した後造塊し、鍛造割れ及び鍛造欠陥が発生したものを除いて、熱間鍛造を行って５０ｍｍ角の鍛造素材とし、これを１２００℃で６０分間加熱保持した後、直径２２ｍｍの丸棒に熱間鍛造を行った。

更にその後の冷却過程でコンロッドの連接部に加えるコイニングに対応するものとして温度６００℃で１５％の加工を施し、再度室温まで放冷した。
これらの供試材から試験片を切り出して下記方法で硬さ,疲れ限度,０．０１％耐力,破断分離性を評価する破断伸び及び被削性を表すドリル加工能率の試験を行った。その結果を下記表１に併せて示す。

尚本発明例の鋼種及び比較例の鋼種には、表１に示す成分組成の他に鋼に通常含まれるCu：≦0.3％,Ni：≦0.25％,Mo：≦0.05％,S−Al：≦0.045％,O：≦0.005％の不純物が含まれている。

硬さは、上記コイニングに対応する温間加工後の各試験片の中心部におけるロックウェル硬度計のＣスケールで測定した。
疲れ限度は小野式回転曲げ疲労試験機によって測定した。
詳しくは平行部φ８ｍｍ平滑形状の小野式回転曲げ試験片を作製し、小野式回転曲げ試験によりＳＮ曲線を作成し、１０^７回の繰返数にて破断しない限度応力を疲れ限度とした。

破断分離特性はＪＩＳ Ｚ２２０１ １４Ａ号 引張試験片の長手方向中央部に幅１ｍｍ，深さ１ｍｍの環状の切欠きをレーザー加工により施した後、室温で引張試験を行い、その時の伸びを測定し、評価した。

０．０１％耐力は金属材料引張試験方法によって測定した。
ここで０．０１％耐力としたのは、コイニングに対応される塑性加工時に導入される可動転位の影響を明らかにするためである。
ドリル加工能率は供試材の被削性を評価するためのもので、工具：ＳＫＨ５１，送り：０．１ｍｍ／rev，穴深さ：１０ｍｍ，切削油：なし，工具寿命判定：切削不能の条件で測定し、本発明例鋼No.２を１００とした場合の相対評価とした。

上記表１に併せて示した結果からも明らかであるように、成分組成が本発明を満足する本発明例No.１〜１５では何れも高い強度を有しており、しかも被削性に優れているものであることが認められる。

これに対してC含有量が本発明より少ない比較例Ａは、ドリル加工能率が本発明例の被削性改善元素を含まないものより高かったが、硬さ，疲れ限度及び０．０１％耐力の何れも本発明例より大幅に低い。また、硬さが十分に出ないので破断伸びが大きくなり、破断分離後の密着性が確保できない。
C含有量又はSi含有量が本発明より多い比較例Ｂ及びＣは、硬さが高いために疲れ限度及び０．０１％耐力は何れも本発明例よりも高いが、硬さが高すぎるためにドリル加工能率が本発明例よりかなり低い。

Mn含有量又はCr含有量が本発明より多い比較例Ｄ及びＥは、ベイナイトが発生したため硬さがかなり高く、ドリル加工能率が本発明例よりかなり低い。

P含有量が本発明より多い比較例Ｆは鍛造割れが発生して試験片を作成することができなかった。
V含有量が本発明より多い比較例Ｇは硬さ，疲れ限度及び０．０１％耐力の何れも本発明例の平均値より高いが、硬さが高過ぎるためにドリル加工能率が本発明よりかなり低い。

N含有量が本発明より少ない比較例Ｈは歪時効の効果が小さく、ほぼ同等の硬さの発明例と較べて疲れ限度及び耐力が大幅に小さい。
N含有量が本発明より多い比較例Ｉは、鋳造欠陥が発生して試験片を作製することができなかった。

S含有量，Pb又はBi含有量が多い比較例Ｊ〜Ｋは、鍛造割れが発生して試験片を作製することができなかった。

＜実施形態２＞
上記実施形態においては、コンロッド連接部に加えるコイニングに対応する、温度６００℃，加工率１５％の場合の事例を示しているが、表1の発明例No.２の鋼種について、コイニングに対応する加工時の温度を変化させた場合の０．０１％耐力及び疲れ限度への影響を調べた。この結果を表２及び図１に示す。
尚表２には、熱間鍛造のままの状態における０．０１％耐力及び疲れ限度の測定結果も併せて示す。

表２及び図１から明らかであるように、加工時の温度が１００℃の場合では加工後の耐力が熱間鍛造のままのものと比較して十分でないことが分かる。
また２００℃以上の温度では熱間鍛造ままのもの以上に耐力，疲れ限度は向上していることが分かる。
但し８００℃では強度が低下する。このためコイニング加工時の温度は２００〜７００℃とすることが必要である。

表２ではコンロッド連接部に加えるコイニングに対応する加工率を１５％とし、加工温度の条件を変化させた場合の０．０１％耐力及び疲れ限度への影響を示したが、表３及び図２には０．０１％耐力，疲れ限度とも最も優れた値を示した加工温度４００℃の下で加工率を変化させたときの０．０１％耐力及び疲れ限度への影響も調査して、その結果を示した。

表３及び図２に示される通り、加工率：３％未満では熱間鍛造ままと比較して強度向上の効果が十分でないことが分かる。
また加工率４０％までは強度は向上するものの、５０％まで上げると逆に耐力が低下する。
実体コンロッド連接部へのコイニングを考えた場合、コイニングの目的である矯正作用は３％未満では非常に不安定となり、十分な効果が発揮されない。また、過度に加工率を大きくしても、強度への効果は飽和するのみでなく、コイニング加工時の割れ発生の原因ともなるので、加工率は３〜４０％とした。

次に表１の発明例No.２の鋼種を用いて実体コンロッドの鍛造試作を行い、熱間鍛造後に温間コイニング加工を行った際の温間コイニング後連接部形状と曲り量との関係を図３に示した。
このとき、各条件とも６００℃にて３０％の温間コイニングを施してある。また比較例として、熱間鍛造後冷間にて３０％のコイニング後、高周波誘導加熱（誘導電流）にて６００℃に加熱後２０秒保持を行ったものの連接部形状と曲り量の関係も示した。

ここで図３中の各発明例，比較例における連接部形状は下記の通りである。
比較例(1)：温間α／（Ａ＋Ｂ）＝0.10
比較例(2)：温間α／（Ａ＋Ｂ）＝0.19
発明例(1)：温間α／（Ａ＋Ｂ）＝0.08
発明例(2)：温間α／（Ａ＋Ｂ）＝0.05
比較例(3)：冷間α／（Ａ＋Ｂ）＝0.08
比較例(4)：冷間α／（Ａ＋Ｂ）＝0.05

尚図４において、１０は実体コンロッドを熱間鍛造したときの粗成形体の連接部を表しており、Ａは上，下型の中心線Ｘで切断したときの上型側の断面積を、Ｂは下型側の断面積を表している。
またαは、粗成形体の連接部１０を中心線Ｘで折り返したときのＡ部とＢ部とが重ならない部分の面積を表している。

連接部のみに接触し温間コイニング加工を加えた場合の前述α／（Ａ＋Ｂ）が０．０８より大きい場合（比較例(1)，(2)）は曲り量が加工取り代を超えて大きく、これに対して、α／（Ａ＋Ｂ）が０．０８以下の範囲内に収まっているもの（発明例(1)，発明例(2)）は、曲り量が加工取り代内となっている。α／（Ａ＋Ｂ）はできるだけ小さい方が望ましい。
一方冷間コイニング後に高周波誘導電流にて加熱する場合、どうしても不均一加熱となってしまうため、α／（Ａ＋Ｂ）を０．０５より小さくしなければ曲り量を加工取り代内に抑えることができない（比較例(3)，(4)参照）ので、曲りを防止するには温間コイニングのほうが有利であることが分かる。
尚発明例のコンロッドは熱間鍛造時の型ずれ精度を従来の１．３倍（比較例(4)に対しては０．６５倍）にすることによって作製した。

次に、表１の発明例No.７鋼種を用いて実体コンロッドの鍛造試験を行い、熱間鍛造後に温間コイニング加工を大端部及び小端部をクランプする方法と、しない方法の２通りで行った。
このとき、各条件とも６００℃にて３０％の温間コイニングを施してある。
更にこれらのコンロッドの大端部及び小端部を機械加工後、大端部加工面にノッチを導入し破断分離を行った。
破断分離後、再組み付けしたコンロッドの大端部加工面の真円度測定結果を図５に示す。

大端部クランプを行い、歪が導入されたものは冷却時に回復しきれない残留歪が破断時に開放され結果として変形が生じ、分離した破面を突き合せたときに正確に合わないという問題が起きてしまい真円度が悪化した。
大端部に歪が導入されないように温間コイニングされたもの（クランプ無しのもの）は、再組付け後の真円度を規定する数値が５００μｍ以下の範囲内に納まり、仕上げ加工のみで完成品とすることができた。
尚、規定範囲の真円度を得るために破断部の熱間鍛造後の冷却速度を従来の２倍に速めてある。

加工温度と0.01％耐力，疲れ限度との関係を表した図である。 加工率と0.01％耐力，疲れ限度との関係を表した図である。 コイニング加工後におけるα／（Ａ＋Ｂ）と曲り量との関係を表した示した図である。 α／（Ａ＋Ｂ）におけるα，Ａ，Ｂを表した図である。 実体コンロッド鍛造試験におけるコンロッドの大端部加工面の真円度測定結果を表した図である。 従来のコンロッドの一例を示す図である。

Claims (4)

1. 質量％で
   C ：0.2〜0.6％
   Si：0.05〜2％
   Mn：0.3〜1.5％
   P ：0.01〜0.2％
   Cr：0.05〜1％
   V ：0.02〜0.5％
   N ：0.009〜0.03％
   を含み、残部Fe及び不可避的不純物から成る組成のフェライト・パーライト型非調質鋼を素材とし、熱間鍛造によりコネクティングロッド用の粗成形体を成形した後、その冷却過程において大端部に歪を加えることなく該粗成形体の連接部に対し形状矯正と歪時効のための加工とを兼ねたコイニング加工を２００〜７００℃の温間領域で且つ加工率３〜４０％で行い、該連接部を高強度化することを特徴とする破断分離が容易な高強度コネクティングロッド用鍛造品の製造方法。
2. 請求項１において、前記フェライト・パーライト型非調質鋼の組成を質量％で
   Pb：0.01〜0.30％
   S ：0.02〜0.2％
   Te：0.002〜0.3％
   Ca：0.0004〜0.01％
   Bi：0.01〜0.30％
   の１種又は２種以上を更に含有した組成となしておくことを特徴とする破断分離が容易な高強度コネクティングロッド用鍛造品の製造方法。
3. 請求項１，２の何れかにおいて、更に下記式（１）
   0.74≦[C％]＋0.17[Si％]＋0.22[Mn％]＋[P％]＋0.25[Cr％]＋1.8[V％]≦1.59・・・式（１）
   を満足することを特徴とする破断分離が容易な高強度コネクティングロッド用鍛造品の製造方法。
4. 請求項１〜３の何れかにおいて、前記フェライト・パーライト型非調質鋼から成る素材を熱間鍛造してコネクティングロッド用の粗成形体に成形する際に、該粗成形体を下記にて規定されるＡ,Ｂ,αがα／（Ａ＋Ｂ）≦0.08を満足する形状に成形した後、前記冷却過程において該粗成形体の前記大端部に歪を加えることなく前記加工率で前記コイニング加工を前記連接部に加えることにより、該大端部を破断分離した後の再組付けの際の真円度を５００μｍ以下とすることを特徴とする破断分離が容易な高強度コネクティングロッド用鍛造品の製造方法。
   Ａ：熱間鍛造後の粗成形体の上，下型の中心線で切断したときの一方の断面積
   Ｂ：熱間鍛造後の粗成形体の上，下型の中心線で切断したときの他方の断面積
   α：熱間鍛造後の粗成形体の上，下型の中心線で折り返したときのＡ部とＢ部とが重ならない部分の面積

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