JP6477129B2 - Product member manufacturing method and product member - Google Patents
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Description
本発明は、製品部材の製造方法に関し、さらに詳しくは、浸炭焼入れを施す製品部材の製造方法に関する。また、本発明は製品部材に関する。 The present invention relates to a method for manufacturing a product member, and more particularly, to a method for manufacturing a product member to be carburized and quenched. The present invention also relates to a product member.
自動車や産業機械に使用される製品部材(例えば、機械構造部品)には、表面硬化処理の一種である浸炭焼入れが施されるものがある。 Some product members (for example, machine structural parts) used in automobiles and industrial machines are subjected to carburizing and quenching, which is a kind of surface hardening treatment.
浸炭焼入れを施す製品部材の製造方法としては、例えば次の方法が挙げられる。即ち、初めに、最終製品に近い形状の粗部材を製造する。製造された粗部材に対して、切削加工を施して、最終製品にさらに近い中間部材を製造する。中間部材に対して浸炭焼入れ、研削加工を順次施して、製品部材を得る。 As a manufacturing method of the product member which performs carburizing quenching, the following method is mentioned, for example. That is, first, a rough member having a shape close to the final product is manufactured. The manufactured rough member is cut to produce an intermediate member closer to the final product. Carburizing and quenching and grinding are sequentially performed on the intermediate member to obtain a product member.
通常、製品部材には、優れた疲労強度が要求される。疲労強度を高める技術は、特開平3−120313号公報(特許文献1)、特開平8−260125号公報(特許文献2)及び特開2007−210070号公報(特許文献3)に開示されている。 Usually, a product member is required to have excellent fatigue strength. Techniques for increasing fatigue strength are disclosed in JP-A-3-120313 (Patent Document 1), JP-A-8-260125 (Patent Document 2), and JP-A-2007-21070 (Patent Document 3). .
特許文献1には、鋼部材に、強度向上のためのショットピーニングを施し、さらにその極表層部を切削加工する技術が開示されている。特許文献1では、当該技術により、疲労特性及びショットピーニング加工部の被削性が向上する、とされている。 Patent Document 1 discloses a technique in which a steel member is subjected to shot peening for improving strength, and the extreme surface layer portion is further cut. In Patent Document 1, it is said that the fatigue characteristics and the machinability of the shot peening portion are improved by the technique.
特許文献2には、浸炭焼入れ及び焼戻しを施して表面硬化層を形成した後、表面硬化層を研削除去する技術が開示されている。特許文献2では、当該技術により、疲労強度が高まる、とされている。 Patent Document 2 discloses a technique of grinding and removing a surface hardened layer after carburizing and tempering to form a surface hardened layer. In Patent Document 2, the fatigue strength is increased by the technique.
特許文献3には、金属部材に対して、すくい面をネガティブ方向に30〜50°の範囲で傾けた工具を用いて旋削加工を施す技術が開示されている。特許文献3では、当該技術により、ショットピーニングのような工程を施さなくても、圧縮残留応力を付与して疲労強度を高めることができる、とされている。 Patent Document 3 discloses a technique for turning a metal member using a tool having a rake face inclined in a negative direction in a range of 30 to 50 °. In Patent Document 3, it is said that the fatigue strength can be increased by applying compressive residual stress without applying a process such as shot peening by the technique.
ところで、昨今の製品部材には、優れた耐摩耗性及び曲げ疲労強度がいずれも要求される。しかしながら、特許文献1〜特許文献3に開示された技術により得られる製品部材では、表層の組織が不適切であるという理由により、耐摩耗性及び疲労強度を両立させることが困難な場合がある。さらに、コスト面を考慮した場合には、切削加工時に工具摩耗を抑制することも望まれる。 By the way, both excellent wear resistance and bending fatigue strength are required for recent product members. However, in the product member obtained by the techniques disclosed in Patent Documents 1 to 3, it may be difficult to achieve both wear resistance and fatigue strength because the surface layer structure is inappropriate. Furthermore, in consideration of cost, it is also desired to suppress tool wear during cutting.
本発明は、上記事情に鑑みてなされたものであって、耐摩耗性及び疲労強度を両立できるとともに、切削加工時の工具摩耗を抑制できる(被削性に優れる)製品部材の製造方法を提供することを目的とする。また、本発明は、上記の諸特性を有する製品部材を提供することも併せて目的とする。 The present invention has been made in view of the above circumstances, and provides a manufacturing method of a product member that can achieve both wear resistance and fatigue strength and can suppress tool wear during cutting (excellent machinability). The purpose is to do. Another object of the present invention is to provide a product member having the above characteristics.
本発明者らは、切削加工時の切削摩耗を抑制でき、かつ、耐摩耗性、疲労強度及び被削性に優れた製品部材を得ることのできる製造方法について、鋭意検討した。その結果、製品部材の材料となる粗部材の化学組成と、浸炭後の金属組織及び硬さと、切削加工後の金属組織及び算術平均粗さと、を制御すれば、耐摩耗性、曲げ疲労強度及び被削性に優れた製品部材を製造できる、との知見を得た。以上の知見に基づき、本発明者らは発明を完成した。その要旨は以下のとおりである。 The inventors of the present invention have intensively studied a manufacturing method capable of suppressing a cutting wear during cutting and obtaining a product member excellent in wear resistance, fatigue strength, and machinability. As a result, by controlling the chemical composition of the rough member that is the material of the product member, the metal structure and hardness after carburizing, and the metal structure and arithmetic average roughness after cutting, wear resistance, bending fatigue strength and We have obtained knowledge that we can manufacture product parts with excellent machinability. Based on the above findings, the present inventors have completed the invention. The summary is as follows.
[1]質量%で、C:0.1〜0.3%、Si:0.25%以下、Mn:0.4〜2.0%、P:0.050%以下、S:0.005〜0.020%、Cr:0.4〜3.5%、Al:0.010〜0.050%、N:0.010〜0.025%及びO:0.003%以下を含有し、かつ、残部がFe及び不可避的不純物からなり、式(1)及び式(2)を満たす化学組成を有する鋼材を加工して粗部材を得る工程と、
上記粗部材に対して浸炭処理、恒温保持処理、焼入れ処理及び焼戻し処理を施して浸炭材を得る工程であって、
浸炭温度を900°以上1050℃以下とし、浸炭時のカーボンポテンシャルを0.7%以上1.1%以下とし、浸炭時間を60分以上240分以下とし、恒温保持温度を820℃以上870℃以下とし、恒温保持処理時のカーボンポテンシャルを0.7%以上0.9%以下とし、焼戻し温度を160℃以上200℃以下とし、焼戻し時間を60分以上180分以下とすることで、
上記浸炭材において、最終形態である製品部材の表面に相当する位置から20μmの深さ位置に相当する基準位置での組織が、マルテンサイトと体積率で12〜35%の残留オーステナイトとを含むとともに、上記マルテンサイト及び残留オーステナイト以外の他の相が体積率で3%以下となる工程と、
上記浸炭材に対して切削加工を施して製品部材を得る工程であって、
切削工具のすくい角を−30°超−5°以下とし、工具のノーズを0.4mm以上1.2mm以下とし、送りを0.1mm/rev超0.4mm/rev以下とし、切削速度を50m/分以上150m/分以下とし、切り込みを0.05mm以上0.2mm以下とすることで、
上記基準位置での組織において、残留オーステナイトの体積率が20%以下となり、切削前の残留オーステナイト体積率(RI)と切削後の残留オーステナイトの体積率(RF)から式(A)によって求められる残留オーステナイト減少率Δγが35%以上となり、表面の算術平均粗さRaが0.8μm以下となり、さらに切削加工時の工具摩耗が抑制される工程と、
を備える、製品部材の製造方法。
1.54×C+0.81×Si+1.59×Mn+1.65×Cr≧2.35 (1)
11.3≦−0.1×Si+15.2×Mn+7.0×Cr≦33.8 (2)
ここで、式(1)、(2)中の各元素記号には、各元素の含有量(質量%)が代入される。
Δγ=(RI−RF)/RI×100 (A)
[1] By mass%, C: 0.1 to 0.3%, Si: 0.25% or less, Mn: 0.4 to 2.0%, P: 0.050% or less, S: 0.005 -0.020%, Cr: 0.4-3.5%, Al: 0.010-0.050%, N: 0.010-0.025% and O: 0.003% or less, And the balance consists of Fe and unavoidable impurities, a process of obtaining a rough member by processing a steel material having a chemical composition satisfying the formulas (1) and (2),
Carburizing treatment, isothermal holding treatment, quenching treatment and tempering treatment for the rough member to obtain a carburized material,
The carburizing temperature is 900 ° C. or higher and 1050 ° C. or lower, the carbon potential during carburizing is 0.7% or higher and 1.1% or lower, the carburizing time is 60 minutes or longer and 240 minutes or shorter, and the constant temperature holding temperature is 820 ° C. or higher and 870 ° C. or lower. The carbon potential during the constant temperature holding treatment is 0.7% or more and 0.9% or less, the tempering temperature is 160 ° C. or more and 200 ° C. or less, and the tempering time is 60 minutes or more and 180 minutes or less.
In the carburized material, the structure at the reference position corresponding to the depth position of 20 μm from the position corresponding to the surface of the product member which is the final form contains martensite and residual austenite of 12 to 35% by volume ratio. , A step in which the phase other than the martensite and retained austenite is 3% or less by volume,
A process of obtaining a product member by cutting the carburized material,
The rake angle of the cutting tool is -30 ° to -5 ° or less, the tool nose is 0.4 mm to 1.2 mm, the feed is 0.1 mm / rev to 0.4 mm / rev and less, and the cutting speed is 50 m. / Min or more and 150 m / min or less, and the incision is 0.05 mm or more and 0.2 mm or less,
In the structure at the reference position, the volume fraction of retained austenite is 20% or less, and the residual austenite volume ratio (RI) before cutting and the residual austenite volume ratio (RF) after cutting are obtained by the formula (A). Austenite reduction rate Δγ is 35% or more, arithmetic mean roughness Ra of the surface is 0.8 μm or less, and further, tool wear during cutting is suppressed,
A method for manufacturing a product member.
1.54 × C + 0.81 × Si + 1.59 × Mn + 1.65 × Cr ≧ 2.35 (1)
11.3 ≦ −0.1 × Si + 15.2 × Mn + 7.0 × Cr ≦ 33.8 (2)
Here, the content (mass%) of each element is substituted for each element symbol in the formulas (1) and (2).
Δγ = (RI−RF) / RI × 100 (A)
[2] 上記鋼材が、Feの一部に代えて、Pb:0.5%以下を含有する、上記[1]に記載の製品部材の製造方法。 [2] The method for producing a product member according to the above [1], wherein the steel material contains Pb: 0.5% or less instead of part of Fe.
[3] 上記鋼材が、Feの一部に代えて、V及びTiからなる群から選択される1種以上を総含有量で0.1%以下含有する、上記[1]又は[2]に記載の製品部材の製造方法。 [3] In the above [1] or [2], the steel material contains one or more selected from the group consisting of V and Ti instead of a part of Fe in a total content of 0.1% or less. The manufacturing method of the product member of description.
[4] 上記鋼材が、Feの一部に代えて、Mo:3.0%以下、Ni:2.5%以下からなる群から選択される1種以上を含有し、かつ、式(1)及び式(2)に代えて、式(3)及び式(4)を満たす、上記[1]から[3]のいずれか1つに記載の製品部材の製造方法。
1.54×C+0.81×Si+1.59×Mn+1.65×Cr+1.77×Mo+0.63×Ni≧2.35 (3)
11.3≦−0.1×Si+15.2×Mn+7.0×Cr+6.7×Mo+6.2×Ni≦33.8 (4)
ここで、式(3)、(4)中の各元素記号には、各元素の含有量(質量%)が代入される。
[4] The steel material contains at least one selected from the group consisting of Mo: 3.0% or less and Ni: 2.5% or less, instead of a part of Fe, and the formula (1) The method for producing a product member according to any one of [1] to [3], wherein the formula (3) and the formula (4) are satisfied instead of the formula (2).
1.54 × C + 0.81 × Si + 1.59 × Mn + 1.65 × Cr + 1.77 × Mo + 0.63 × Ni ≧ 2.35 (3)
11.3 ≦ −0.1 × Si + 15.2 × Mn + 7.0 × Cr + 6.7 × Mo + 6.2 × Ni ≦ 33.8 (4)
Here, the content (mass%) of each element is substituted for each element symbol in the formulas (3) and (4).
[5] 質量%で、C:0.1〜0.3%、Si:0.25%以下、Mn:0.4〜2.0%、P:0.050%以下、S:0.005〜0.020%、Cr:0.4〜3.5%、Al:0.010〜0.050%、N:0.010〜0.025%及びO:0.003%以下を含有し、かつ、残部がFe及び不可避的不純物からなり、式(5)及び式(6)を満たす化学組成を有し、
表層部のC含有量が0.6〜1.0%であり、
表面から20μmの深さ位置での組織がマルテンサイトと残留オーステナイトとの合計で97%以上であり、
表面から200μm深さまでの範囲における最大残留オーステナイト体積率が10〜30%であり、
上記深さ位置での、残留オーステナイト体積率(R2)と、最大残留オーステナイト体積率(R1)から式(B)によって求められる予想残留オーステナイト減少率Δγpが20%以上であり、
表面に厚さ1〜15μmの塑性流動組織を有し、
表面の算術平均粗さRaが0.8μm以下である、
ことを特徴とする、製品部材。
1.54×C+0.81×Si+1.59×Mn+1.65×Cr≧2.35 (5)
11.3≦−0.1×Si+15.2×Mn+7.0×Cr≦33.8 (6)
ここで、式(5)、(6)中の各元素記号には、各元素の含有量(質量%)が代入される。
Δγp=(R1−R2)/R1×100 (B)
[5] By mass%, C: 0.1 to 0.3%, Si: 0.25% or less, Mn: 0.4 to 2.0%, P: 0.050% or less, S: 0.005 -0.020%, Cr: 0.4-3.5%, Al: 0.010-0.050%, N: 0.010-0.025% and O: 0.003% or less, And the balance consists of Fe and inevitable impurities, and has a chemical composition satisfying the formulas (5) and (6),
C content of the surface layer part is 0.6 to 1.0%,
The structure at a depth of 20 μm from the surface is 97% or more in total of martensite and retained austenite,
The maximum retained austenite volume fraction in the range from the surface to a depth of 200 μm is 10 to 30%,
The expected retained austenite reduction rate Δγp determined by the formula (B) from the retained austenite volume ratio (R2) and the maximum retained austenite volume ratio (R1) at the depth position is 20% or more,
It has a plastic flow structure with a thickness of 1 to 15 μm on the surface,
The arithmetic average roughness Ra of the surface is 0.8 μm or less,
A product member characterized by that.
1.54 × C + 0.81 × Si + 1.59 × Mn + 1.65 × Cr ≧ 2.35 (5)
11.3 ≦ −0.1 × Si + 15.2 × Mn + 7.0 × Cr ≦ 33.8 (6)
Here, the content (mass%) of each element is substituted for each element symbol in the formulas (5) and (6).
Δγp = (R1−R2) / R1 × 100 (B)
[6]Feの一部に代えて、Pb:0.5%以下を含有する、上記[5]に記載の製品部材。 [6] The product member according to the above [5], which contains Pb: 0.5% or less instead of part of Fe.
[7]Feの一部に代えて、V及びTiからなる群から選択される1種以上を総含有量で0.1%以下含有する、上記[5]又は[6]に記載の製品部材。 [7] The product member according to the above [5] or [6], which contains, in place of a part of Fe, one or more selected from the group consisting of V and Ti in a total content of 0.1% or less .
[8]Feの一部に代えて、Mo:3.0%以下、Ni:2.5%以下からなる群から選択される1種以上を含有し、式(5)及び式(6)に代えて、式(7)及び式(8)を満たす、上記[5]から[7]のいずれか1つに記載の製品部材。
1.54×C+0.81×Si+1.59×Mn+1.65×Cr+1.77×Mo+0.63×Ni≧2.35 (7)
11.3≦−0.1×Si+15.2×Mn+7.0×Cr+6.7×Mo+6.2×Ni≦33.8 (8)
ここで、式(7)、(8)中の各元素記号には、各元素の含有量(質量%)が代入される。
[8] Instead of a part of Fe, containing at least one selected from the group consisting of Mo: 3.0% or less, Ni: 2.5% or less, and in formula (5) and formula (6) Instead, the product member according to any one of [5] to [7], which satisfies formula (7) and formula (8).
1.54 × C + 0.81 × Si + 1.59 × Mn + 1.65 × Cr + 1.77 × Mo + 0.63 × Ni ≧ 2.35 (7)
11.3 ≦ −0.1 × Si + 15.2 × Mn + 7.0 × Cr + 6.7 × Mo + 6.2 × Ni ≦ 33.8 (8)
Here, the content (mass%) of each element is substituted for each element symbol in the formulas (7) and (8).
[9] 鋼材に対して、浸炭焼入れ焼戻し及び切削加工を施して得られた、上記[5]から[8]のいずれか1つに記載の製品部材。 [9] The product member according to any one of [5] to [8] obtained by carburizing, quenching, and tempering and cutting the steel material.
本発明に係る製品部材の製造方法では、製品部材の材料となる粗部材の化学組成を調整することを前提に、特に、焼入れ後の浸炭材の金属組織及び硬さと、切削加工後の製品部材の金属組織及び算術平均粗さと、について改良を加えている。その結果、本発明に係る製品部材の製造方法によれば、耐摩耗性、曲げ疲労強度及び被削性に優れた製品部材を得ることができる。 In the manufacturing method of the product member according to the present invention, on the assumption that the chemical composition of the rough member which is the material of the product member is adjusted, in particular, the metal structure and hardness of the carburized material after quenching, and the product member after cutting Improvements have been made to the metal structure and arithmetic average roughness. As a result, according to the product member manufacturing method of the present invention, a product member excellent in wear resistance, bending fatigue strength, and machinability can be obtained.
以下、図面を参照して、本発明の実施の形態(以下、単に「実施形態」と称する場合がある)を詳細に説明する。これらの実施形態は、本発明を限定するものではない。また、上記実施形態の構成要素には、当業者が置換可能かつ容易なもの、或いは実質的に同一のものが含まれる。さらに、上記実施形態に含まれる各種形態は、当業者が自明の範囲内で任意に組み合わせることができる。なお、図中、同一又は相当する部材には、同一符号を付してその説明は繰り返さない。 Hereinafter, embodiments of the present invention (hereinafter, simply referred to as “embodiments”) will be described in detail with reference to the drawings. These embodiments do not limit the present invention. The constituent elements of the above embodiment include those that can be easily replaced by those skilled in the art or those that are substantially the same. Furthermore, various forms included in the above-described embodiments can be arbitrarily combined within a range obvious to those skilled in the art. In the drawings, the same or corresponding members are denoted by the same reference numerals and description thereof will not be repeated.
<製品部材の製造方法>
本実施形態の製品部材の製造方法は、鋼材を加工して粗部材を得る工程(粗部材製造工程)と、粗部材に対して浸炭処理、恒温保持処理、焼入れ処理及び焼戻し処理を施して浸炭材を得る工程(浸炭材製造工程)と、浸炭材に対して切削加工を施して製品部材を得る工程(製品部材製造工程)とを含む。
<Production member manufacturing method>
The manufacturing method of the product member of the present embodiment includes a step of processing a steel material to obtain a rough member (a rough member manufacturing step), and carburizing, constant temperature holding, quenching, and tempering of the rough member. A process of obtaining a material (carburized material manufacturing process) and a process of cutting the carburized material to obtain a product member (product member manufacturing process).
[粗部材製造工程]
本工程では、製品部材の形状に近い所望の形状を有する粗部材を製造する。初めに、鋼材を準備する。
[Coarse member manufacturing process]
In this step, a rough member having a desired shape close to the shape of the product member is manufactured. First, a steel material is prepared.
(鋼材の化学組成(必須要件))
鋼材は以下の化学組成を有する。なお、以下に示す各元素の割合(%)は全て質量%を意味する。
(Chemical composition of steel (required requirement))
The steel material has the following chemical composition. In addition, the ratio (%) of each element shown below means mass%.
C:0.1〜0.3%
炭素(C)は、製品部材の強度(特に芯部の強度)を高める。C含有量が低すぎれば、この効果が得られない。一方、C含有量が高すぎれば、鋼材の強度が高くなりすぎ、粗部材の被削性が低下する。従って、C含有量は0.1〜0.3%である。C含有量の好ましい下限は0.15%である。C含有量の好ましい上限は0.25%である。
C: 0.1 to 0.3%
Carbon (C) increases the strength of the product member (particularly the strength of the core). If the C content is too low, this effect cannot be obtained. On the other hand, if the C content is too high, the strength of the steel material becomes too high, and the machinability of the rough member decreases. Therefore, the C content is 0.1 to 0.3%. The minimum with preferable C content is 0.15%. The upper limit with preferable C content is 0.25%.
Si:0.25%以下
シリコン(Si)は浸炭焼入れ及び焼戻し後の切削加工時に、工具と反応して凝着摩耗を引き起こす。そのため、Siは、工具摩耗を増大させる。従って、Si含有量は0.25%以下である。Si含有量の好ましい上限は0.15%である。
Si: 0.25% or less Silicon (Si) reacts with the tool and causes adhesive wear during cutting after carburizing and tempering. Therefore, Si increases tool wear. Therefore, the Si content is 0.25% or less. The upper limit with preferable Si content is 0.15%.
Mn:0.4〜2.0%
マンガン(Mn)は、鋼の焼入れ性を高めるとともに、鋼中の残留オーステナイトを増加させる。Mnを含有するオーステナイトは、Mnを含有しないオーステナイトと比較して、切削加工時に加工誘起マルテンサイト変態しやすい。その結果、製品部材の耐摩耗性及び曲げ疲労強度が高まる。Mn含有量が低すぎれば、この効果が得られない。一方、Mn含有量が高すぎれば、浸炭焼入れ及び焼戻し後の残留オーステナイトが過剰となる。そのため、切削加工時に十分な加工誘起マルテンサイト変態が発生せず、切削加工後も残留オーステナイトが減少しにくい。その結果、切削加工後の製品部材の耐摩耗性及び曲げ疲労強度が低下する。従って、Mn含有量は0.4〜2.0%である。Mn含有量の好ましい下限0.8%である。Mn含有量の好ましい上限は1.8%である。
Mn: 0.4 to 2.0%
Manganese (Mn) increases the hardenability of the steel and increases retained austenite in the steel. Compared to austenite not containing Mn, austenite containing Mn is likely to undergo work-induced martensitic transformation during cutting. As a result, the wear resistance and bending fatigue strength of the product member are increased. If the Mn content is too low, this effect cannot be obtained. On the other hand, if the Mn content is too high, residual austenite after carburizing and tempering becomes excessive. Therefore, sufficient work-induced martensitic transformation does not occur during cutting, and residual austenite is less likely to decrease after cutting. As a result, the wear resistance and bending fatigue strength of the product member after cutting are reduced. Therefore, the Mn content is 0.4 to 2.0%. The preferable lower limit of the Mn content is 0.8%. The upper limit with preferable Mn content is 1.8%.
P:0.050%以下
燐(P)は不純物である。Pは、粒界に偏析して鋼を脆化する。従って、P含有量は0.050%以下である。P含有量の好ましい上限は0.030%である。P含有量はなるべく低い方がよい。
P: 0.050% or less Phosphorus (P) is an impurity. P segregates at the grain boundaries and embrittles the steel. Therefore, the P content is 0.050% or less. The upper limit with preferable P content is 0.030%. The P content should be as low as possible.
S:0.005〜0.020%
硫黄(S)は、Mnと結合してMnSを形成し、被削性を高める。S含有量が低すぎれば、この効果が得られない。一方、S含有量が高すぎれば、粗大なMnSを形成して、鋼の熱間加工性、冷間加工性、耐摩耗性及び曲げ疲労強度が低下する。従って、S含有量は0.005〜0.020%である。S含有量の好ましい下限は0.008%である。S含有量の好ましい上限は0.015%である。
S: 0.005-0.020%
Sulfur (S) combines with Mn to form MnS and enhances machinability. If the S content is too low, this effect cannot be obtained. On the other hand, if the S content is too high, coarse MnS is formed, and the hot workability, cold workability, wear resistance, and bending fatigue strength of the steel are reduced. Therefore, the S content is 0.005 to 0.020%. A preferable lower limit of the S content is 0.008%. The upper limit with preferable S content is 0.015%.
Cr:0.4〜3.5%
クロム(Cr)は鋼の焼入れ性を高め、さらに、残留オーステナイトを増加させる。Cr含有量が低すぎれば、この効果が得られない。一方、Cr含有量が高すぎれば、浸炭焼入れ及び焼戻し後の残留オーステナイトが過剰となる。この場合、製品部材製造工程における切削加工時に十分な加工誘起マルテンサイト変態が発生せず、切削加工後も残留オーステナイトが減少しにくい。その結果、製品部材の耐摩耗性及び曲げ疲労強度が低下する。従って、Cr含有量は0.4〜3.5%である。Cr含有量の好ましい下限は0.5%である。Cr含有量の好ましい上限は3.1%である。
Cr: 0.4 to 3.5%
Chromium (Cr) increases the hardenability of the steel and further increases the retained austenite. If the Cr content is too low, this effect cannot be obtained. On the other hand, if the Cr content is too high, the retained austenite after carburizing and tempering becomes excessive. In this case, sufficient machining-induced martensite transformation does not occur during cutting in the product member manufacturing process, and residual austenite is less likely to decrease after cutting. As a result, the wear resistance and bending fatigue strength of the product member are reduced. Therefore, the Cr content is 0.4 to 3.5%. A preferable lower limit of the Cr content is 0.5%. The upper limit with preferable Cr content is 3.1%.
Al:0.010〜0.050%
アルミニウム(Al)は鋼を脱酸する。Alはさらに、Nと結合してAlNを形成し、結晶粒を微細化する。その結果、鋼の強度が高まる。Al含有量が低すぎれば、この効果は得られない。一方、Al含有量が高すぎれば、硬質で粗大なAl2O3が生成して、鋼の被削性が低下し、さらに、耐摩耗性及び曲げ疲労強度も低下する。従って、Al含有量は0.010〜0.050%である。Al含有量の好ましい下限は0.020%である。Al含有量の好ましい上限は0.040%である。
Al: 0.010 to 0.050%
Aluminum (Al) deoxidizes steel. Al is further combined with N to form AlN, and the crystal grains are refined. As a result, the strength of the steel is increased. If the Al content is too low, this effect cannot be obtained. On the other hand, if the Al content is too high, hard and coarse Al 2 O 3 is produced, the machinability of the steel is lowered, and the wear resistance and bending fatigue strength are also lowered. Therefore, the Al content is 0.010 to 0.050%. The minimum with preferable Al content is 0.020%. The upper limit with preferable Al content is 0.040%.
N:0.010〜0.025%
窒素(N)は窒化物を形成して結晶粒を微細化し、鋼の曲げ疲労強度を高める。N含有量が低すぎれば、この効果が得られない。一方、N含有量が高すぎれば、粗大な窒化物が生成して鋼の靱性が低下する。従って、N含有量は0.010〜0025%である。N含有量の好ましい下限は0.012%である。N含有量の好ましい上限は0.020%である。
N: 0.010 to 0.025%
Nitrogen (N) forms nitrides to refine crystal grains and increases the bending fatigue strength of steel. If the N content is too low, this effect cannot be obtained. On the other hand, if the N content is too high, coarse nitrides are generated and the toughness of the steel is reduced. Therefore, the N content is 0.010 to 0025%. The minimum with preferable N content is 0.012%. The upper limit with preferable N content is 0.020%.
O:0.003%以下
酸素(O)は不純物である。OはAlと結合して硬質な酸化物系介在物を形成する。酸化物系介在物は鋼の被削性を低下させ、耐摩耗性及び曲げ疲労強度も低下させる。従って、O含有量は0.003%以下である。O含有量はなるべく低い方がよい。
O: 0.003% or less Oxygen (O) is an impurity. O combines with Al to form hard oxide inclusions. Oxide inclusions reduce the machinability of steel and also reduce the wear resistance and bending fatigue strength. Accordingly, the O content is 0.003% or less. The lower the O content, the better.
上記鋼材の化学組成の残部はFe及び不可避的不純物である。不可避的不純物とは、鋼の原料として利用される鉱石やスクラップ、又は、製造工程の環境等から混入する成分であって、鋼材に意図的に含有させた成分ではない成分を意味する。 The balance of the chemical composition of the steel material is Fe and inevitable impurities. The inevitable impurities mean components that are mixed from ore and scrap used as a raw material of steel, or the environment of the manufacturing process, and are not components intentionally included in steel materials.
(各元素の含有量の関係(必須要件))
鋼材を構成する各元素の含有量の関係は、以下に示す式(1)及び式(2)を満たす。
1.54×C+0.81×Si+1.59×Mn+1.65×Cr≧2.35 (1)
11.3≦−0.1×Si+15.2×Mn+7.0×Cr≦33.8 (2)
ここで、式(1)、(2)中の各元素記号には、各元素の含有量(質量%)が代入される。
(Relationship of the content of each element (required requirement))
The relationship of the content of each element constituting the steel material satisfies the following expressions (1) and (2).
1.54 × C + 0.81 × Si + 1.59 × Mn + 1.65 × Cr ≧ 2.35 (1)
11.3 ≦ −0.1 × Si + 15.2 × Mn + 7.0 × Cr ≦ 33.8 (2)
Here, the content (mass%) of each element is substituted for each element symbol in the formulas (1) and (2).
式(1)について
F1=1.54×C+0.81×Si+1.59×Mn+1.65×Crと定義する。F1は、鋼の焼入れ性を表すパラメータである。F1が低すぎれば、鋼の焼入れ性が低くなる。この場合、強度の低いフェライト及びパーライトが生成し、製品部材の耐摩耗性及び曲げ疲労強度が低下する。従って、F1は2.35以上である。F1の好ましい下限は3.0である。F1の上限は、製品部材の靭性確保のため8.0とすることが好ましい。
About Formula (1) It defines as F1 = 1.54 * C + 0.81 * Si + 1.59 * Mn + 1.65 * Cr. F1 is a parameter representing the hardenability of steel. If F1 is too low, the hardenability of the steel will be low. In this case, ferrite and pearlite having low strength are generated, and the wear resistance and bending fatigue strength of the product member are lowered. Therefore, F1 is 2.35 or more. A preferred lower limit of F1 is 3.0. The upper limit of F1 is preferably set to 8.0 to ensure the toughness of the product member.
式(2)について
F2=−0.1×Si+15.2×Mn+7.0×Crと定義する。F2は、オーステナイトの安定度を表すパラメータである。F2が低すぎれば、製品部材の耐摩耗性が低くなる。一方、F2が高すぎれば、浸炭焼入れ及び焼戻し後の残留オーステナイトが過剰となる。この場合、切削加工時に加工誘起マルテンサイト変態が発生しない。そのため、製品部材の耐摩耗性及び曲げ疲労強度が低下する。従って、F2は11.3以上33.8以下である。F2の好ましい下限は12.0である。F2の好ましい上限は33.0である。
About Formula (2) It defines as F2 = -0.1 * Si + 15.2 * Mn + 7.0 * Cr. F2 is a parameter representing the stability of austenite. If F2 is too low, the wear resistance of the product member will be low. On the other hand, if F2 is too high, residual austenite after carburizing and tempering becomes excessive. In this case, processing-induced martensitic transformation does not occur during cutting. Therefore, the wear resistance and bending fatigue strength of the product member are reduced. Therefore, F2 is 11.3 or more and 33.8 or less. A preferred lower limit of F2 is 12.0. The preferable upper limit of F2 is 33.0.
(鋼材の化学組成(任意選択的要件))
鋼材はさらに、Feの一部に代えて、Pbを含有してもよい。
(Chemical composition of steel (optional requirement))
The steel material may further contain Pb instead of part of Fe.
Pb:0.5%以下
鉛(Pb)は任意選択的元素であり、含有されていなくてもよい。含有される場合、工具摩耗の低下及び切り屑処理性の向上が実現される。しかしながら、Pb含有量が高すぎれば、鋼の強度及び靱性が低下し、耐摩耗性及び曲げ疲労強度も低下する。従って、Pb含有量は0.5%以下とすることが好ましい。Pb含有量のさらに好ましい上限は0.4%である。なお、上記の効果を得るためにはPb含有量を0.03%以上とすることが好ましい。
Pb: 0.5% or less Lead (Pb) is an optional element and may not be contained. When contained, reduction in tool wear and improvement in chip disposal are realized. However, if the Pb content is too high, the strength and toughness of the steel decrease, and the wear resistance and bending fatigue strength also decrease. Therefore, the Pb content is preferably 0.5% or less. A more preferable upper limit of the Pb content is 0.4%. In addition, in order to acquire said effect, it is preferable to make Pb content 0.03% or more.
鋼材はさらに、Feの一部に代えて、V及びTiからなる群から選択される1種以上を含有してもよい。 The steel material may further contain one or more selected from the group consisting of V and Ti instead of a part of Fe.
V及びTi:総含有量で0.1%以下
バナジウム(V)及びチタン(Ti)は任意選択的元素であり、含有されていなくてもよい。これらの元素は、C及びNと結合して、析出物を形成する。これらの元素の析出物は、AlNによる焼入れ部の結晶粒微細化を補完する。これらの元素の析出物は、製品部材の耐摩耗性を高める。しかしながら、これらの元素の総含有量が0.1%を超えれば、析出物が粗大化し、曲げ疲労強度及び被削性が低下する。従って、V及びTiの総含有量は0.1%以下であることが好ましい。任意選択的元素として、V及びTiのいずれか1種以上が含有されれば、上記効果が得られる。V及びTiの総含有量のさらに好ましい上限は0.08%である。V及びTiの総含有量の好ましい下限は0.01%である。
V and Ti: 0.1% or less in total content Vanadium (V) and titanium (Ti) are optional elements and may not be contained. These elements combine with C and N to form precipitates. Precipitates of these elements complement the grain refinement of the quenched part by AlN. Precipitates of these elements increase the wear resistance of the product member. However, if the total content of these elements exceeds 0.1%, the precipitates become coarse, and the bending fatigue strength and machinability decrease. Therefore, the total content of V and Ti is preferably 0.1% or less. If any one or more of V and Ti is contained as an optional element, the above effect can be obtained. A more preferable upper limit of the total content of V and Ti is 0.08%. The minimum with preferable total content of V and Ti is 0.01%.
鋼材はさらに、Feの一部に代えて、Mo及びNiからなる群から選択される1種以上を含有してもよい。これらの元素はいずれも、鋼の焼入れ性を高め、残留オーステナイトを増加させる。 The steel material may further contain one or more selected from the group consisting of Mo and Ni instead of a part of Fe. All of these elements increase the hardenability of the steel and increase the retained austenite.
Mo:3.0%以下
モリブデン(Mo)は任意選択的元素であり、含有されていなくてもよい。含有される場合、Moは鋼の焼入れ性を高め、残留オーステナイトを増加させる。Moはさらに、焼戻し軟化抵抗を高め、耐摩耗性を高める。しかしながら、Mo含有量が高すぎれば、浸炭焼入れ及び焼戻し後の残留オーステナイトが過剰となる。この場合、切削加工時に十分な加工誘起マルテンサイト変態が発生しない。その結果、製品部材の耐摩耗性が低下する。従って、Mo含有量は3.0%以下とすることが好ましい。Mo含有量のさらに好ましい上限は2.0%である。Mo含有量の好ましい下限は0.1%である。
Mo: 3.0% or less Molybdenum (Mo) is an optional element and may not be contained. When contained, Mo increases the hardenability of the steel and increases the retained austenite. Mo further increases temper softening resistance and wear resistance. However, if the Mo content is too high, residual austenite after carburizing and tempering becomes excessive. In this case, sufficient work-induced martensitic transformation does not occur during cutting. As a result, the wear resistance of the product member is reduced. Therefore, the Mo content is preferably 3.0% or less. A more preferable upper limit of the Mo content is 2.0%. A preferable lower limit of the Mo content is 0.1%.
Ni:2.5%以下
ニッケル(Ni)は任意選択的元素であり、含有されていなくてもよい。含有される場合、Niは鋼の焼入れ性を高め、残留オーステナイトを増加させる。Niはさらに、鋼の靱性を高める。しかしながら、Ni含有量が高すぎれば、浸炭焼入れ及び焼戻し後の残留オーステナイトが過剰となる。この場合、焼戻し後の切削加工時に十分な加工誘起マルテンサイト変態が発生しない。その結果、製品部材の耐摩耗性が低下する。従って、Ni含有量は2.5%以下であることが好ましい。Ni含有量のさらに好ましい上限は2.0%である。Ni含有量の好ましい下限は0.1%である。
Ni: 2.5% or less Nickel (Ni) is an optional element and may not be contained. When contained, Ni increases the hardenability of the steel and increases the retained austenite. Ni further increases the toughness of the steel. However, if the Ni content is too high, residual austenite after carburizing and tempering becomes excessive. In this case, sufficient work-induced martensitic transformation does not occur during cutting after tempering. As a result, the wear resistance of the product member is reduced. Therefore, the Ni content is preferably 2.5% or less. A more preferable upper limit of the Ni content is 2.0%. A preferable lower limit of the Ni content is 0.1%.
(各元素の含有量の関係(任意選択的要件))
鋼材を構成する各元素の含有量の関係は、以下に示す式(3)及び式(4)を満たすことが好ましい。
1.54×C+0.81×Si+1.59×Mn+1.65×Cr+1.77×Mo+0.63×Ni≧2.35 (3)
11.3≦−0.1×Si+15.2×Mn+7.0×Cr+6.7×Mo+6.2×Ni≦33.8 (4)
ここで、式(3)、(4)中の各元素記号には、各元素の含有量(質量%)が代入される。
(Relationship of content of each element (optional requirement))
The relationship of the content of each element constituting the steel material preferably satisfies the following formulas (3) and (4).
1.54 × C + 0.81 × Si + 1.59 × Mn + 1.65 × Cr + 1.77 × Mo + 0.63 × Ni ≧ 2.35 (3)
11.3 ≦ −0.1 × Si + 15.2 × Mn + 7.0 × Cr + 6.7 × Mo + 6.2 × Ni ≦ 33.8 (4)
Here, the content (mass%) of each element is substituted for each element symbol in the formulas (3) and (4).
式(3)について
F3=1.54×C+0.81×Si+1.59×Mn+1.65×Cr+1.77×Mo+0.63×Niと定義する。F3は、鋼の焼入れ性を表すパラメータである。F3は、上記F1にMoの項及びNiの項を加えたものである。F3が低すぎれば、鋼の焼入れ性が低くなり、製品部材の耐摩耗性及び曲げ疲労強度が低下する。従って、F3は2.35以上であることが好ましい。F3のより好ましい下限は3.0である。製品部材の靭性確保のためF3の好ましい上限は8.0である。
About Formula (3) It defines as F3 = 1.54 * C + 0.81 * Si + 1.59 * Mn + 1.65 * Cr + 1.77 * Mo + 0.63 * Ni. F3 is a parameter representing the hardenability of the steel. F3 is obtained by adding a Mo term and a Ni term to F1. If F3 is too low, the hardenability of the steel is lowered, and the wear resistance and bending fatigue strength of the product member are lowered. Therefore, F3 is preferably 2.35 or more. A more preferable lower limit of F3 is 3.0. In order to ensure the toughness of the product member, the preferable upper limit of F3 is 8.0.
式(4)について
F4=−0.1×Si+15.2×Mn+7.0×Cr+6.7×Mo+6.2×Niと定義する。F4は、オーステナイトの安定度を表すパラメータである。F4は上記F2にMoの項及びNiの項を加えたものである。F2と同様に、F4が低すぎても高すぎても、製品部材の耐摩耗性及び曲げ疲労強度が低下する。従って、F4は11.3〜33.8であることが好ましい。F4のより好ましい下限は12.0である。F4のより好ましい上限は33.0である。
About Formula (4) It defines as F4 = -0.1xSi + 15.2xMn + 7.0xCr + 6.7xMo + 6.2xNi. F4 is a parameter representing the stability of austenite. F4 is obtained by adding a Mo term and a Ni term to F2. Similar to F2, if F4 is too low or too high, the wear resistance and bending fatigue strength of the product member will decrease. Therefore, F4 is preferably 11.3 to 33.8. A more preferred lower limit of F4 is 12.0. A more preferable upper limit of F4 is 33.0.
(粗部材の製造)
上記化学組成を有する鋼材を加工して粗部材を得る。加工方法は周知の方法を採用することができる。加工方法としては、例えば、熱間加工、冷間加工、切削加工等が挙げられる。粗部材は、製品部材に近い形状とする。
(Manufacture of rough members)
A steel member having the above chemical composition is processed to obtain a rough member. A known method can be adopted as the processing method. Examples of the processing method include hot processing, cold processing, cutting processing, and the like. The rough member has a shape close to that of the product member.
[浸炭材製造工程]
上記のようにして得られた粗部材に対して、浸炭処理、恒温保持処理、焼入れ処理及び焼戻し処理を施して浸炭材を得る。これにより、浸炭材において、最終形態である製品部材の表面に相当する位置から20μmの深さ位置に相当する基準位置での組織を、マルテンサイトと体積率で12〜35%の残留オーステナイトとを含むとともに、マルテンサイト及び残留オーステナイト以外の他の相が体積率で3%以下とする。
[Carburized material manufacturing process]
The carburizing material is obtained by subjecting the coarse member obtained as described above to carburizing, isothermal holding, quenching and tempering. Thereby, in the carburized material, the structure at the reference position corresponding to the depth position of 20 μm from the position corresponding to the surface of the product member which is the final form is martensite and the retained austenite of 12 to 35% by volume ratio. In addition, other phases other than martensite and retained austenite are 3% or less by volume.
(浸炭焼入れ)
浸炭焼入れ工程は、初めに、浸炭処理を施し、その後、恒温保持処理を施す。浸炭処理及び恒温保持処理は、次の条件で行う。
(Carburizing and quenching)
In the carburizing and quenching step, first, carburizing treatment is performed, and then a constant temperature holding treatment is performed. The carburizing process and the constant temperature holding process are performed under the following conditions.
(浸炭処理)
浸炭温度(T1):900〜1050℃
浸炭温度T1が低すぎれば、粗部材の表層が十分に浸炭されない。この場合、浸炭焼入れ後の残留オーステナイトが少なく、表層の硬さも低い。そのため、製品部材の耐摩耗性及び曲げ疲労強度が低くなる。一方、浸炭温度T1が高すぎれば、オーステナイト粒が粗大化して耐摩耗性及び曲げ疲労強度が低下する。従って、浸炭温度T1は900〜1050℃である。浸炭温度T1の好ましい下限は910℃であり、好ましい上限は1000℃である。
(Carburization treatment)
Carburizing temperature (T1): 900-1050 ° C
If the carburizing temperature T1 is too low, the surface layer of the rough member is not sufficiently carburized. In this case, there is little retained austenite after carburizing and quenching, and the hardness of the surface layer is also low. Therefore, the wear resistance and bending fatigue strength of the product member are lowered. On the other hand, if the carburizing temperature T1 is too high, austenite grains become coarse and wear resistance and bending fatigue strength decrease. Therefore, the carburizing temperature T1 is 900 to 1050 ° C. A preferable lower limit of the carburizing temperature T1 is 910 ° C, and a preferable upper limit is 1000 ° C.
カーボンポテンシャル(Cp1):0.7〜1.1%
カーボンポテンシャルCp1が低すぎれば、十分な浸炭がされない。この場合、浸炭焼入れ後の残留オーステナイトが少なく、表層の硬さも低い。そのため、製品部材の耐摩耗性及び曲げ疲労強度が低下する。一方、カーボンポテンシャルが高すぎれば、浸炭時に析出した硬質な初析セメンタイトが浸炭焼入れ後にも3%を超えて残存する。この場合、製品部材製造工程における切削加工時の工具摩耗が増大し、浸炭材の被削性が低下する。従って、カーボンポテンシャルCp1は0.7〜1.1%である。カーボンポテンシャルCp1は浸炭処理時に上記範囲内で変動させてもよい。
Carbon potential (Cp1): 0.7 to 1.1%
If the carbon potential Cp1 is too low, sufficient carburization is not performed. In this case, there is little retained austenite after carburizing and quenching, and the hardness of the surface layer is also low. Therefore, the wear resistance and bending fatigue strength of the product member are reduced. On the other hand, if the carbon potential is too high, hard pro-eutectoid cementite deposited during carburization remains over 3% even after carburizing and quenching. In this case, tool wear at the time of cutting in the product member manufacturing process increases, and the machinability of the carburized material decreases. Therefore, the carbon potential Cp1 is 0.7 to 1.1%. The carbon potential Cp1 may be varied within the above range during the carburizing process.
浸炭時間(t1):60〜240分
浸炭処理の時間(浸炭時間)t1が短すぎれば、十分な浸炭がされない。一方、浸炭時間t1が長すぎれば、生産性が低下する。従って、浸炭時間は60〜240分である。
Carburizing time (t1): 60 to 240 minutes If the carburizing time (carburizing time) t1 is too short, sufficient carburizing is not performed. On the other hand, if the carburizing time t1 is too long, the productivity is lowered. Therefore, the carburizing time is 60 to 240 minutes.
(恒温保持処理)
浸炭処理後、恒温保持処理を施す。恒温保持処理は、次の条件で行う。
(Constant temperature maintenance process)
After the carburizing process, a constant temperature holding process is performed. The constant temperature holding process is performed under the following conditions.
恒温保持温度(T2):820〜870℃
恒温保持温度T2が低すぎれば、カーボンポテンシャル等の雰囲気制御が困難になる。この場合、残留オーステナイトの体積率が調整しにくい。一方、恒温保持温度T2が高すぎれば、焼入れ時に生じる歪が増大して、焼割れが発生する場合がある。従って、恒温保持温度T2は820〜870℃である。
Constant temperature holding temperature (T2): 820-870 ° C.
If the constant temperature holding temperature T2 is too low, it becomes difficult to control the atmosphere such as the carbon potential. In this case, it is difficult to adjust the volume ratio of retained austenite. On the other hand, if the constant temperature holding temperature T2 is too high, the distortion generated at the time of quenching may increase, and a crack may occur. Accordingly, the constant temperature holding temperature T2 is 820 to 870 ° C.
カーボンポテンシャル(Cp2):0.7〜0.9%
恒温保持処理時におけるカーボンポテンシャルCp2が低すぎれば、浸炭時に侵入したCが再度外部に放出される。この場合、浸炭焼入れ後の残留オーステナイトが少なく、表層硬さも低い。その結果、製品部材の耐摩耗性及び曲げ疲労強度が低下する。一方、カーボンポテンシャルCp2が高すぎれば、硬質な初析セメンタイトが析出する。この場合、製品部材製造工程における切削加工時の工具摩耗が増大し、浸炭材の被削性が低下する。従って、カーボンポテンシャルCp2は0.7〜0.9%である。
Carbon potential (Cp2): 0.7-0.9%
If the carbon potential Cp2 during the constant temperature holding process is too low, C that has entered during carburizing is released to the outside again. In this case, there is little retained austenite after carburizing and quenching, and the surface layer hardness is also low. As a result, the wear resistance and bending fatigue strength of the product member are reduced. On the other hand, if the carbon potential Cp2 is too high, hard pro-eutectoid cementite precipitates. In this case, tool wear at the time of cutting in the product member manufacturing process increases, and the machinability of the carburized material decreases. Therefore, the carbon potential Cp2 is 0.7 to 0.9%.
恒温保持時間(t2):20〜60分
恒温保持時間t2が短すぎれば、粗部材の温度が均一にならず、焼入れ時に生じる歪が増大する。この場合、浸炭材に焼割れが発生する場合がある。一方、恒温保持時間t2が長すぎれば、生産性が低下する。従って、恒温保持時間t2は20〜60分である。
Constant-temperature holding time (t2): 20 to 60 minutes If the constant-temperature holding time t2 is too short, the temperature of the rough member is not uniform, and the strain generated during quenching increases. In this case, burn cracking may occur in the carburized material. On the other hand, if the constant temperature holding time t2 is too long, the productivity is lowered. Therefore, the constant temperature holding time t2 is 20 to 60 minutes.
(焼入れ処理)
恒温保持処理後、周知の方法で焼入れ処理を施す。焼入れ処理は、例えば、油焼入れとすることができる。
(Quenching process)
After the constant temperature holding treatment, a quenching treatment is performed by a well-known method. The quenching process can be, for example, oil quenching.
(焼戻し処理)
浸炭焼入れ処理を施した後、焼戻し処理を施す。焼戻し処理を施せば、製品部材の靱性が高まる。さらに、Cが拡散して炭化物の前駆体を生成するため、残留オーステナイトが不安定化して、切削加工時に加工誘起マルテンサイト変態が発生しやすくなり、耐摩耗性及び曲げ疲労強度が向上する。焼戻し処理は、次の条件で行う。
(Tempering treatment)
A tempering process is performed after carburizing and quenching. If the tempering treatment is performed, the toughness of the product member is increased. Furthermore, since C diffuses to produce a carbide precursor, the retained austenite becomes unstable, and processing-induced martensitic transformation is likely to occur during cutting, thereby improving wear resistance and bending fatigue strength. The tempering process is performed under the following conditions.
焼戻し温度(T3):160〜200℃
焼戻し温度T3が低すぎれば、焼戻しによる上記効果が得られない。一方、焼戻し温度が高すぎれば、残留オーステナイトが著しく不安定化して、焼戻し中に残留オーステナイトが分解する。さらに、分解せずに残留したオーステナイトは、熱処理ひずみから解放されて安定化するため、切削加工時に十分な加工誘起マルテンサイト変態が発生せず、耐摩耗性及び曲げ疲労強度の向上に貢献しない。従って、焼戻し温度T3は160〜200℃である。
Tempering temperature (T3): 160-200 ° C
If the tempering temperature T3 is too low, the above-mentioned effect by tempering cannot be obtained. On the other hand, if the tempering temperature is too high, the retained austenite becomes extremely unstable, and the retained austenite decomposes during tempering. Furthermore, since the austenite remaining without being decomposed is released from the heat treatment strain and stabilized, sufficient work-induced martensitic transformation does not occur at the time of cutting and does not contribute to the improvement of wear resistance and bending fatigue strength. Accordingly, the tempering temperature T3 is 160 to 200 ° C.
焼戻し時間(t3):60〜180分
焼戻し時間t3が短すぎれば、上記焼戻しの効果が得られない。一方、焼戻し時間t3が長すぎれば、残留オーステナイトが著しく不安定化して、焼戻し中に残留オーステナイトが分解する。さらに、分解せずに残留したオーステナイトは、熱処理ひずみから解放されて安定化するため、切削加工時に十分に加工誘起マルテンサイト変態が発生せず、耐摩耗性及び曲げ疲労強度の向上に貢献しない。従って、焼戻し時間は60〜180分である。
Tempering time (t3): 60 to 180 minutes If the tempering time t3 is too short, the above tempering effect cannot be obtained. On the other hand, if the tempering time t3 is too long, the retained austenite becomes extremely unstable, and the retained austenite decomposes during tempering. Furthermore, since the austenite remaining without being decomposed is released from the heat treatment strain and stabilized, the processing-induced martensitic transformation does not occur sufficiently during the cutting process and does not contribute to the improvement of the wear resistance and the bending fatigue strength. Accordingly, the tempering time is 60 to 180 minutes.
(浸炭材製造工程終了後の浸炭材の組織及び硬さ)
上述の条件で浸炭処理、恒温保持処理、焼入れ処理及び焼戻し処理を施して得られた浸炭材について、最終形態である製品部材の表面に相当する位置(以下、単に「最終表面位置」と称する場合がある)から20μm深さの位置に相当する基準位置の組織は、マルテンサイトと体積率で12〜35%の残留オーステナイトとを含有し、マルテンサイト及び残留オーステナイト以外の他の相が体積率で3%以下である。ここで、最終形態である製品部材の表面に相当する位置とは、浸炭材の表面から、後述する切削加工時(製品部材製造工程)に設定する切り込み分(厚み方向寸法)を控除した位置をいう。
(Carburized material structure and hardness after carburized material production process)
The position corresponding to the surface of the product member that is the final form of the carburized material obtained by performing the carburizing process, the constant temperature holding process, the quenching process, and the tempering process under the above-described conditions (hereinafter simply referred to as the “final surface position”) The structure at the reference position corresponding to the position of 20 μm deep contains martensite and 12 to 35% of retained austenite in volume ratio, and other phases other than martensite and retained austenite are in volume ratio. 3% or less. Here, the position corresponding to the surface of the product member which is the final form is a position obtained by subtracting a cut (thickness direction dimension) set at the time of cutting (product member manufacturing process) described later from the surface of the carburized material. Say.
なお、浸炭材における基準位置の組織観察は次の方法で実施される。即ち、浸炭材において、最終形態である製品部材の表面に相当する位置から20μm深さ位置である基準位置を含む試験片を用意する。この試験片を5%ナイタール溶液で腐食する。腐食された面を、倍率1000倍の光学顕微鏡にて3視野観察する。このとき、基準位置を視野の中心にする。視野の中心から浸炭材の表面方向に10μm、視野の中心から浸炭材の表面と反対の方向に10μm、視野の中心から浸炭材の表面方向と垂直な両方向に各々50μmの、20μm×100μmの範囲の平面内において、各相の面積率を通常の画像解析方法によって求める。得られた各相の面積率を各相の体積率と定義する。 In addition, the structure observation of the reference position in the carburized material is performed by the following method. That is, in the carburized material, a test piece including a reference position that is 20 μm deep from a position corresponding to the surface of the product member as the final form is prepared. The specimen is corroded with a 5% nital solution. The corroded surface is observed with three optical fields using an optical microscope with a magnification of 1000 times. At this time, the reference position is set to the center of the visual field. 10 μm from the center of the field of view to the surface of the carburized material, 10 μm from the center of the field of view to the direction opposite to the surface of the carburized material, and a range of 20 μm × 100 μm, 50 μm from the center of the field to both directions perpendicular to the surface of the carburized material. In this plane, the area ratio of each phase is obtained by a normal image analysis method. The area ratio of each obtained phase is defined as the volume ratio of each phase.
光学顕微鏡による組織観察では、残留オーステナイトはマルテンサイトに含まれる。つまり、光学顕微鏡では、マルテンサイトと残留オーステナイトとの区別ができない。そこで、浸炭材の残留オーステナイトの体積率(RI)を、次の方法で測定する。浸炭材において、最終形態である製品部材の表面に相当する位置から20μm位置深さの基準位置を含むサンプルを採取する。基準位置を含む表面に対して、電解研磨を行う。11.6%の塩化アンモニウムと、35.1%のグリセリンと、53.3%の水とを含有する電解液を用意する。この電解液を用いて、基準位置を含む表面に対して、電圧20Vで電解研磨を行う。 In structural observation with an optical microscope, retained austenite is contained in martensite. That is, the optical microscope cannot distinguish between martensite and retained austenite. Therefore, the volume ratio (RI) of the retained austenite of the carburized material is measured by the following method. In the carburized material, a sample including a reference position with a depth of 20 μm is taken from a position corresponding to the surface of the final product member. Electropolishing is performed on the surface including the reference position. An electrolytic solution containing 11.6% ammonium chloride, 35.1% glycerin, and 53.3% water is prepared. Using this electrolytic solution, electropolishing is performed at a voltage of 20 V on the surface including the reference position.
電解研磨された表面に対して、X線回折法により解析を行う。X線回折には、株式会社リガク製の商品名RINT−2500HL/PCを使用する。光源にはCr管球を使用する。X線回折により得られたbcc構造の(221)面と、fcc構造の(220)面の回折ピークの積分強度比に基づいて、残留オーステナイトの体積率(RI)を測定する。
(岩崎)硬さに関する記述を消去しました。
The electropolished surface is analyzed by the X-ray diffraction method. For X-ray diffraction, the trade name RINT-2500HL / PC manufactured by Rigaku Corporation is used. A Cr tube is used as the light source. Based on the integrated intensity ratio of the diffraction peaks of the (221) plane of the bcc structure and the (220) plane of the fcc structure obtained by X-ray diffraction, the volume ratio (RI) of retained austenite is measured.
(Iwasaki) The description about hardness was deleted.
浸炭材製造工程終了後の基準位置での残留オーステナイトの体積率は12〜35%である。残留オーステナイトは、浸炭焼入れ及び焼戻し後の切削加工時に、加工誘起マルテンサイト変態する。これにより、製品部材の耐摩耗性が高まる。基準位置における残留オーステナイトの体積率が低すぎれば、この効果が得られない。一方、基準位置における残留オーステナイトの体積率が高すぎれば、切削加工後にも多くのオーステナイトが残留する。この場合、製品部材の耐摩耗性及び曲げ疲労強度の向上は期待できない。 The volume ratio of retained austenite at the reference position after completion of the carburized material manufacturing process is 12 to 35%. Residual austenite undergoes a work-induced martensitic transformation during the cutting after carburizing and tempering. This increases the wear resistance of the product member. If the volume fraction of retained austenite at the reference position is too low, this effect cannot be obtained. On the other hand, if the volume fraction of retained austenite at the reference position is too high, a large amount of austenite remains even after cutting. In this case, improvement in wear resistance and bending fatigue strength of the product member cannot be expected.
浸炭材の基準位置におけるマルテンサイト及び残留オーステナイト以外の他の相(例えば、フェライト、パーライト、初析セメンタイト)の体積率は3%以下である。浸炭材の基準位置にフェライト、パーライト等の強度の低い相が存在すれば、これらの相は切削加工後も維持されるため、これらの相を基点に亀裂が発生しやすく、製品部材の耐摩耗性及び曲げ疲労強度が低下する。また、初析セメンタイトが存在すれば、工具摩耗が増大し、優れた被削性を担保することができない。
(岩崎)硬さに関する記述を消去しました。
The volume fraction of phases other than martensite and retained austenite (for example, ferrite, pearlite, proeutectoid cementite) at the reference position of the carburized material is 3% or less. If low-strength phases such as ferrite and pearlite are present at the reference position of the carburized material, these phases are maintained even after cutting, so cracks are likely to occur from these phases and wear resistance of product parts And bending fatigue strength are reduced. Moreover, if pro-eutectoid cementite exists, tool wear will increase and it will not be possible to ensure excellent machinability.
(Iwasaki) The description about hardness was deleted.
[製品部材製造工程(切削加工)]
浸炭処理、恒温保持処理、焼入れ処理及び焼戻し処理を施した後、切削加工を施す。切削加工により、製品部材の形状に仕上げつつ、加工誘起マルテンサイト変態を発生させる。これにより、製品部材の耐摩耗性及び曲げ疲労強度が高まる。切削加工は、次の条件で行う。
[Product member manufacturing process (cutting)]
Cutting is performed after carburizing, isothermal holding, quenching and tempering. The machining-induced martensitic transformation is generated while finishing the product member by cutting. This increases the wear resistance and bending fatigue strength of the product member. Cutting is performed under the following conditions.
切削工具のすくい角α:−30°<α≦−5°
すくい角αが−5°よりも大きければ、切削加工時に加工誘起マルテンサイト変態が十分に発生しない。そのため、製品部材の耐摩耗性が低下する。一方、すくい角が−30°以下であれば、切削抵抗が大きくなりすぎ、被削性が低下し、工具摩耗が増大し、場合によっては工具が欠損する。従って、すくい角αは、−30°<α≦−5°である。好ましいすくい角αは−25°≦α≦−15°である。
Cutting tool rake angle α: −30 ° <α ≦ −5 °
If the rake angle α is larger than −5 °, the processing-induced martensitic transformation does not sufficiently occur during cutting. Therefore, the wear resistance of the product member is reduced. On the other hand, if the rake angle is −30 ° or less, the cutting resistance becomes too large, the machinability is lowered, the tool wear is increased, and the tool is lost in some cases. Accordingly, the rake angle α is −30 ° <α ≦ −5 °. A preferable rake angle α is −25 ° ≦ α ≦ −15 °.
工具のノーズr:0.4〜1.2mm
工具のノーズrが小さすぎれば表面粗さが大きくなりすぎ、製品部材の耐摩耗性が低下する。表面粗さが大きくなった場合には、仕上げ研磨を行って、表面粗さを小さくしなければならない。一方、工具のノーズrが大きすぎれば、切削抵抗が大きくなるため、被削性が低下し、工具摩耗が増大する。従って、工具のノーズrは0.4〜1.2mmである。
Tool nose r: 0.4 to 1.2 mm
If the nose r of the tool is too small, the surface roughness becomes too large and the wear resistance of the product member is lowered. When the surface roughness increases, finish polishing must be performed to reduce the surface roughness. On the other hand, if the tool nose r is too large, the cutting resistance increases, so that the machinability decreases and the tool wear increases. Therefore, the nose r of the tool is 0.4 to 1.2 mm.
送りf:0.1超〜0.4mm/rev(回転)
送りfが小さすぎれば、切削抵抗、つまり、工具が被削材に押し付けられる力が小さすぎる。この場合、十分な加工誘起マルテンサイト変態が発生しない。そのため、製品部材の耐摩耗性が低下する。一方、送りが大きすぎれば、切削抵抗が大きくなる。この場合、工具摩耗が大きくなり、被削性が低下する。従って、送りfは0.1超〜0.4mm/revである。送りfの好ましい下限は0.2mm/revである。
Feed f: more than 0.1 to 0.4 mm / rev (rotation)
If the feed f is too small, the cutting resistance, that is, the force with which the tool is pressed against the work material is too small. In this case, sufficient work-induced martensitic transformation does not occur. Therefore, the wear resistance of the product member is reduced. On the other hand, if the feed is too large, the cutting resistance increases. In this case, tool wear increases and machinability decreases. Accordingly, the feed f is more than 0.1 to 0.4 mm / rev. A preferable lower limit of the feed f is 0.2 mm / rev.
切削速度v:50〜150m/分
切削速度vが大きすぎれば、切削温度が上昇し、凝着摩耗が発生する。この場合、工具摩耗が増大し、被削性が低下する。一方、切削速度が小さすぎれば、切削能率が低下し、製造効率が低下する。従って、切削速度vは50〜150m/分である。
Cutting speed v: 50 to 150 m / min If the cutting speed v is too large, the cutting temperature rises and adhesive wear occurs. In this case, tool wear increases and machinability decreases. On the other hand, if the cutting speed is too low, the cutting efficiency is lowered and the production efficiency is lowered. Accordingly, the cutting speed v is 50 to 150 m / min.
切り込みd:0.05〜0.2mm
切り込みdが小さすぎれば、切削抵抗が小さくなる。この場合、十分な加工誘起マルテンサイト変態が発生しない。そのため、製品部材の耐摩耗性及び曲げ疲労強度が低下する。一方、切り込みvが大きすぎれば、切削抵抗が大きくなる。この場合、工具摩耗が大きくなり、被削性が低下する。従って、切り込みdは0.05〜0.2mmである。切り込みdの好ましい下限は0.08mmであり、好ましい上限は0.15mmである。
Cutting depth d: 0.05 to 0.2 mm
If the notch d is too small, the cutting resistance becomes small. In this case, sufficient work-induced martensitic transformation does not occur. Therefore, the wear resistance and bending fatigue strength of the product member are reduced. On the other hand, if the cut v is too large, the cutting resistance increases. In this case, tool wear increases and machinability decreases. Accordingly, the cut d is 0.05 to 0.2 mm. The preferable lower limit of the cut d is 0.08 mm, and the preferable upper limit is 0.15 mm.
(製品部材の組織及び表面の算術平均粗さ)
以上に示す切削加工により製品部材が得られる。製品部材の上記基準位置において、残留オーステナイトの体積率は20%以下である。切削加工前後における残留オーステナイトの体積減少率は35%以上である。
(Arithmetic mean roughness of the structure and surface of product parts)
A product member is obtained by the cutting process described above. At the reference position of the product member, the volume ratio of retained austenite is 20% or less. The volume reduction rate of retained austenite before and after cutting is 35% or more.
切削加工後の製品部材の残留オーステナイトの体積率(RF)についても、前述の浸炭材の残留オーステナイト体積率(RI)と同様の方法にて測定する。製品部材でも、基準位置を含む表面を有するサンプルを採取する。このサンプルに対して、浸炭材に対して行った電解研磨と同じ電解研磨を行う。電解研磨後のサンプルに対して、X線回折法による解析を行い、残留オーステナイトの体積率(RF)を測定する。 The volume ratio (RF) of residual austenite of the product member after cutting is also measured by the same method as the volume ratio of residual austenite (RI) of the carburized material. For the product member, a sample having a surface including the reference position is taken. The same electrolytic polishing as that performed on the carburized material is performed on this sample. The sample after electropolishing is analyzed by an X-ray diffraction method, and the volume ratio (RF) of retained austenite is measured.
求めた体積率(RI)及び(RF)に基づいて、式(A)により、切削加工前後の残留オーステナイトの体積減少率Δγを求める。
減少率Δγ=(RI−RF)/RI×100 (A)
Based on the obtained volume ratios (RI) and (RF), the volume reduction rate Δγ of the retained austenite before and after cutting is obtained by the equation (A).
Reduction rate Δγ = (RI−RF) / RI × 100 (A)
製品部材の基準位置での残留オーステナイトの体積率は20%以下である。切削加工後の残留オーステナイトの体積率が高すぎれば、硬質なマルテンサイトが得られず、製品部材の耐摩耗性及び曲げ疲労強度が低下する。 The volume fraction of retained austenite at the reference position of the product member is 20% or less. If the volume ratio of the retained austenite after cutting is too high, hard martensite cannot be obtained, and the wear resistance and bending fatigue strength of the product member are lowered.
切削加工前後の残留オーステナイトの体積減少率Δγは35%以上である。切削加工により残留オーステナイトが加工誘起マルテンサイト変態することにより、耐摩耗性及び曲げ疲労強度が高まる。体積減少率Δγが低すぎれば、この効果が十分に得られない。 The volume reduction rate Δγ of retained austenite before and after cutting is 35% or more. As the retained austenite undergoes work-induced martensitic transformation by cutting, the wear resistance and bending fatigue strength are increased. If the volume reduction rate Δγ is too low, this effect cannot be obtained sufficiently.
製品部材の表面の算術平均粗さRaは0.8μm以下である。製品部材の表面の算術平均粗さRaが大きすぎれば、製品部材の摺動時の摩擦抵抗が大きくなり、製品部材の耐摩耗性が低下する。 The arithmetic average roughness Ra of the surface of the product member is 0.8 μm or less. If the arithmetic average roughness Ra of the surface of the product member is too large, the frictional resistance when the product member slides increases, and the wear resistance of the product member decreases.
算術平均粗さRaは、JIS B0601(2001)に規定される算術平均粗さRaに相当し、この規定に準拠する。算術平均粗さRaの評価方法及び測定機の特定は、JIS B0633(2001)及びJIS B0651(2001)の規定に準拠する。 The arithmetic average roughness Ra corresponds to the arithmetic average roughness Ra defined in JIS B0601 (2001) and conforms to this rule. The evaluation method of arithmetic mean roughness Ra and the specification of a measuring machine are based on the provisions of JIS B0633 (2001) and JIS B0651 (2001).
製品部材の表面の算術平均粗さRaが0.8μmよりも大きい場合、仕上げ研磨を行って、算術平均粗さRaを0.8μm以下にする。仕上げ研磨としては、例えばラップ研磨を採用することができる。 When the arithmetic average roughness Ra of the surface of the product member is larger than 0.8 μm, finish polishing is performed to make the arithmetic average roughness Ra 0.8 μm or less. As final polishing, for example, lapping polishing can be employed.
<製品部材>
本実施形態の製品部材は、上述した成分を含むとともに、上記式(1)、(2)を満たす化学組成を有し、表層部のC含有量が0.6〜1.0%であり、表面から20μmの深さ位置での組織がマルテンサイトと残留オーステナイトとの合計で97%以上(換言すれば、その他の相が体積率で3%以下)であり、表面から200μm深さまでの範囲における最大残留オーステナイト体積率(R1)が10〜30%であり、上記深さ位置での、残留オーステナイト体積率(R2)と、最大残留オーステナイト体積率(R1)から式(B)によって求められる予想残留オーステナイト減少率Δγpが20%以上であり、表面に厚さ1〜15μmの塑性流動組織を有し、表面の算術平均粗さRaが0.8μm以下である。ここで、最大残留オーステナイト体積率R1とは、製品部材の表面から10μmピッチで200μm深さまで測定した残留オーステナイト体積率のうち最大の値を意味する。
Δγp=(R1−R2)/R1×100 (B)
<Product parts>
The product member of the present embodiment includes the above-described components and has a chemical composition satisfying the above formulas (1) and (2), and the C content of the surface layer portion is 0.6 to 1.0%. The structure at a depth of 20 μm from the surface is 97% or more in total of martensite and retained austenite (in other words, the other phase is 3% or less by volume), and in the range from the surface to a depth of 200 μm. The maximum residual austenite volume fraction (R1) is 10 to 30%, and the expected residual obtained by the formula (B) from the residual austenite volume fraction (R2) and the maximum residual austenite volume fraction (R1) at the above-mentioned depth position. The austenite reduction rate Δγp is 20% or more, the surface has a plastic flow structure with a thickness of 1 to 15 μm, and the arithmetic average roughness Ra of the surface is 0.8 μm or less. Here, the maximum retained austenite volume ratio R1 means the maximum value of the retained austenite volume ratio measured from the surface of the product member to a depth of 200 μm at a pitch of 10 μm.
Δγp = (R1−R2) / R1 × 100 (B)
[表層部のC含有量:0.6〜1.0%以上]
製品部材の表層部に含まれるCは、製品部材の耐摩耗性及び(曲げ)疲労強度を高める。ここで、部品表層部のC含有量は以下の手法で測定した。
[C content in surface layer: 0.6 to 1.0% or more]
C contained in the surface layer portion of the product member increases the wear resistance and (bending) fatigue strength of the product member. Here, the C content of the component surface layer was measured by the following method.
部品表層50μmを切削加工によって切り出し、その切粉中のC含有量を発光分光分析で定量測定し、その値を表層部のC含有量とした。また、部品表層部のC濃度は、EPMA(電子線マイクロアナライザ)を用いて定量分析することもできる。 A part surface layer of 50 μm was cut out by cutting, the C content in the chip was quantitatively measured by emission spectroscopic analysis, and the value was defined as the C content of the surface layer part. In addition, the C concentration in the component surface layer can be quantitatively analyzed using EPMA (electron beam microanalyzer).
表層部に含まれるC含有量(Cs)が低ければ、上述した予想残留オーステナイト減少率(Δγp)が小さくなり、表層の硬さも低くなる。その結果、製品部材の耐摩耗性及び曲げ疲労強度が低下する。一方、(Cs)が高ければ、製品部材の表層部に硬質な初析セメンタイトが生成する。Csが過度に高く、当該初析セメンタイトが3%を超えた場合には、セメンタイトが疲労破壊の起点となり、曲げ疲労強度が低下する。さらに、切削加工時の工具摩耗が増大し、被削性が低下する。従って、C含有量(Cs)は0.6〜1.0%である。Csの好ましい下限は0.65%である。Csの好ましい上限は0.90%である。 If the C content (Cs) contained in the surface layer portion is low, the above-described expected retained austenite reduction rate (Δγp) becomes small, and the hardness of the surface layer also becomes low. As a result, the wear resistance and bending fatigue strength of the product member are reduced. On the other hand, if (Cs) is high, hard pro-eutectoid cementite is generated in the surface layer portion of the product member. When Cs is excessively high and the pro-eutectoid cementite exceeds 3%, the cementite serves as a starting point for fatigue failure, and the bending fatigue strength decreases. Furthermore, tool wear during cutting increases, and machinability decreases. Accordingly, the C content (Cs) is 0.6 to 1.0%. The preferable lower limit of Cs is 0.65%. A preferable upper limit of Cs is 0.90%.
[表面から20μmの深さ位置での組織]
製品部材の表面から20μmの深さ位置での組織として、フェライト、パーライト等の強度の低い相が存在すれば、これらの相を基点に亀裂が発生しやすく、製品部材の耐摩耗性及び曲げ疲労強度が低くなる。また、初析セメンタイトが存在すれば、製品部材製造工程における切削加工時の工具摩耗が増大するうえに、疲労破壊の起点となるため曲げ疲労強度が低下する。従って、マルテンサイト及び残留オーステナイト合計の体積率を97%以上に限定する。なお、当該体積率の好ましい範囲は99%以上である。
[Tissue at a depth of 20μm from the surface]
If there is a low-strength phase such as ferrite or pearlite as a structure at a depth of 20 μm from the surface of the product member, cracks are likely to occur based on these phases, and the wear resistance and bending fatigue of the product member Strength is lowered. Moreover, if pro-eutectoid cementite exists, the tool wear at the time of cutting in a product member manufacturing process will increase, and since it becomes a starting point of fatigue fracture, bending fatigue strength will fall. Accordingly, the total volume ratio of martensite and retained austenite is limited to 97% or more. In addition, the preferable range of the said volume ratio is 99% or more.
[表面から200μm深さまでの範囲における最大残留オーステナイト体積率(R1)]
残留オーステナイトは、製品部材の仕上げ加工時に加工誘起マルテンサイト変態を生じる。その結果、製品部材の強度が上昇し、耐摩耗性及び曲げ疲労強度が上昇する。このような効果を得るためには、最大残留オーステナイト体積率(R1)が10%以上でなければならない。
[Maximum retained austenite volume fraction (R1) in the range from the surface to a depth of 200 μm]
Residual austenite causes a processing-induced martensitic transformation during the finishing of the product member. As a result, the strength of the product member increases, and the wear resistance and bending fatigue strength increase. In order to obtain such an effect, the maximum retained austenite volume fraction (R1) must be 10% or more.
一方、残留オーステナイトは軟質であるため、(R1)が30%を超えると。かえって製品部材の強度が低下する。なお、R1の範囲は11〜28%とすることが好ましい。 On the other hand, since retained austenite is soft, (R1) exceeds 30%. On the contrary, the strength of the product member decreases. In addition, it is preferable that the range of R1 shall be 11 to 28%.
[上記深さ位置での、残留オーステナイト体積率(R2)と、上記最大残留オーステナイト体積率(R1)から求められる予想残留オーステナイト減少率Δγp]
表面から200μm深さまでの範囲における最大残留オーステナイト体積率(R1)が8〜30%であり、上記深さ位置での、残留オーステナイト体積率(R2)と、最大残留オーステナイト体積率(R1)から式(B)によって求められる予想残留オーステナイト減少率(Δγp)が20%以上である。ここで、表面から20μmの深さ位置での、残留オーステナイト体積率(R2)とは、上述した(製品部材の製造方法の欄で述べた)残留オーステナイト体積率(RF)である。また、最大残留オーステナイト体積率(R1)から式(B)によって求められる予想残留オーステナイト減少率(Δγp)とは、上述した(製品部材の製造方法の欄で述べた)Δγに類似した値であり、いずれも製品材製造工程における切削加工時の、オーステナイトの加工誘起変態の程度を表す。したがって、Δγが大きくなるほどΔγpも大きくなる。
[Residual austenite volume ratio (R2) at the depth position and expected residual austenite reduction ratio Δγp determined from the maximum retained austenite volume ratio (R1)]
The maximum retained austenite volume ratio (R1) in the range from the surface to a depth of 200 μm is 8 to 30%. From the retained austenite volume ratio (R2) and the maximum retained austenite volume ratio (R1) The expected residual austenite reduction rate (Δγp) determined by (B) is 20% or more. Here, the residual austenite volume ratio (R2) at a depth of 20 μm from the surface is the above-described residual austenite volume ratio (RF) (described in the column of the manufacturing method of the product member). Further, the expected retained austenite reduction rate (Δγp) obtained from the maximum retained austenite volume ratio (R1) by the formula (B) is a value similar to the above-described Δγ (described in the column of the manufacturing method of the product member). These represent the degree of processing-induced transformation of austenite at the time of cutting in the product material manufacturing process. Therefore, Δγp increases as Δγ increases.
予想残留オーステナイト減少率(Δγp)は、切削加工時の加工誘起マルテンサイト変態の程度を表す。Δγpが大きいと、切削時により多くの加工誘起マルテンサイト変態が発生したことを意味し、耐摩耗性及び曲げ疲労強度が向上する。このような効果を得るためにはΔγpが20以上でなければならない。なお、好ましいΔγpの値は25以上である。 The expected residual austenite reduction rate (Δγp) represents the degree of work-induced martensitic transformation during cutting. When Δγp is large, it means that more work-induced martensitic transformation has occurred during cutting, and wear resistance and bending fatigue strength are improved. In order to obtain such an effect, Δγp must be 20 or more. A preferable value of Δγp is 25 or more.
[表面の塑性流動組織の厚さ:1〜15μm]
製品部材の表面の塑性流動組織の厚さは、次の方法で測定される。製品部材の表面を含み、製品部材の軸方向(例えば、ダンベル状の試験片の場合はその長手方向)に垂直な面(横断面)が観察面になるような試験片を採取する。鏡面研磨した試験片を、5%ナイタール溶液で腐食する。腐食された面を、倍率5000倍の走査型電子顕微鏡(SEM)にて観察する。得られたSEM像の一例を図1に示す。同図において、塑性流動組織11は、中心部12に対して組織が製品部材の周方向(図1において紙面の左方向から右 方向)に湾曲している部分であり、製品部材の表面から湾曲した組織の端までの距離を塑性流動組織11の厚さと定義した。
[Thickness of plastic flow structure on the surface: 1 to 15 μm]
The thickness of the plastic flow structure on the surface of the product member is measured by the following method. A test piece including the surface of the product member and having a surface (cross section) perpendicular to the axial direction of the product member (for example, the longitudinal direction in the case of a dumbbell-shaped test piece) as an observation surface is collected. The mirror polished specimen is corroded with 5% nital solution. The corroded surface is observed with a scanning electron microscope (SEM) at a magnification of 5000 times. An example of the obtained SEM image is shown in FIG. In the figure, a plastic flow structure 11 is a portion where the structure is curved in the circumferential direction of the product member (from the left direction to the right direction in FIG. 1) with respect to the center portion 12, and is curved from the surface of the product member. The distance to the edge of the texture was defined as the thickness of the plastic flow structure 11.
切削加工時に、浸炭材の表層部に大きな変形が生じることで、塑性流動組織が形成される。この塑性流動組織は硬質であり、厚さが1μm以上になると製品部材の耐摩耗性及び曲げ疲労強度が向上する。しかしながら、塑性流動組織は脆いため、その厚さが薄い場合にはある程度変形が可能であるが、厚さが15μmを超えると、割れが生じて亀裂発生の起点となるため、耐摩耗性及び曲げ疲労強度が逆に低下する。さらに、組成流動組織はその厚さが15μmを超えると、被削性が低下し、切削加工時の工具への負担が大きくなって工具寿命が著しく低下する。以上により、製品部材の表層の塑性流動組織の厚さは1〜15μmに限定した。 At the time of cutting, a large deformation is generated in the surface layer portion of the carburized material, so that a plastic flow structure is formed. This plastic flow structure is hard, and when the thickness is 1 μm or more, the wear resistance and bending fatigue strength of the product member are improved. However, since the plastic flow structure is fragile, it can be deformed to some extent when its thickness is thin. However, if the thickness exceeds 15 μm, cracking occurs and becomes the starting point of crack generation. On the contrary, the fatigue strength decreases. Furthermore, when the thickness of the composition flow structure exceeds 15 μm, the machinability is lowered, the load on the tool during cutting is increased, and the tool life is significantly reduced. As described above, the thickness of the plastic flow structure of the surface layer of the product member is limited to 1 to 15 μm.
[表面の算術平均粗さRa:0.8μm以下]
製品部材表面の算術平均粗さRaについては、製品部材の製造方法の欄で上述したとおりである。
[Arithmetic mean surface roughness Ra: 0.8 μm or less]
The arithmetic average roughness Ra on the surface of the product member is as described above in the column of the method for manufacturing the product member.
真空溶解炉を用いて、表1に示す化学組成を有する150kgの溶鋼A〜Sを得た。 Using a vacuum melting furnace, 150 kg of molten steel A to S having the chemical composition shown in Table 1 was obtained.
各鋼種の溶鋼を用いて、造塊法によりインゴットを得た。各インゴットを1250℃で4時間加熱した後、熱間鍛造を行って直径35mmの丸棒を得た。熱間鍛造時の仕上げ温度は1000℃であった。 Ingots were obtained by the ingot-making method using molten steel of each steel type. Each ingot was heated at 1250 ° C. for 4 hours and then hot forged to obtain a round bar having a diameter of 35 mm. The finishing temperature during hot forging was 1000 ° C.
各丸棒に対して焼準処理を行った。焼準処理温度は925℃であり、焼準処理時間は2時間であった。焼準処理後、丸棒を室温(25℃)まで放冷した。 Normalizing treatment was performed on each round bar. The normalizing treatment temperature was 925 ° C., and the normalizing treatment time was 2 hours. After the normalizing treatment, the round bar was allowed to cool to room temperature (25 ° C.).
放冷後の丸棒に対して機械加工を実施して、図2に示す摩耗試験片21及び図3に示す回転曲げ疲労試験片31の元となる粗部材を製造した。製品部材相当の摩耗試験片21は、横断面が円形であり、円柱状の試験部22と、試験部22の両端に配置された円柱状の一対のつかみ部23とを備えている。図2に示すとおり、試験部22の外径は26mm、試験部22の長さは28mmであり、摩耗試験片21の全体長さは130mmであった。曲げ疲労試験片31は、横断面が円形であり、中央部に曲率半径1mmのノッチがある。また、放冷後の丸棒に対して機械加工を施して、直径30mm、長さ300mmの棒状の被削性試験片(図示せず)を製造した。 Machining was performed on the round bar after being allowed to cool, and a rough member that was the basis of the wear test piece 21 shown in FIG. 2 and the rotating bending fatigue test piece 31 shown in FIG. 3 was produced. A wear test piece 21 corresponding to a product member has a circular cross section, and includes a cylindrical test part 22 and a pair of cylindrical grip parts 23 arranged at both ends of the test part 22. As shown in FIG. 2, the outer diameter of the test part 22 was 26 mm, the length of the test part 22 was 28 mm, and the overall length of the wear test piece 21 was 130 mm. The bending fatigue test piece 31 has a circular cross section, and has a notch with a radius of curvature of 1 mm at the center. Moreover, it machined with respect to the round bar after standing_to_cool, and manufactured the rod-shaped machinability test piece (not shown) of diameter 30mm and length 300mm.
摩耗試験片21及び曲げ疲労試験片31の粗部材、並びに上記被削性試験片に対して、表2に示す条件a〜lに基づいて、浸炭処理、恒温保持処理、焼入れ処理及び焼戻し処理を施した。浸炭焼入れにはガス浸炭炉を利用した。焼戻し後、熱処理歪みを取り除く目的で、つかみ部23の仕上げ加工を実施した。表2に示す、Cp1、Cp2、T1、T2、T3、t1、t2、t3は、それぞれ、上述したカーボンポテンシャル、温度、時間である。 Based on conditions a to l shown in Table 2, carburizing treatment, isothermal holding treatment, quenching treatment and tempering treatment are performed on the rough members of the wear test piece 21 and the bending fatigue test piece 31 and the machinability test piece. gave. A gas carburizing furnace was used for carburizing and quenching. After the tempering, the gripping part 23 was finished for the purpose of removing the heat treatment distortion. Cp1, Cp2, T1, T2, T3, t1, t2, and t3 shown in Table 2 are the above-described carbon potential, temperature, and time, respectively.
浸炭焼入れ及び焼戻し後の浸炭材(摩耗試験片21及び曲げ疲労試験片31の粗部材、並びに上記被削性試験片)は、切削加工前に、後述する方法で、残留オーステナイトの体積率の測定、組織観察試験及びビッカース硬さ試験を行った。 The carburized material after carburizing and tempering (the rough members of the wear test piece 21 and the bending fatigue test piece 31 and the machinability test piece) is measured for the volume fraction of retained austenite by a method described later before cutting. The structure observation test and the Vickers hardness test were performed.
浸炭材となった摩耗試験片21の試験部22及び曲げ疲労試験片31のノッチに対して、表3に示す条件で切削加工を施して、製品部材相当の摩耗試験片21及び曲げ疲労試験片31を得た。但し、曲げ疲労試験片31に対しては、工具のノーズrは0.4mmに固定した。切削加工は、1パス、すなわち表3に示す切り込み量を1回だけ適用した。 The test part 22 of the wear test piece 21 and the notch of the bending fatigue test piece 31 which are carburized materials are subjected to cutting under the conditions shown in Table 3, so that the wear test piece 21 and the bending fatigue test piece corresponding to product members are obtained. 31 was obtained. However, for the bending fatigue test piece 31, the tool nose r was fixed to 0.4 mm. In the cutting process, one pass, that is, the cutting amount shown in Table 3 was applied only once.
切削工具には、cBN粒子を主成分とし、セラミックスを結合材とした焼結材の表面に、TiAlNベースのセラミックコーティングを施したcBN焼結工具を利用した。 As the cutting tool, a cBN sintered tool in which a TiAlN-based ceramic coating was applied to the surface of a sintered material mainly composed of cBN particles and ceramics as a binder was used.
そして、上記の切削加工を施した後、摩耗試験片21及び曲げ疲労試験片31を作成した。摩耗試験片21については、#2000のエメリー紙を用いて仕上げ研磨を実施した。仕上げ研磨後の各試験番号の摩耗試験片21及び切削加工後の曲げ疲労試験片31の表面の算術平均粗さRaは0.8μm以下であった。 And after performing said cutting, the abrasion test piece 21 and the bending fatigue test piece 31 were created. About the abrasion test piece 21, finish polishing was implemented using # 2000 emery paper. The arithmetic average roughness Ra of the surfaces of the wear test piece 21 of each test number after finish polishing and the bending fatigue test piece 31 after cutting was 0.8 μm or less.
[残留オーステナイトの体積率(RF)の測定]
製品部材相当の試験片(摩耗試験片21)表面に対して、電解研磨を施した。具体的には、試験片表面に穴の直径3mmのマスキングを施し、11.6%の塩化アンモニウムと、35.1%のグリセリンと、53.3%の水とを含有する電解液中において、試験片を陽極として、20Vの電圧で電解研磨を施し、表面から20μm深さの位置の表面(以下、観察面という)を露出させた。
[Measurement of volume fraction (RF) of retained austenite]
Electrolytic polishing was performed on the surface of the test piece (wear test piece 21) corresponding to the product member. Specifically, the test piece surface was masked with a hole diameter of 3 mm, and in an electrolytic solution containing 11.6% ammonium chloride, 35.1% glycerin, and 53.3% water, Using the test piece as an anode, electrolytic polishing was performed at a voltage of 20 V to expose a surface at a depth of 20 μm from the surface (hereinafter referred to as an observation surface).
観察面に対して、上述の方法でX線回折を実施し、表面から20μm位置の残留オーステナイトの体積率(RF(R2))を求めた。 X-ray diffraction was performed on the observation surface by the above-described method, and the volume ratio (RF (R2)) of retained austenite at a position of 20 μm from the surface was obtained.
観察面に対して、同様の方法で電解研磨を実施し、穴の深さを10μm深くして30μmとし、その表面に対して上述の方法でX線回折を実施し、表面から30μm位置の残留オーステナイトの体積率を求めた。この過程を繰り返すことで、10μmずつ穴を深くし、その都度残留オーステナイトの体積率(RF(R2))を測定することを、穴の深さが200μmとなるまで繰り返した。そしてその中で得られた最大の残留オーステナイト体積率をR1とした。 Electrolytic polishing is performed on the observation surface by the same method, the depth of the hole is increased by 10 μm to 30 μm, and X-ray diffraction is performed on the surface by the above-described method. The volume fraction of austenite was determined. By repeating this process, the hole was deepened by 10 μm, and the volume ratio of retained austenite (RF (R2)) was measured each time until the hole depth reached 200 μm. And the largest retained austenite volume fraction obtained in that was made into R1.
[組織観察試験]
製品部材相当の試験片において、残留オーステナイト以外の他の組織の体積率を、上述した方法で測定した。
[Tissue observation test]
In the test piece corresponding to the product member, the volume ratio of the structure other than the retained austenite was measured by the method described above.
[二円筒摩耗試験(RP試験)]
図2に示す摩耗試験片21を用いて、図4に示す二円筒摩耗試験(RP試験)を行った。図4は、RP試験方法を示す正面図である。図4に示すとおり、RP試験において、摩耗試験片21と大ローラ試験片41とを準備した。大ローラ試験片41は円板状であり、直径が130mm、円周面の幅が18mm、円周面のクラウニング曲率半径が700mmであった。大ローラ試験片は、JIS規格SCM882に相当する化学組成を有し、浸炭焼入れ処理がなされていた。大ローラ試験片41の円周面を摩耗試験片21の表面に接触させ、表4に示す条件でRP試験を行った。
[Two-cylinder wear test (RP test)]
A two-cylinder wear test (RP test) shown in FIG. 4 was performed using the wear test piece 21 shown in FIG. FIG. 4 is a front view showing the RP test method. As shown in FIG. 4, in the RP test, a wear test piece 21 and a large roller test piece 41 were prepared. The large roller test piece 41 was disk-shaped, had a diameter of 130 mm, a circumferential surface width of 18 mm, and a circumferential surface radius of curvature of 700 mm. The large roller test piece had a chemical composition corresponding to JIS standard SCM882 and was carburized and quenched. The circumferential surface of the large roller test piece 41 was brought into contact with the surface of the wear test piece 21, and the RP test was performed under the conditions shown in Table 4.
試験後、摩耗試験片21の表面のうち、大ローラ試験片41と接触した部分の摩耗深さを測定した。摩耗深さの測定には、触針式の表面粗さ計を用いた。測定長さは26mmとして、摩耗試験片21の軸方向に触針を走査して、断面曲線を得た。各試験片において、円周方向に90°刻みの4箇所で、断面曲線を測定した。得られた断面曲線から、大ローラ試験片41が接触していない部分と、大ローラ試験片41が接触して最も摩耗した部分との高さの差を測定した。測定された高さの差の4箇所の平均値を、各試験番号の摩耗試験片21の摩耗深さ(RP摩耗量:単位はμm)と定義した。 After the test, the wear depth of the portion of the surface of the wear test piece 21 in contact with the large roller test piece 41 was measured. A stylus type surface roughness meter was used to measure the wear depth. The measurement length was 26 mm, and the stylus was scanned in the axial direction of the wear test piece 21 to obtain a cross-sectional curve. In each test piece, cross-sectional curves were measured at four locations in 90 ° increments in the circumferential direction. From the obtained cross-sectional curve, the difference in height between the portion where the large roller test piece 41 is not in contact and the most worn portion when the large roller test piece 41 is in contact was measured. The average value of the four measured height differences was defined as the wear depth (RP wear amount: μm) of the wear test piece 21 of each test number.
[回転曲げ疲労試験]
図3に示す疲労試験片31を用いて、試験荷重を50MPaピッチで変化させて小野式回転曲げ疲労試験を行い、疲労限度を求めた。なお、繰り返し数107回に達する前に破断した応力の最小値(σf,min)と、(σf,min)より低い応力で最大の未破断点の応力(σr,max)との中間点を疲労限度とした。
[Rotating bending fatigue test]
Using the fatigue test piece 31 shown in FIG. 3, the Ono type rotating bending fatigue test was performed by changing the test load at a 50 MPa pitch, and the fatigue limit was obtained. Note that the minimum stress (σ f, min ) that broke before reaching 10 7 repetitions and the maximum stress (σ r, max ) at a stress lower than (σ f, min ) The midpoint was the fatigue limit.
[工具摩耗測定]
切削工具の工具摩耗を逃げ面摩耗量(μm)によって評価した。方法は以下の通りである。即ち、浸炭焼入れ及び焼戻し後の被削性試験片(浸炭材相当)を、表3に示す粗部材と同じ切削条件で、1本あたり1パスの切削加工を行った。複数の試験片について切削加工を繰り返し、合計の切削時間が5分となるまで切削加工した後に、切削工具の逃げ面摩耗幅を測定した。逃げ面摩耗幅の測定には、マイクロスコープを用いた。工具逃げ面が測定物台と平行になるように工具を設置し、倍率200倍で摩耗部を観察した。この時の、摩耗部中心付近で摩耗が最大となる部分の切れ刃から摩耗先端部までの距離を測定し、逃げ面摩耗量とした。本測定においては、逃げ面摩耗量が40μm以下の場合が、従来技術に対して切削加工時の工具摩耗を抑制することができるという点で合格である。
[Tool wear measurement]
The tool wear of the cutting tool was evaluated by the flank wear amount (μm). The method is as follows. That is, the machinability test piece after carburizing and tempering (equivalent to a carburized material) was cut by one pass per piece under the same cutting conditions as the rough member shown in Table 3. Cutting was repeated for a plurality of test pieces, and after cutting until the total cutting time was 5 minutes, the flank wear width of the cutting tool was measured. A microscope was used to measure the flank wear width. The tool was set so that the tool flank face was parallel to the measurement object, and the worn part was observed at a magnification of 200 times. At this time, the distance from the cutting edge of the portion where the wear was maximum near the center of the wear portion to the wear tip was measured, and was defined as the flank wear amount. In this measurement, the case where the flank wear amount is 40 μm or less is acceptable in that the tool wear during cutting can be suppressed as compared with the conventional technique.
[試験結果]
以上に説明した各試験等に関する結果を表5、表6に示す。
[Test results]
Tables 5 and 6 show the results regarding the tests described above.
表5及び表6から明らかなように、本発明に係る製品部材の製造方法についての各条件を満たす(即ち、粗部材の化学組成を調整することを前提に、特に、焼入れ後の浸炭材の金属組織及び硬さと、切削加工後の製品部材の金属組織及び算術平均粗さと、について改良を加えている)試験番号1、2、5、10〜20、26〜28、45、46、48、59、60、63、65、66については、浸炭材の組織、並びに、製品部材の組織及び表面の算術平均粗さRa、のいずれについても、優れた結果が得られていることが判る。従って、これらの試験例の製造方法によれば、耐摩耗性、曲げ疲労強度及び被削性に優れた製品部材を得ることができることが証明された。 As is apparent from Tables 5 and 6, each condition for the production method of the product member according to the present invention is satisfied (that is, on the premise that the chemical composition of the coarse member is adjusted, in particular, the carburized material after quenching) Test number 1, 2, 5, 10-20, 26-28, 45, 46, 48, and improvements are made on the metal structure and hardness, and the metal structure and arithmetic average roughness of the product member after cutting. As for 59, 60, 63, 65 and 66, it can be seen that excellent results are obtained for any of the structure of the carburized material and the structure of the product member and the arithmetic average roughness Ra of the surface. Therefore, according to the manufacturing methods of these test examples, it was proved that a product member excellent in wear resistance, bending fatigue strength and machinability can be obtained.
これに対し、表5及び表6から明らかなように、本発明に係る製品部材の製造方法についての各条件を満たさない(即ち、粗部材の化学組成を調整、焼入れ後の浸炭材の金属組織、切削加工後の製品部材の金属組織、及び当該製品部材の算術平均粗さの、少なくともいずれかについて改良を加えていない)試験番号3、4、6〜9、21〜25、29〜44、47、49〜58、61、62、64、67〜71については、浸炭材の組織、当該部材のビッカース硬さ、製品部材の組織及び当該部材の表面の算術平均粗さRa、の少なくともいずれかについて、優れた結果が得られていないことが判る。従って、これらの試験例の製造方法によれば、耐摩耗性、曲げ疲労強度及び被削性に優れた製品部材を得ることができるとはいえない。 On the other hand, as is clear from Tables 5 and 6, the conditions for the production method of the product member according to the present invention are not satisfied (that is, the chemical composition of the coarse member is adjusted and the metal structure of the carburized material after quenching) No improvement is made on at least one of the metal structure of the product member after cutting and the arithmetic average roughness of the product member) Test numbers 3, 4, 6-9, 21-25, 29-44, For 47, 49-58, 61, 62, 64, 67-71, at least one of the structure of the carburized material, the Vickers hardness of the member, the structure of the product member, and the arithmetic average roughness Ra of the surface of the member It can be seen that excellent results are not obtained. Therefore, according to the manufacturing methods of these test examples, it cannot be said that a product member excellent in wear resistance, bending fatigue strength and machinability can be obtained.
11 塑性流動組織
12 中心部
21 摩耗試験片
22 試験部
23 つかみ部
31 曲げ疲労試験片
41 大ローラ
DESCRIPTION OF SYMBOLS 11 Plastic flow structure 12 Center part 21 Abrasion test piece 22 Test part 23 Grasp part 31 Bending fatigue test piece 41 Large roller
Claims (8)
前記粗部材に対して浸炭処理、恒温保持処理、焼入れ処理及び焼戻し処理を施して浸炭材を得る工程であって、
浸炭温度を900°以上1050℃以下とし、浸炭時のカーボンポテンシャルを0.7%以上1.1%以下とし、浸炭時間を60分以上240分以下とし、恒温保持温度を820℃以上870℃以下とし、恒温保持処理時のカーボンポテンシャルを0.7%以上0.9%以下とし、焼戻し温度を160℃以上200℃以下とし、焼戻し時間を60分以上180分以下とすることで、
前記浸炭材において、最終形態である製品部材の表面に相当する位置から20μmの深さ位置に相当する基準位置での組織が、マルテンサイトと体積率で12〜35%の残留オーステナイトとを含むとともに、前記マルテンサイトと残留オーステナイトとの合計体積率が97%以上となる工程と、
前記浸炭材に対して切削加工を施して製品部材を得る工程であって、
切削工具のすくい角を−30°超−5°以下とし、工具のノーズを0.4mm以上1.2mm以下とし、送りを0.1mm/rev超0.4mm/rev以下とし、切削速度を50m/分以上150m/分以下とし、切り込みを0.05mm以上0.2mm以下とすることで、
前記基準位置での組織において、残留オーステナイトの体積率が20%以下となり、切削前の残留オーステナイト体積率(RI)と切削後の残留オーステナイトの体積率(RF)から式(A)によって求められる残留オーステナイト減少率Δγが35%以上となり、表面の算術平均粗さRaが0.8μm以下となり、さらに仕上げ加工時の工具摩耗が抑制される工程と、
を備え、
表層部のC含有量が0.6から1.0%であり、表面から200μm深さまでの範囲における最大残留オーステナイト体積率(R1)が10〜30%であり、1〜15μmの塑性流動組織を有する、製品部材の製造方法。
1.54×C+0.81×Si+1.59×Mn+1.65×Cr≧2.35 (1)
11.3≦−0.1×Si+15.2×Mn+7.0×Cr≦33.8 (2)
ここで、式(1)、(2)中の各元素記号には、各元素の含有量(質量%)が代入される。
Δγ=(RI−RF)/RI×100 (A) C: 0.1-0.3%, Si: 0.25% or less, Mn: 0.4-2.0%, P: 0.050% or less, S: 0.005-0. 020%, Cr: 0.4-3.5%, Al: 0.010-0.050%, N: 0.010-0.025% and O: 0.003% or less, and the balance A process of obtaining a rough member by processing a steel material having a chemical composition satisfying the formula (1) and the formula (2), comprising Fe and inevitable impurities;
Carburizing treatment, isothermal holding treatment, quenching treatment and tempering treatment for the rough member to obtain a carburized material,
The carburizing temperature is 900 ° C. or higher and 1050 ° C. or lower, the carbon potential during carburizing is 0.7% or higher and 1.1% or lower, the carburizing time is 60 minutes or longer and 240 minutes or shorter, and the constant temperature holding temperature is 820 ° C. or higher and 870 ° C. or lower. The carbon potential during the constant temperature holding treatment is 0.7% or more and 0.9% or less, the tempering temperature is 160 ° C. or more and 200 ° C. or less, and the tempering time is 60 minutes or more and 180 minutes or less.
In the carburized material, the structure at the reference position corresponding to the depth position of 20 μm from the position corresponding to the surface of the product member which is the final form contains martensite and retained austenite having a volume ratio of 12 to 35%. A step in which the total volume ratio of the martensite and retained austenite is 97% or more ;
A step of cutting the carburized material to obtain a product member,
The rake angle of the cutting tool is -30 ° to -5 ° or less, the tool nose is 0.4 mm to 1.2 mm, the feed is 0.1 mm / rev to 0.4 mm / rev and less, and the cutting speed is 50 m. / Min or more and 150 m / min or less, and the incision is 0.05 mm or more and 0.2 mm or less,
In the structure at the reference position, the volume ratio of residual austenite is 20% or less, and the residual austenite volume ratio (RI) before cutting and the residual austenite volume ratio (RF) after cutting are obtained by the formula (A). Austenite reduction rate Δγ is 35% or more, arithmetic mean roughness Ra of the surface is 0.8 μm or less, and further, tool wear during finishing is suppressed,
Bei to give a,
The C content of the surface layer portion is 0.6 to 1.0%, the maximum retained austenite volume ratio (R1) in the range from the surface to a depth of 200 μm is 10 to 30%, and a plastic flow structure of 1 to 15 μm is obtained. Yusuke that method of manufacturing a product member.
1.54 × C + 0.81 × Si + 1.59 × Mn + 1.65 × Cr ≧ 2.35 (1)
11.3 ≦ −0.1 × Si + 15.2 × Mn + 7.0 × Cr ≦ 33.8 (2)
Here, the content (mass%) of each element is substituted for each element symbol in the formulas (1) and (2).
Δγ = (RI−RF) / RI × 100 (A)
1.54×C+0.81×Si+1.59×Mn+1.65×Cr+1.77×Mo+0.63×Ni≧2.35 (3)
11.3≦−0.1×Si+15.2×Mn+7.0×Cr+6.7×Mo+6.2×Ni≦33.8 (4)
ここで、式(3)、(4)中の各元素記号には、各元素の含有量(質量%)が代入される。 The steel material contains at least one selected from the group consisting of Mo: 3.0% or less and Ni: 2.5% or less, instead of a part of Fe, and the formulas (1) and ( The manufacturing method of the product member of any one of Claim 1 to 3 which replaces with 2) and satisfy | fills Formula (3) and Formula (4).
1.54 × C + 0.81 × Si + 1.59 × Mn + 1.65 × Cr + 1.77 × Mo + 0.63 × Ni ≧ 2.35 (3)
11.3 ≦ −0.1 × Si + 15.2 × Mn + 7.0 × Cr + 6.7 × Mo + 6.2 × Ni ≦ 33.8 (4)
Here, the content (mass%) of each element is substituted for each element symbol in the formulas (3) and (4).
表層部のC含有量が0.6〜1.0%であり、
表面から20μmの深さ位置での残留オーステナイトの体積率が20%以下であり、表面から20μmの深さ位置での組織がマルテンサイトと残留オーステナイトとの合計体積率で97%以上であり、
表面から200μm深さまでの範囲における最大残留オーステナイト体積率が10〜30%であり、
前記深さ位置での、残留オーステナイト体積率(R2)と、最大残留オーステナイト体積率(R1)から式(B)によって求められる予想残留オーステナイト減少率Δγpが20%以上であり、
表面に厚さ1〜15μmの塑性流動組織を有し、
表面の算術平均粗さRaが0.8μm以下である、
ことを特徴とする、製品部材。
1.54×C+0.81×Si+1.59×Mn+1.65×Cr≧2.35 (5)
11.3≦−0.1×Si+15.2×Mn+7.0×Cr≦33.8 (6)
ここで、式(5)、(6)中の各元素記号には、各元素の含有量(質量%)が代入される。
Δγp=(R1−R2)/R1×100 (B) C: 0.1-0.3%, Si: 0.25% or less, Mn: 0.4-2.0%, P: 0.050% or less, S: 0.005-0. 020%, Cr: 0.4-3.5%, Al: 0.010-0.050%, N: 0.010-0.025% and O: 0.003% or less, and the balance Consists of Fe and inevitable impurities, and has a chemical composition satisfying the formulas (5) and (6),
C content of the surface layer part is 0.6 to 1.0%,
The volume fraction of retained austenite at a depth position of 20 μm from the surface is 20% or less, and the structure at a depth position of 20 μm from the surface is 97% or more in terms of the total volume ratio of martensite and retained austenite,
The maximum retained austenite volume fraction in the range from the surface to a depth of 200 μm is 10 to 30%,
The expected retained austenite reduction rate Δγp determined by the formula (B) from the retained austenite volume fraction (R2) and the maximum retained austenite volume fraction (R1) at the depth position is 20% or more,
It has a plastic flow structure with a thickness of 1 to 15 μm on the surface,
The arithmetic average roughness Ra of the surface is 0.8 μm or less,
A product member characterized by that.
1.54 × C + 0.81 × Si + 1.59 × Mn + 1.65 × Cr ≧ 2.35 (5)
11.3 ≦ −0.1 × Si + 15.2 × Mn + 7.0 × Cr ≦ 33.8 (6)
Here, the content (mass%) of each element is substituted for each element symbol in the formulas (5) and (6).
Δγp = (R1−R2) / R1 × 100 (B)
1.54×C+0.81×Si+1.59×Mn+1.65×Cr+1.77×Mo+0.63×Ni≧2.35 (7)
11.3≦−0.1×Si+15.2×Mn+7.0×Cr+6.7×Mo+6.2×Ni≦33.8 (8)
ここで、式(7)、(8)中の各元素記号には、各元素の含有量(質量%)が代入される。 In place of a part of Fe, containing at least one selected from the group consisting of Mo: 3.0% or less, Ni: 2.5% or less, instead of formula (5) and formula (6), The product member according to claim 5, wherein the product member satisfies Formula (7) and Formula (8).
1.54 × C + 0.81 × Si + 1.59 × Mn + 1.65 × Cr + 1.77 × Mo + 0.63 × Ni ≧ 2.35 (7)
11.3 ≦ −0.1 × Si + 15.2 × Mn + 7.0 × Cr + 6.7 × Mo + 6.2 × Ni ≦ 33.8 (8)
Here, the content (mass%) of each element is substituted for each element symbol in the formulas (7) and (8).
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