JP7385160B2 - 鋼材 - Google Patents
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Description
本開示は、鋼材に関し、さらに詳しくは、ガス浸炭処理を実施して製造される機械構造用部品の素材に適した、鋼材に関する。
本明細書において、ガス浸炭処理は、ガス浸炭窒化処理も含む。また、本明細書において、ガス浸炭処理とは、ガス浸炭工程(ガス浸炭窒化工程含む)と、ガス浸炭工程後の焼入れ工程とを含む。
機械構造用部品は、例えば、自動車及び建設車両等の歯車及びシャフト等に代表される。機械構造用部品として、JIS G 4053(2016)に規定されたSCr420、SCM420、SNCM420に代表される機械構造用合金鋼鋼材が利用される。
これらの鋼材は、例えば、次の製造工程により機械構造用部品に製造される。鋼材に対して鍛造(熱間鍛造、又は、冷間鍛造)及び/又は切削加工等を実施して、所望の形状の中間品を製造する。中間品に対して、熱処理(焼入れ及び焼戻し、浸炭処理、又は、浸炭窒化処理等)を実施して、中間品の硬さ及びミクロ組織を調整する。以上の製造工程により、機械構造用部品が製造される。
上述のとおり、機械構造用部品の製造工程中において、鋼材に対して切削加工が実施される場合がある。したがって、機械構造用部品の素材となる鋼材には、高い被削性が求められる。
近年、自動車及び建設車両等の燃費向上を目的として、機械構造用部品の軽量化及び小型化が進んでいる。そのため、機械構造用部品には、優れた曲げ疲労強度及び面疲労強度が求められる。
機械構造用部品の曲げ疲労強度及び面疲労強度を高める方法として、ガス浸炭処理及びガス浸炭窒化処理が知られている。ガス浸炭処理及びガス浸炭窒化処理では、機械構造用部品の表層に硬化層(浸炭層又は浸炭窒化層)が形成される。この硬化層により、機械構造用部品の曲げ疲労強度及び面疲労強度が向上する。
ところで、ガス浸炭処理(ガス浸炭処理及びガス浸炭窒化処理)を実施した場合、機械構造用部品が変形しやすい。本明細書では、ガス浸炭処理時の機械構造用部品の変形を、熱処理変形という。熱処理変形により、機械構造用部品の形状が歪む。機械構造用部品の形状の歪みは、自動車及び建設車両等の運転時の騒音及び振動を引き起こす。したがって、ガス浸炭処理を実施した場合に、熱処理変形を抑制できる鋼材が求められる。
熱処理変形の抑制に関する技術が、特開平9-137266号公報(特許文献1)及び特開平11-50191号公報(特許文献2)に提案されている。
特許文献1に開示された鋼材は、質量%で、C:0.03~0.40%、Mn:2.0%以下、Si:2.0%以下、Al:0.015~0.06%、N:0.005~0.03%、P:0~0.030%、残部:Fe及び不可避的不純物からなる。この鋼材ではさらに、この鋼材を用いて成形された部品を表面硬化処理した後に実施される焼入れでの焼入れ開始温度をTAとしたとき、TAがT1(=788-117×[C]+29×[Si]-14×[Mn])以上、かつ、T2(=900-387×[C]+63×[Si]-18×[Mn])以下であり、さらに、Heq1(=[C]+0.12×[Si]+0.13×[Mn])が0.33以上となるように、化学組成が調整されている。
特許文献1では、上記構成により、浸炭処理後の機械構造用部品の芯部の組織の初析フェライトの面積分率を20~80%とする。その結果、鋼材の熱処理変形が抑制される。
しかしながら、特許文献1の機械構造用部品では、機械構造用部品の曲げ疲労強度が低い場合がある。
特許文献2に開示された浸炭軸状部品は、質量%で、C:0.10~0.35%、Si:0.02~0.50%、Mn:0.30~1.80%、S:0.005~0.15%、Al:0.015~0.040%、Nb:0.005~0.040%、N:0.0060~0.0200%、P:0.025%以下、Ti:0.01%以下、O:0.0025%以下を含有し、さらに、Cr:0.40~1.80%、Mo:0.02~1.0%、Ni:0.1~3.5%、V:0.03~0.5%、の1種又は2種以上を含有し、残部が鉄及び不可避的不純物からなる。この浸炭軸状部品では、直径0.1μm以下のNb(CN)、AlN、又は、Nb(CN)とAlNとの複合析出物が、合計で80個/100μm2以上分散されており、オーステナイト粒度が8番以上である。
特許文献2では、浸炭処理時の粗大粒が抑制される。その結果、鋼材の熱処理変形が抑制される。
特許文献2の浸炭軸状部品では、ガス浸炭処理時において、熱処理変形がある程度抑制されると考えられる。しかしながら、自動車及び建設車両等の運転時の騒音及び振動を抑制するため、熱処理変形を他の手段により抑制できる鋼材があってもよい。
特許文献1及び特許文献2と異なる手段により熱処理変形を抑制する技術が、国際公開第2014/038548号(特許文献3)、特開2013-108144号公報(特許文献4)及び特開2013-151719号公報(特許文献5)に提案されている。
特許文献3に開示された鋼材は、質量%で、C:0.20~0.30%、Si:0.10~1.50%、Mn:0.10~1.20%、P:0.030%以下、S:0.030%以下、Cr:1.30~2.50%、Cu:0.30%以下、Al:0.008~0.300%、O:0.0030%以下、N:0.0020~0.0300%を含有し、残部Fe及び不可避不純物からなる。この鋼材では、マルテンサイト変態開始温度(Ms点)が460℃以下である。さらに、ジョミニー式一端焼入法により測定される鋼材の焼入端からの距離が1.5mmの位置での硬さをJ1.5と定義し、焼入れ端からの距離が9mmの位置での硬さをJ9と定義し、焼入れ端からの距離が11mmの位置での硬さをJ11と定義したとき、(J9/J1.5)が0.70~0.85であり、(J11/J1.5)が0.67~0.78である。
特許文献3に開示された鋼材では、Ms点が低く設定され、かつ、硬さが所定の範囲に調整される。これにより、鋼材の熱処理変形が抑制される。
特許文献4に開示された鋼材は、質量%で、C:0.10~0.25%、Si:0.01~0.10%、Mn:0.40~1.00%、S:0.003~0.050%、Cr:1.60~2.00%、Mo:0~0.10%、Al:0.025~0.050%、N:0.0100~0.0250%を含有し、残部はFe及び不純物からなり、不純物中のP、Ti及びO(酸素)はそれぞれ、P:0.025%以下、Ti:0.003%以下、O:0.0020%以下である。この鋼材ではさらに、fn(=Cr+2×Mo)が1.82~2.10である。この鋼材ではさらに、鋼材の長手方向に対して垂直な断面での17箇所の測定位置でのMs点の最大値と最小値の差分値が10以下である。
特許文献5に開示された鋼材は、質量%で、C:0.1~0.3%、Si:0.01~0.6%、Mn:0.4~1.0%、S:0.003~0.05%、Cr:0.80~2.00%、Mo:0~0.50%、Al:0.01~0.05%、及び、N:0.010~0.025%を含有し、残部はFe及び不純物からなり、不純物中のP、Ti及びOがそれぞれ、P:0.025%以下、Ti:0.003%以下、及び、O:0.002%以下である。この鋼材ではさらに、鋼材の長手方向に対して垂直な横断面での17箇所の測定位置でのMs点の最大値と最小値の差分値が10以下である。この鋼材のミクロ組織は、フェライトと、パーライト及び/又はベイナイトとからなる。この鋼材ではさらに、横断面でのフェライトの平均粒径の最大値と最小値との比が2.0以下である。
特許文献4及び特許文献5では、鋼材の横断面におけるMs点のばらつきが抑制される。その結果、鋼材の熱処理変形を抑制する。
しかしながら、特許文献3~5以外の手段によって、曲げ疲労強度及び面疲労強度を高め、かつ、熱処理変形を抑制できてもよい。
本開示の目的は、優れた被削性を有し、ガス浸炭処理を実施した後において、優れた曲げ疲労強度及び面疲労強度を有し、かつ、ガス浸炭処理後の熱処理変形を抑制できる鋼材を提供することである。
本開示の鋼材は、次の構成を有する。
鋼材であって、
化学組成が、質量%で、
C:0.20~0.25%、
Si:0.40~0.70%、
Mn:0.50~0.90%、
Cr:1.00~2.00%、
S:0.005~0.050%、
N:0.0050~0.0200%、
Al:0.001~0.100%、
O:0.0050%以下、及び、
P:0.030%以下を含有し、
残部がFe及び不純物からなり、かつ、式(1)を満たし、
前記鋼材の長手方向に垂直な断面であって半径Rの円形状である横断面において、
前記横断面の中心位置、及び、前記横断面の中心から径方向にR/2の位置であって前記横断面の中心周りに45°ピッチで配置される8箇所の前記R/2位置を、9箇所の横断面観察位置と定義したとき、
前記各横断面観察位置でのミクロ組織は、フェライトを含有し、残部はパーライト及び/又はベイナイトからなり、
前記9箇所の横断面観察位置でのフェライトの面積分率の算術平均値は50~70%であり、かつ、前記フェライトの面積分率の標準偏差は4.0%以下であり、
前記9箇所の横断面観察位置でのフェライトの平均粒径のうち、最小の平均粒径に対する最大の平均粒径の比が2.00以下であり、
前記鋼材の長手方向に平行な断面であって前記鋼材の中心軸を含む縦断面において、
前記中心軸上にR/2ピッチで配置される3箇所の中心軸位置、及び、前記各中心軸位置から前記径方向にR/2の位置に配置される6箇所の前記R/2位置を、9箇所の縦断面観察位置と定義したとき、
前記各縦断面観察位置でのミクロ組織は、フェライトを含有し、残部はパーライト及び/又はベイナイトからなり、
前記9箇所の縦断面観察位置でのフェライトの面積分率の算術平均値は50~70%であり、かつ、前記フェライトの面積分率の標準偏差は4.0%以下であり、
前記9箇所の縦断面観察位置でのフェライトの平均粒径のうち、最小の平均粒径に対する最大の平均粒径の比が2.00以下である、
鋼材。
1-(0.5C+0.03Si+0.06Mn+0.01Cr+0.05Mo)<0.800 (1)
ここで、式(1)中の各元素記号には、対応する元素の含有量(質量%)が代入される。対応する元素が含有されていない場合、その元素記号には「0」が代入される。
化学組成が、質量%で、
C:0.20~0.25%、
Si:0.40~0.70%、
Mn:0.50~0.90%、
Cr:1.00~2.00%、
S:0.005~0.050%、
N:0.0050~0.0200%、
Al:0.001~0.100%、
O:0.0050%以下、及び、
P:0.030%以下を含有し、
残部がFe及び不純物からなり、かつ、式(1)を満たし、
前記鋼材の長手方向に垂直な断面であって半径Rの円形状である横断面において、
前記横断面の中心位置、及び、前記横断面の中心から径方向にR/2の位置であって前記横断面の中心周りに45°ピッチで配置される8箇所の前記R/2位置を、9箇所の横断面観察位置と定義したとき、
前記各横断面観察位置でのミクロ組織は、フェライトを含有し、残部はパーライト及び/又はベイナイトからなり、
前記9箇所の横断面観察位置でのフェライトの面積分率の算術平均値は50~70%であり、かつ、前記フェライトの面積分率の標準偏差は4.0%以下であり、
前記9箇所の横断面観察位置でのフェライトの平均粒径のうち、最小の平均粒径に対する最大の平均粒径の比が2.00以下であり、
前記鋼材の長手方向に平行な断面であって前記鋼材の中心軸を含む縦断面において、
前記中心軸上にR/2ピッチで配置される3箇所の中心軸位置、及び、前記各中心軸位置から前記径方向にR/2の位置に配置される6箇所の前記R/2位置を、9箇所の縦断面観察位置と定義したとき、
前記各縦断面観察位置でのミクロ組織は、フェライトを含有し、残部はパーライト及び/又はベイナイトからなり、
前記9箇所の縦断面観察位置でのフェライトの面積分率の算術平均値は50~70%であり、かつ、前記フェライトの面積分率の標準偏差は4.0%以下であり、
前記9箇所の縦断面観察位置でのフェライトの平均粒径のうち、最小の平均粒径に対する最大の平均粒径の比が2.00以下である、
鋼材。
1-(0.5C+0.03Si+0.06Mn+0.01Cr+0.05Mo)<0.800 (1)
ここで、式(1)中の各元素記号には、対応する元素の含有量(質量%)が代入される。対応する元素が含有されていない場合、その元素記号には「0」が代入される。
本開示による鋼材は、優れた被削性を有し、ガス浸炭処理を実施した後において、優れた曲げ疲労強度及び面疲労強度を有し、かつ、ガス浸炭処理後の熱処理変形を抑制できる。
本発明者らは、優れた被削性を有し、ガス浸炭処理を実施して機械構造用部品とした場合に、優れた曲げ疲労強度及び面疲労強度を有し、かつ、ガス浸炭処理後の熱処理変形を抑制できる鋼材について、調査及び検討を行った。
本発明者らは初めに、優れた被削性を有し、さらに、ガス浸炭処理後に優れた曲げ疲労強度及び面疲労強度を有する鋼材について、化学組成の観点から検討した。
検討の結果、化学組成が、質量%で、C:0.20~0.25%、Si:0.40~0.70%、Mn:0.50~0.90%、Cr:1.00~2.00%、S:0.005~0.050%、N:0.0050~0.0200%、Al:0.001~0.100%、O:0.0050%以下、P:0.030%以下、Mo:0~0.30%、Nb:0~0.050%、Ti:0~0.020%、Cu:0~0.50%、Ni:0~0.80%、V:0~0.30%、Mg:0~0.0035%、Ca:0~0.0030%、及び、希土類元素:0~0.0050%を含有し、残部がFe及び不純物からなる鋼材であれば、優れた被削性を有し、さらに、ガス浸炭処理後に優れた曲げ疲労強度及び面疲労強度を有する可能性があると考えた。
本発明者らはさらに、ガス浸炭処理後の熱処理変形を抑制する手段について、検討を行った。本発明者らは、鋼材のミクロ組織に注目した。鋼材中の各部位でのミクロ組織がなるべく均一であれば、具体的には、鋼材中の各部位でのミクロ組織の相構成のばらつき、及び、結晶粒のばらつきが抑えられていれば、ガス浸炭焼入れ時のマルテンサイト変態の発生タイミングのばらつきが抑えられる。その結果、熱処理変形を抑えることができる。そこで、本発明者らは、鋼材の各部位での相構成及び結晶粒径について検討を行った。
本発明者らは初めに、鋼材の長手方向に垂直な断面である横断面でのミクロ組織のばらつきに注目した。横断面でのミクロ組織のばらつきを定量化するために、横断面におけるミクロ組織の観察位置である横断面観察位置を、次のとおり定義した。
鋼材の横断面の半径をRとした場合、横断面の中心位置、及び、横断面の中心から径方向にR/2の位置であって横断面の中心周りに45°ピッチで配置される8箇所のR/2位置を、9箇所の横断面観察位置と定義する。
本発明者らは、各横断面観察位置でのミクロ組織を調査及び検討した。検討の結果、横断面観察位置でのミクロ組織が、次の要件を満たせば、ガス浸炭処理後の熱処理変形が抑制されることが判明した。
(1)各横断面観察位置でのミクロ組織が、フェライトを含有し、残部がパーライト及び/又はベイナイトからなる。
(2)9箇所の横断面観察位置でのフェライトの面積分率の算術平均値が50~70%であり、かつ、フェライトの面積分率の標準偏差が4.0%以下である。
(3)9箇所の横断面観察位置でのフェライトの平均粒径のうち、最小の平均粒径に対する最大の平均粒径の比が2.00以下である。
(1)各横断面観察位置でのミクロ組織が、フェライトを含有し、残部がパーライト及び/又はベイナイトからなる。
(2)9箇所の横断面観察位置でのフェライトの面積分率の算術平均値が50~70%であり、かつ、フェライトの面積分率の標準偏差が4.0%以下である。
(3)9箇所の横断面観察位置でのフェライトの平均粒径のうち、最小の平均粒径に対する最大の平均粒径の比が2.00以下である。
しかしながら、上述の化学組成を有し、かつ、上述のミクロ組織を満足する鋼材であっても、依然として、熱処理変形を十分に抑制されず、特に、自動車及び建設車両等の運転時の騒音及び振動が十分に抑制できない場合があることが判明した。そこで、本発明者らは、さらに検討を行った。
その結果、次の事項が判明した。運転時の騒音及び振動を抑制するためには、3次元的に鋼材の熱処理変形を抑制することが有効である。上述のとおり、鋼材の横断面のミクロ組織の相構成及び結晶粒のばらつきを抑制すれば、鋼材の長手方向に垂直な方向の熱処理変形を抑制することはできる。
しかしながら、鋼材の横断面のミクロ組織のばらつきを抑制するだけでは、2次元的な熱処理変形の抑制に留まる。つまり、鋼材の横断面のミクロ組織のばらつきを抑制していても、鋼材の長手方向に平行であって鋼材の中心軸を含む断面である縦断面のミクロ組織がばらつく場合がある。この場合、熱処理変形にばらつきが生じる。その結果、運転時の騒音及び振動を十分に抑制できない。
そこで、本発明者らは、鋼材の横断面のミクロ組織のばらつきだけでなく、鋼材の縦断面のミクロ組織のばらつきにも注目した。そして、縦断面でのミクロ組織のばらつきを定量化するために、縦断面におけるミクロ組織の観察位置である縦断面観察位置を、次のとおり定義した。
鋼材の中心軸上にR/2ピッチで配置される3箇所の中心軸位置、及び、各中心軸位置から径方向にR/2の位置に配置される6箇所のR/2位置を、9箇所の縦断面観察位置と定義する。
本発明者らは、各縦断面観察位置でのミクロ組織を調査及び検討した。検討の結果、横断面観察位置でのミクロ組織が上記要件を満たし、さらに、縦断面観察位置でのミクロ組織が次の要件を満たせば、ガス浸炭処理後の熱処理変形が十分に抑制されることが判明した。
(4)各縦断面観察位置でのミクロ組織がフェライトを含有し、残部がパーライト及び/又はベイナイトからなる。
(5)9箇所の縦断面観察位置でのフェライトの面積分率の算術平均値が50~70%であり、かつ、フェライトの面積分率の標準偏差が4.0%以下である。
(6)9箇所の縦断面観察位置でのフェライトの平均粒径のうち、最小の平均粒径に対する最大の平均粒径の比が2.00以下である。
(4)各縦断面観察位置でのミクロ組織がフェライトを含有し、残部がパーライト及び/又はベイナイトからなる。
(5)9箇所の縦断面観察位置でのフェライトの面積分率の算術平均値が50~70%であり、かつ、フェライトの面積分率の標準偏差が4.0%以下である。
(6)9箇所の縦断面観察位置でのフェライトの平均粒径のうち、最小の平均粒径に対する最大の平均粒径の比が2.00以下である。
しかしながら、上述の化学組成を有し、かつ、横断面観察位置及び縦断面観察位置でのミクロ組織が上記要件(1)~(6)を満たす鋼材であっても、依然として、熱処理変形を十分に抑制できない場合があった。そこで、本発明者らはさらに検討を行った。
ここで、本発明者らは、ガス浸炭処理後のマルテンサイト変態に着目した。そして、本発明者らは、ガス浸炭焼入れ時のマルテンサイト変態の発生メカニズムについて、詳細に検討を行った。
上述の特許文献3~特許文献5では、いずれも、ガス浸炭焼入れ時における、マルテンサイトの変態時期が鋼材中の各部位によってばらつくのを抑制することにより、熱処理変形を抑制している。具体的には、特許文献3では、Ms点を460℃以下にすることにより、マルテンサイト変態時期が鋼材の各部位で大きくずれるのを抑制する。特許文献4及び5では、鋼材の各部位でのMs点のばらつきを抑制することにより、マルテンサイト変態時期が鋼材の各部位で大きくずれるのを抑制する。
そこで、本発明者らは初めに、上述の化学組成を有する鋼材を用いて、特許文献3~5と同様に、鋼材の各部位でのマルテンサイト変態時期を同じとすることにより、熱処理変形を抑制することを試みた。具体的には、鋼材の各部位(横断面観察位置、縦断面観察位置)でのミクロ組織のばらつきを抑え、かつ、各部位のMs点のばらつきもなるべく抑えることにより、熱処理変形を抑えることを試みた。
しかしながら、本発明者らの調査の結果、上述の化学組成の鋼材の各部位でのミクロ組織のばらつきを抑えても、鋼材の各部位でマルテンサイト変態時期がどうしても微小にずれてしまい、各部位で同一時期にマルテンサイト変態させることは極めて困難であることが判明した。具体的には、ガス浸炭処理での急冷時の時間を微小時間に区切った場合、たとえ、鋼材の横断面観察位置及び縦断面観察位置でのミクロ組織のばらつきを極限まで抑えても、鋼材内において、マルテンサイト変態をしている部分(以下、「マルテンサイト変態部分」ともいう)と、マルテンサイト変態していない部分(以下、「マルテンサイト未変態部分」ともいう)とが混在する微小時間帯がどうしても発生してしまうことが判明した。
真空浸炭処理時における鋼材のミクロ組織変化は次のとおりに発生すると考えられる。
焼入れ時間(急冷時間)を微小時間に区切った場合、初めに、鋼材内部の一部でマルテンサイト変態が開始する。その後、時間の進行と共に、中心部分から表層部分方向へ、マルテンサイト変態が進行する。つまり、マルテンサイト変態は、鋼材の表層からではなく、鋼材の内部から発生する。
焼入れ時間(急冷時間)を微小時間に区切った場合、初めに、鋼材内部の一部でマルテンサイト変態が開始する。その後、時間の進行と共に、中心部分から表層部分方向へ、マルテンサイト変態が進行する。つまり、マルテンサイト変態は、鋼材の表層からではなく、鋼材の内部から発生する。
ガス浸炭処理により、鋼材表層の炭素濃度は鋼材内部の炭素濃度よりも高くなっている。そのため、鋼材表層のMs点は、鋼材内部のMs点よりも低い。さらに、仮に、鋼材内部の各部位でMs点を均一にすることが可能であっても、鋼材の形状に起因して、各部位の冷却速度は完全に同一にはならない。そのため、焼入れ時間を微小時間に区切った場合、鋼材の各部位のうち、鋼材内部の冷却速度が速い部位からマルテンサイト変態が開始する。そのため、ガス浸炭処理の焼入れ時において、マルテンサイト変態部分とマルテンサイト未変態部分とが混在する微小時間帯が必ず発生する。
以上の知見に基づいて、本発明者らは、特許文献3~特許文献5に開示した技術思想のように、マルテンサイト変態時期をなるべく同じにして熱処理変形を抑制するのではなく、ガス浸炭処理時において、マルテンサイト変態部分とマルテンサイト未変態部分とが混在する微小時間帯が必ず存在することを前提として、熱処理変形の抑制手段を検討した。
焼入れ時において、マルテンサイト未変態部分はマルテンサイト変態部分よりも軟質である。さらに、体心立方格子構造を有するマルテンサイト変態部分は、面心立方格子構造を有するマルテンサイト未変態部分に比べて体積が大きい。そのため、焼入れ時において、鋼材の一部がマルテンサイト変態することにより、マルテンサイト変態部分とマルテンサイト未変態部分が混在する場合、マルテンサイト未変態部分に歪みが生じる。この歪みが、熱処理変形を引き起こすと考えられる。
そこで、本発明者らは、ガス浸炭処理時において、マルテンサイト変態部分とマルテンサイト未変態部分とが混在する微小時間帯が存在することを前提とした場合、マルテンサイト変態部分が生成した時点でのマルテンサイト未変態部分の強度を高く保つことができれば、マルテンサイト未変態部分の歪みの発生を抑制でき、その結果、熱処理変形を抑制できると考えた。
そこで、本発明者らは、ガス浸炭処理の焼入れ時にマルテンサイト変態部分が生成したときのマルテンサイト未変態部分の強度を高く保持する手段について、さらに検討を行った。上述の化学組成を有する鋼材において、マルテンサイト変態部分が生成する温度域でのマルテンサイト未変態部分の強度を高めるためには、マルテンサイト変態部分が生成する温度域でマルテンサイト未変態部分を強化する元素を適切に含有することが有効である。
上述の化学組成において、マルテンサイト変態部分が生成する温度域でのマルテンサイト未変態部分の強度を高める元素として、C、Si、Mn、Cr及びMoが有効であると本発明者らは考えた。そこで、これらの元素と、ガス浸炭処理の焼入れ時での熱処理変形量との関係について、さらに検討を行った。その結果、上述の化学組成の鋼材においてさらに、次の式(1)を満たすことにより、熱処理変形が顕著に抑制されることが判明した。
1-(0.5C+0.03Si+0.06Mn+0.01Cr+0.05Mo)<0.800 (1)
ここで、式(1)中の各元素記号には、対応する元素の含有量(質量%)が代入される。対応する元素が含有されていない場合、その元素記号には「0」が代入される。
1-(0.5C+0.03Si+0.06Mn+0.01Cr+0.05Mo)<0.800 (1)
ここで、式(1)中の各元素記号には、対応する元素の含有量(質量%)が代入される。対応する元素が含有されていない場合、その元素記号には「0」が代入される。
F1=1-(0.5C+0.03Si+0.06Mn+0.01Cr+0.05Mo)と定義する。図1は、化学組成中の各元素含有量が上述の範囲内であり、かつ、横断面観察位置及び縦断面観察位置でのミクロ組織のばらつきが上述の要件を満たす鋼材における、F1値と最大変形量比(%)との関係を示す図である。最大変形量比は熱処理変形の指標である。最大変形量比が大きいほど、鋼材の熱処理変形が大きいことを示す。最大変形量比は、後述する方法により求めた。
図1を参照して、化学組成中の各元素含有量が上述の範囲内であり、かつ、横断面観察位置及び縦断面観察位置でのミクロ組織が上述の条件(1)~(6)を満たす鋼材では、F1の低下に伴い、最大変形量比が低下する。そして、F1が0.800未満となった場合、最大変形量比が顕著に低下する。つまり、F1に対する最大変形量比は、F1=0.800付近で変曲点を有する。したがって、F1が0.800未満であれば、浸炭焼入れ時の鋼材の熱処理変形を十分に抑制することができる。
以上のとおり、本発明者らは、上述の化学組成を有する鋼材において、横断面観察位置及び縦断面観察位置のミクロ組織のばらつきを抑えて焼入れ時のマルテンサイト変態の発生タイミングのばらつきをある程度抑えつつ、焼入れ時においてマルテンサイト変態部分とマルテンサイト未変態部分とが混在する微小時間帯がどうしても発生することを前提として、F1を0.800未満とすることにより、優れた被削性を有し、ガス浸炭処理後に優れた曲げ疲労強度及び優れた面疲労強度を有し、かつ、ガス浸炭処理後の熱処理変形を十分に抑制できることを見出した。
以上の知見に基づいて完成した本実施形態による鋼材は、次の構成を有する。
[1]
鋼材であって、
化学組成が、質量%で、
C:0.20~0.25%、
Si:0.40~0.70%、
Mn:0.50~0.90%、
Cr:1.00~2.00%、
S:0.005~0.050%、
N:0.0050~0.0200%、
Al:0.001~0.100%、
O:0.0050%以下、及び、
P:0.030%以下を含有し、
残部がFe及び不純物からなり、かつ、式(1)を満たし、
前記鋼材の長手方向に垂直な断面であって半径Rの円形状である横断面において、
前記横断面の中心位置、及び、前記横断面の中心から径方向にR/2の位置であって前記横断面の中心周りに45°ピッチで配置される8箇所の前記R/2位置を、9箇所の横断面観察位置と定義したとき、
前記各横断面観察位置でのミクロ組織は、フェライトを含有し、残部はパーライト及び/又はベイナイトからなり、
前記9箇所の横断面観察位置でのフェライトの面積分率の算術平均値は50~70%であり、かつ、前記フェライトの面積分率の標準偏差は4.0%以下であり、
前記9箇所の横断面観察位置でのフェライトの平均粒径のうち、最小の平均粒径に対する最大の平均粒径の比が2.00以下であり、
前記鋼材の長手方向に平行な断面であって前記鋼材の中心軸を含む縦断面において、
前記中心軸上にR/2ピッチで配置される3箇所の中心軸位置、及び、前記各中心軸位置から前記径方向にR/2の位置に配置される6箇所の前記R/2位置を、9箇所の縦断面観察位置と定義したとき、
前記各縦断面観察位置でのミクロ組織は、フェライトを含有し、残部はパーライト及び/又はベイナイトからなり、
前記9箇所の縦断面観察位置でのフェライトの面積分率の算術平均値は50~70%であり、かつ、前記フェライトの面積分率の標準偏差は4.0%以下であり、
前記9箇所の縦断面観察位置でのフェライトの平均粒径のうち、最小の平均粒径に対する最大の平均粒径の比が2.00以下である、
鋼材。
1-(0.5C+0.03Si+0.06Mn+0.01Cr+0.05Mo)<0.800 (1)
ここで、式(1)中の各元素記号には、対応する元素の含有量(質量%)が代入される。対応する元素が含有されていない場合、その元素記号には「0」が代入される。
鋼材であって、
化学組成が、質量%で、
C:0.20~0.25%、
Si:0.40~0.70%、
Mn:0.50~0.90%、
Cr:1.00~2.00%、
S:0.005~0.050%、
N:0.0050~0.0200%、
Al:0.001~0.100%、
O:0.0050%以下、及び、
P:0.030%以下を含有し、
残部がFe及び不純物からなり、かつ、式(1)を満たし、
前記鋼材の長手方向に垂直な断面であって半径Rの円形状である横断面において、
前記横断面の中心位置、及び、前記横断面の中心から径方向にR/2の位置であって前記横断面の中心周りに45°ピッチで配置される8箇所の前記R/2位置を、9箇所の横断面観察位置と定義したとき、
前記各横断面観察位置でのミクロ組織は、フェライトを含有し、残部はパーライト及び/又はベイナイトからなり、
前記9箇所の横断面観察位置でのフェライトの面積分率の算術平均値は50~70%であり、かつ、前記フェライトの面積分率の標準偏差は4.0%以下であり、
前記9箇所の横断面観察位置でのフェライトの平均粒径のうち、最小の平均粒径に対する最大の平均粒径の比が2.00以下であり、
前記鋼材の長手方向に平行な断面であって前記鋼材の中心軸を含む縦断面において、
前記中心軸上にR/2ピッチで配置される3箇所の中心軸位置、及び、前記各中心軸位置から前記径方向にR/2の位置に配置される6箇所の前記R/2位置を、9箇所の縦断面観察位置と定義したとき、
前記各縦断面観察位置でのミクロ組織は、フェライトを含有し、残部はパーライト及び/又はベイナイトからなり、
前記9箇所の縦断面観察位置でのフェライトの面積分率の算術平均値は50~70%であり、かつ、前記フェライトの面積分率の標準偏差は4.0%以下であり、
前記9箇所の縦断面観察位置でのフェライトの平均粒径のうち、最小の平均粒径に対する最大の平均粒径の比が2.00以下である、
鋼材。
1-(0.5C+0.03Si+0.06Mn+0.01Cr+0.05Mo)<0.800 (1)
ここで、式(1)中の各元素記号には、対応する元素の含有量(質量%)が代入される。対応する元素が含有されていない場合、その元素記号には「0」が代入される。
[2]
[1]に記載の鋼材であって、
前記化学組成はさらに、前記Feの一部に代えて、
Mo:0.30%以下、
Nb:0.050%以下、
Ti:0.020%以下、
Cu:0.50%以下、
Ni:0.80%以下、
V:0.30%以下、
Mg:0.0035%以下、
Ca:0.0030%以下、及び、
希土類元素:0.0050%以下からなる群から選択される1元素以上を含有する、
鋼材。
[1]に記載の鋼材であって、
前記化学組成はさらに、前記Feの一部に代えて、
Mo:0.30%以下、
Nb:0.050%以下、
Ti:0.020%以下、
Cu:0.50%以下、
Ni:0.80%以下、
V:0.30%以下、
Mg:0.0035%以下、
Ca:0.0030%以下、及び、
希土類元素:0.0050%以下からなる群から選択される1元素以上を含有する、
鋼材。
以下、本実施形態の鋼材について詳述する。元素に関する「%」は、特に断りがない限り、質量%を意味する。
本実施形態の鋼材の化学組成は、次の元素を含有する。
C:0.20~0.25%
炭素(C)は、鋼材の強度を高める。C含有量が0.20%未満であれば、他の元素含有量が本実施形態の範囲内であっても、上記効果が十分に得られない。
一方、C含有量が0.25%を超えれば、他の元素含有量が本実施形態の範囲内であっても、焼入れ性が過剰に高くなる。この場合、ガス浸炭処理後の鋼材の硬さが硬くなる。その結果、鋼材の被削性が低下する。
したがって、C含有量は0.20~0.25%である。
C含有量の好ましい下限は0.21%であり、さらに好ましくは0.22%である。
C含有量の好ましい上限は0.24%であり、さらに好ましくは0.23%である。
炭素(C)は、鋼材の強度を高める。C含有量が0.20%未満であれば、他の元素含有量が本実施形態の範囲内であっても、上記効果が十分に得られない。
一方、C含有量が0.25%を超えれば、他の元素含有量が本実施形態の範囲内であっても、焼入れ性が過剰に高くなる。この場合、ガス浸炭処理後の鋼材の硬さが硬くなる。その結果、鋼材の被削性が低下する。
したがって、C含有量は0.20~0.25%である。
C含有量の好ましい下限は0.21%であり、さらに好ましくは0.22%である。
C含有量の好ましい上限は0.24%であり、さらに好ましくは0.23%である。
Si:0.40~0.70%
シリコン(Si)は、鋼材の焼入れ性を高め、鋼材の強度を高める。Siはさらに、機械構造用部品の硬化層の焼戻し軟化抵抗を高める。そのため、機械構造用部品の面疲労強度が高まる。Si含有量が0.40%未満であれば、他の元素含有量が本実施形態の範囲内であっても、上記効果が十分に得られない。
一方、Si含有量が0.70%を超えれば、他の元素含有量が本実施形態の範囲内であっても、ガス浸炭処理後の粒界酸化層が過剰に深くなる。この場合、機械構造用部品の曲げ疲労強度が低下する。
したがって、Si含有量は0.40~0.70%である。
Si含有量の好ましい下限は0.41%であり、さらに好ましくは0.42%であり、さらに好ましくは0.45%であり、さらに好ましくは0.47%であり、さらに好ましくは0.50%である。
Si含有量の好ましい上限は0.69%であり、さらに好ましくは0.67%であり、さらに好ましくは0.65%であり、さらに好ましくは0.63%である。
シリコン(Si)は、鋼材の焼入れ性を高め、鋼材の強度を高める。Siはさらに、機械構造用部品の硬化層の焼戻し軟化抵抗を高める。そのため、機械構造用部品の面疲労強度が高まる。Si含有量が0.40%未満であれば、他の元素含有量が本実施形態の範囲内であっても、上記効果が十分に得られない。
一方、Si含有量が0.70%を超えれば、他の元素含有量が本実施形態の範囲内であっても、ガス浸炭処理後の粒界酸化層が過剰に深くなる。この場合、機械構造用部品の曲げ疲労強度が低下する。
したがって、Si含有量は0.40~0.70%である。
Si含有量の好ましい下限は0.41%であり、さらに好ましくは0.42%であり、さらに好ましくは0.45%であり、さらに好ましくは0.47%であり、さらに好ましくは0.50%である。
Si含有量の好ましい上限は0.69%であり、さらに好ましくは0.67%であり、さらに好ましくは0.65%であり、さらに好ましくは0.63%である。
Mn:0.50~0.90%
マンガン(Mn)は、鋼材の焼入れ性を高め、機械構造用部品の曲げ疲労強度及び面疲労強度を高める。Mn含有量が0.50%未満であれば、他の元素含有量が本実施形態の範囲内であっても、上記効果が十分に得られない。
一方、Mn含有量が0.90%を超えれば、他の元素含有量が本実施形態の範囲内であっても、ガス浸炭処理時に機械構造用部品の表層で、Mn酸化物の形成が促進される。この場合、機械構造用部品の粒界酸化層が過剰に深くなる。そのため、機械構造用部品の曲げ疲労強度が低下する。機械構造用部品の表層に形成されたMn酸化物はさらに、表面起点剥離の原因となる。表面起点剥離が起これば、機械構造用部品の面疲労強度が低下する。
したがって、Mn含有量は0.50~0.90%である。
Mn含有量の好ましい下限は0.51%であり、さらに好ましくは0.52%であり、さらに好ましくは0.55%であり、さらに好ましくは0.60%である。
Mn含有量の好ましい上限は0.89%であり、さらに好ましくは0.87%であり、さらに好ましくは0.85%である。
マンガン(Mn)は、鋼材の焼入れ性を高め、機械構造用部品の曲げ疲労強度及び面疲労強度を高める。Mn含有量が0.50%未満であれば、他の元素含有量が本実施形態の範囲内であっても、上記効果が十分に得られない。
一方、Mn含有量が0.90%を超えれば、他の元素含有量が本実施形態の範囲内であっても、ガス浸炭処理時に機械構造用部品の表層で、Mn酸化物の形成が促進される。この場合、機械構造用部品の粒界酸化層が過剰に深くなる。そのため、機械構造用部品の曲げ疲労強度が低下する。機械構造用部品の表層に形成されたMn酸化物はさらに、表面起点剥離の原因となる。表面起点剥離が起これば、機械構造用部品の面疲労強度が低下する。
したがって、Mn含有量は0.50~0.90%である。
Mn含有量の好ましい下限は0.51%であり、さらに好ましくは0.52%であり、さらに好ましくは0.55%であり、さらに好ましくは0.60%である。
Mn含有量の好ましい上限は0.89%であり、さらに好ましくは0.87%であり、さらに好ましくは0.85%である。
Cr:1.00~2.00%
クロム(Cr)は、鋼材の焼入れ性を高め、機械構造用部品の曲げ疲労強度及び面疲労強度を高める。Cr含有量が1.00%未満であれば、他の元素含有量が本実施形態の範囲内であっても、上記効果が十分に得られない。
一方、Cr含有量が2.00%を超えれば、他の元素含有量が本実施形態の範囲内であっても、鋼材が硬くなりすぎる。この場合、鋼材の被削性が低下する。
したがって、Cr含有量は1.00~2.00%である。
Cr含有量の好ましい下限は1.10%であり、さらに好ましくは1.20%であり、さらに好ましくは1.40%であり、さらに好ましくは1.60%であり、さらに好ましくは1.70%であり、さらに好ましくは1.80%である。
Cr含有量の好ましい上限は2.00%未満であり、さらに好ましくは1.95%であり、さらに好ましくは1.90%である。
クロム(Cr)は、鋼材の焼入れ性を高め、機械構造用部品の曲げ疲労強度及び面疲労強度を高める。Cr含有量が1.00%未満であれば、他の元素含有量が本実施形態の範囲内であっても、上記効果が十分に得られない。
一方、Cr含有量が2.00%を超えれば、他の元素含有量が本実施形態の範囲内であっても、鋼材が硬くなりすぎる。この場合、鋼材の被削性が低下する。
したがって、Cr含有量は1.00~2.00%である。
Cr含有量の好ましい下限は1.10%であり、さらに好ましくは1.20%であり、さらに好ましくは1.40%であり、さらに好ましくは1.60%であり、さらに好ましくは1.70%であり、さらに好ましくは1.80%である。
Cr含有量の好ましい上限は2.00%未満であり、さらに好ましくは1.95%であり、さらに好ましくは1.90%である。
S:0.005~0.050%
硫黄(S)は、Mnと結合してMnSを形成する。MnSは、鋼材の被削性を高める。S含有量が0.005%未満であれば、他の元素含有量が本実施形態の範囲内であっても、上記効果が十分に得られない。
一方、S含有量が0.050%を超えれば、他の元素含有量が本実施形態の範囲内であっても、MnSが過剰に多く形成される。この場合、機械構造用部品の曲げ疲労強度及び面疲労強度が低下する。
したがって、S含有量は0.005~0.050%である。
S含有量の好ましい下限は0.007%であり、さらに好ましくは0.010%であり、さらに好ましくは0.013%であり、さらに好ましくは0.015%である。
S含有量の好ましい上限は0.049%であり、さらに好ましくは0.045%であり、さらに好ましくは0.040%であり、さらに好ましくは0.035%であり、さらに好ましくは0.025%である。
硫黄(S)は、Mnと結合してMnSを形成する。MnSは、鋼材の被削性を高める。S含有量が0.005%未満であれば、他の元素含有量が本実施形態の範囲内であっても、上記効果が十分に得られない。
一方、S含有量が0.050%を超えれば、他の元素含有量が本実施形態の範囲内であっても、MnSが過剰に多く形成される。この場合、機械構造用部品の曲げ疲労強度及び面疲労強度が低下する。
したがって、S含有量は0.005~0.050%である。
S含有量の好ましい下限は0.007%であり、さらに好ましくは0.010%であり、さらに好ましくは0.013%であり、さらに好ましくは0.015%である。
S含有量の好ましい上限は0.049%であり、さらに好ましくは0.045%であり、さらに好ましくは0.040%であり、さらに好ましくは0.035%であり、さらに好ましくは0.025%である。
N:0.0050~0.0200%
窒素(N)は、Al及びNbと結合して、AlN及びNbNを形成する。AlN及びNbNは、ピンニング効果により、ガス浸炭処理の加熱時における結晶粒の粗大化を抑制する。N含有量が0.0050%未満であれば、他の元素含有量が本実施形態の範囲内であっても、上記効果が十分に得られない。
一方、N含有量が0.0200%を超えれば、他の元素含有量が本実施形態の範囲内であっても、製鋼工程において、製造した鋳片又はインゴットの表面に疵が発生しやすくなる。
したがって、N含有量は0.0050~0.0200%である。
N含有量の好ましい下限は0.0100%であり、さらに好ましくは0.0120%であり、さらに好ましくは0.0130%である。
N含有量の好ましい上限は0.0200%未満であり、さらに好ましくは0.0190%であり、さらに好ましくは0.0180%であり、さらに好ましくは0.0150%である。
窒素(N)は、Al及びNbと結合して、AlN及びNbNを形成する。AlN及びNbNは、ピンニング効果により、ガス浸炭処理の加熱時における結晶粒の粗大化を抑制する。N含有量が0.0050%未満であれば、他の元素含有量が本実施形態の範囲内であっても、上記効果が十分に得られない。
一方、N含有量が0.0200%を超えれば、他の元素含有量が本実施形態の範囲内であっても、製鋼工程において、製造した鋳片又はインゴットの表面に疵が発生しやすくなる。
したがって、N含有量は0.0050~0.0200%である。
N含有量の好ましい下限は0.0100%であり、さらに好ましくは0.0120%であり、さらに好ましくは0.0130%である。
N含有量の好ましい上限は0.0200%未満であり、さらに好ましくは0.0190%であり、さらに好ましくは0.0180%であり、さらに好ましくは0.0150%である。
Al:0.001~0.100%
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を形成する。AlNは、ピンニング効果により、ガス浸炭処理の加熱時における結晶粒の粗大化を抑制する。Al含有量が0.001%未満であれば、他の元素含有量が本実施形態の範囲内であっても、上記効果が十分に得られない。
一方、Al含有量が0.100%を超えれば、他の元素含有量が本実施形態の範囲内であっても、粗大なAl酸化物の形成が促進される。粗大なAl酸化物は、機械構造用部品の曲げ疲労強度を低下させる。
したがって、Al含有量は0.001~0.100%である。
Al含有量の好ましい下限は0.020%であり、さらに好ましくは0.025%であり、さらに好ましくは0.027%であり、さらに好ましくは0.030%である。
Al含有量の好ましい上限は0.090%であり、さらに好ましくは0.070%であり、さらに好ましくは0.050%であり、さらに好ましくは0.045%であり、さらに好ましくは0.040%であり、さらに好ましくは0.035%である。
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を形成する。AlNは、ピンニング効果により、ガス浸炭処理の加熱時における結晶粒の粗大化を抑制する。Al含有量が0.001%未満であれば、他の元素含有量が本実施形態の範囲内であっても、上記効果が十分に得られない。
一方、Al含有量が0.100%を超えれば、他の元素含有量が本実施形態の範囲内であっても、粗大なAl酸化物の形成が促進される。粗大なAl酸化物は、機械構造用部品の曲げ疲労強度を低下させる。
したがって、Al含有量は0.001~0.100%である。
Al含有量の好ましい下限は0.020%であり、さらに好ましくは0.025%であり、さらに好ましくは0.027%であり、さらに好ましくは0.030%である。
Al含有量の好ましい上限は0.090%であり、さらに好ましくは0.070%であり、さらに好ましくは0.050%であり、さらに好ましくは0.045%であり、さらに好ましくは0.040%であり、さらに好ましくは0.035%である。
O(酸素):0.0050%以下
酸素(O)は不純物である。Oは鋼材中の他の元素と結合して粗大な酸化物系介在物を形成する。粗大な酸化物系介在物は、機械構造用部品の曲げ疲労強度を低下する。O含有量が0.0050%を超えれば、他の元素含有量が本実施形態の範囲内であっても、機械構造用部品の曲げ疲労強度が顕著に低下する。
したがって、O含有量は0.0050%以下である。
O含有量はなるべく低い方が好ましい。しかしながら、O含有量の過剰な低減は、製造コストを引き上げる。したがって、通常の工業生産を考慮した場合、O含有量の好ましい下限は0%超であり、さらに好ましくは0.0001%であり、さらに好ましくは0.0005%であり、さらに好ましくは0.0010%である。
O含有量の好ましい上限は0.0040%であり、さらに好ましくは0.0030%であり、さらに好ましくは0.0020%であり、さらに好ましくは0.0015%である。
酸素(O)は不純物である。Oは鋼材中の他の元素と結合して粗大な酸化物系介在物を形成する。粗大な酸化物系介在物は、機械構造用部品の曲げ疲労強度を低下する。O含有量が0.0050%を超えれば、他の元素含有量が本実施形態の範囲内であっても、機械構造用部品の曲げ疲労強度が顕著に低下する。
したがって、O含有量は0.0050%以下である。
O含有量はなるべく低い方が好ましい。しかしながら、O含有量の過剰な低減は、製造コストを引き上げる。したがって、通常の工業生産を考慮した場合、O含有量の好ましい下限は0%超であり、さらに好ましくは0.0001%であり、さらに好ましくは0.0005%であり、さらに好ましくは0.0010%である。
O含有量の好ましい上限は0.0040%であり、さらに好ましくは0.0030%であり、さらに好ましくは0.0020%であり、さらに好ましくは0.0015%である。
P:0.030%以下
リン(P)は不純物である。Pは粒界に偏析して粒界強度を低下する。P含有量が0.030%を超えれば、他の元素含有量が本実施形態の範囲内であっても、Pが粒界に過剰に偏析して粒界強度が低下する。その結果、機械構造用部品の曲げ疲労強度及び面疲労強度が低下する。
したがって、P含有量は0.030%以下である。
P含有量はなるべく低い方が好ましい。しかしながら、P含有量の過剰な低減は製造コストを引き上げる。したがって、通常の工業生産を考慮した場合、P含有量の好ましい下限は0%超であり、さらに好ましくは0.001%であり、さらに好ましくは0.005%であり、さらに好ましくは0.010%である。
P含有量の好ましい上限は0.025%であり、さらに好ましくは0.020%であり、さらに好ましくは0.015%である。
リン(P)は不純物である。Pは粒界に偏析して粒界強度を低下する。P含有量が0.030%を超えれば、他の元素含有量が本実施形態の範囲内であっても、Pが粒界に過剰に偏析して粒界強度が低下する。その結果、機械構造用部品の曲げ疲労強度及び面疲労強度が低下する。
したがって、P含有量は0.030%以下である。
P含有量はなるべく低い方が好ましい。しかしながら、P含有量の過剰な低減は製造コストを引き上げる。したがって、通常の工業生産を考慮した場合、P含有量の好ましい下限は0%超であり、さらに好ましくは0.001%であり、さらに好ましくは0.005%であり、さらに好ましくは0.010%である。
P含有量の好ましい上限は0.025%であり、さらに好ましくは0.020%であり、さらに好ましくは0.015%である。
本実施形態による鋼材の化学組成の残部は、Fe及び不純物からなる。ここで、不純物とは、鋼材を工業的に製造する際に、原料としての鉱石、スクラップ、又は、製造環境などから混入されるものであって、本実施形態の鋼材に悪影響を与えない範囲で許容されるものを意味する。ここでいう不純物は、B、Pb、W、Sb、Bi、Co、Ta、Sn、In、Zr、Te、Se、及びZn等である。O及びP以外の不純物の合計含有量は0.01%以下である。なお、上記不純物のうち、B含有量は0.0003%以下である。
[任意元素(optional elements)について]
本実施形態の鋼材の化学組成はさらに、Feの一部に代えて、
Mo:0.30%以下、
Nb:0.050%以下、
Ti:0.020%以下、
Cu:0.50%以下、
Ni:0.80%以下、
V:0.30%以下、
Mg:0.0035%以下、
Ca:0.0030%以下、及び、
希土類元素:0.0050%以下からなる群から選択される1元素以上を含有してもよい。これらの元素は任意元素であり、いずれも、機械構造用部品の曲げ疲労強度及び面疲労強度を高める。
本実施形態の鋼材の化学組成はさらに、Feの一部に代えて、
Mo:0.30%以下、
Nb:0.050%以下、
Ti:0.020%以下、
Cu:0.50%以下、
Ni:0.80%以下、
V:0.30%以下、
Mg:0.0035%以下、
Ca:0.0030%以下、及び、
希土類元素:0.0050%以下からなる群から選択される1元素以上を含有してもよい。これらの元素は任意元素であり、いずれも、機械構造用部品の曲げ疲労強度及び面疲労強度を高める。
Mo:0.30%以下
モリブデン(Mo)は任意元素であり、含有されなくてもよい。つまり、Mo含有量は0%であってもよい。
含有される場合、Moは鋼材の焼入れ性を高め、機械構造用部品の曲げ疲労強度及び面疲労強度を高める。Moが少しでも含有されれば、上記効果がある程度得られる。
しかしながら、Mo含有量が0.30%を超えれば、他の元素含有量が本実施形態の範囲内であっても、鋼材が硬くなりすぎる。この場合、鋼材の被削性が低下する。
したがって、Mo含有量は0~0.30%であり、含有される場合、0.30%以下(つまり、0超~0.30%)である。
Mo含有量の好ましい下限は0.01%であり、さらに好ましくは0.02%であり、さらに好ましくは0.05%であり、さらに好ましくは0.10%である。
Mo含有量の好ましい上限は0.30%未満であり、さらに好ましくは0.25%であり、さらに好ましくは0.20%であり、さらに好ましくは0.15%である。
モリブデン(Mo)は任意元素であり、含有されなくてもよい。つまり、Mo含有量は0%であってもよい。
含有される場合、Moは鋼材の焼入れ性を高め、機械構造用部品の曲げ疲労強度及び面疲労強度を高める。Moが少しでも含有されれば、上記効果がある程度得られる。
しかしながら、Mo含有量が0.30%を超えれば、他の元素含有量が本実施形態の範囲内であっても、鋼材が硬くなりすぎる。この場合、鋼材の被削性が低下する。
したがって、Mo含有量は0~0.30%であり、含有される場合、0.30%以下(つまり、0超~0.30%)である。
Mo含有量の好ましい下限は0.01%であり、さらに好ましくは0.02%であり、さらに好ましくは0.05%であり、さらに好ましくは0.10%である。
Mo含有量の好ましい上限は0.30%未満であり、さらに好ましくは0.25%であり、さらに好ましくは0.20%であり、さらに好ましくは0.15%である。
Nb:0.050%以下
ニオブ(Nb)は、任意元素であり、含有されなくてもよい。つまり、Nb含有量は0%であってもよい。
含有される場合、NbはC及び/又はNと結合してNb析出物(NbC、NbN、Nb(CN)等)を形成する。Nb析出物は、AlNと同様に、ピンニング効果により、ガス浸炭処理での結晶粒の粗大化を抑制する。そのため、機械構造用部品の曲げ疲労強度及び面疲労強度が高まる。Nbが少しでも含有されれば、上記効果がある程度得られる。
しかしながら、Nb含有量が0.050%を超えれば、他の元素含有量が本実施形態の範囲内であっても、Nb析出物が粗大化する。この場合、ガス浸炭処理での結晶粒の粗大化を十分に抑制できない。そのため、機械構造用部品の曲げ疲労強度及び面疲労強度が低下する。
したがって、Nb含有量は0~0.050%であり、含有される場合、0.050%以下(つまり、0超~0.050%)である。
Nb含有量の好ましい下限は0.001%であり、さらに好ましくは0.010%であり、さらに好ましくは0.015%であり、さらに好ましくは0.020%であり、さらに好ましくは0.025%である。
Nb含有量の好ましい上限は0.050%未満であり、さらに好ましくは0.045%であり、さらに好ましくは0.040%であり、さらに好ましくは0.035%である。
ニオブ(Nb)は、任意元素であり、含有されなくてもよい。つまり、Nb含有量は0%であってもよい。
含有される場合、NbはC及び/又はNと結合してNb析出物(NbC、NbN、Nb(CN)等)を形成する。Nb析出物は、AlNと同様に、ピンニング効果により、ガス浸炭処理での結晶粒の粗大化を抑制する。そのため、機械構造用部品の曲げ疲労強度及び面疲労強度が高まる。Nbが少しでも含有されれば、上記効果がある程度得られる。
しかしながら、Nb含有量が0.050%を超えれば、他の元素含有量が本実施形態の範囲内であっても、Nb析出物が粗大化する。この場合、ガス浸炭処理での結晶粒の粗大化を十分に抑制できない。そのため、機械構造用部品の曲げ疲労強度及び面疲労強度が低下する。
したがって、Nb含有量は0~0.050%であり、含有される場合、0.050%以下(つまり、0超~0.050%)である。
Nb含有量の好ましい下限は0.001%であり、さらに好ましくは0.010%であり、さらに好ましくは0.015%であり、さらに好ましくは0.020%であり、さらに好ましくは0.025%である。
Nb含有量の好ましい上限は0.050%未満であり、さらに好ましくは0.045%であり、さらに好ましくは0.040%であり、さらに好ましくは0.035%である。
Ti:0.020%以下
チタン(Ti)は任意元素であり、含有されなくてもよい。つまり、Ti含有量は0%であってもよい。
含有される場合、TiはNbと同様に、Ti析出物(TiC、TiN、Ti(CN)等)を形成する。Ti析出物は、ピンニング効果により、ガス浸炭処理での結晶粒の粗大化を抑制する。そのため、機械構造用部品の曲げ疲労強度及び面疲労強度が高まる。Tiが少しでも含有されれば、上記効果がある程度得られる。
しかしながら、Ti含有量が0.020%を超えれば、他の元素含有量が本実施形態の範囲内であっても、Ti析出物が粗大化する。この場合、ガス浸炭処理での結晶粒の粗大化を十分に抑制できない。そのため、機械構造用部品の曲げ疲労強度及び面疲労強度が低下する。
したがって、Ti含有量は0~0.020%であり、含有される場合、0.020%以下(つまり、0超~0.020%)である。
Ti含有量の好ましい下限は0.001%であり、さらに好ましくは0.005%であり、さらに好ましくは0.010%である。
Ti含有量の好ましい上限は0.019%であり、さらに好ましくは0.017%であり、さらに好ましくは0.015%である。
チタン(Ti)は任意元素であり、含有されなくてもよい。つまり、Ti含有量は0%であってもよい。
含有される場合、TiはNbと同様に、Ti析出物(TiC、TiN、Ti(CN)等)を形成する。Ti析出物は、ピンニング効果により、ガス浸炭処理での結晶粒の粗大化を抑制する。そのため、機械構造用部品の曲げ疲労強度及び面疲労強度が高まる。Tiが少しでも含有されれば、上記効果がある程度得られる。
しかしながら、Ti含有量が0.020%を超えれば、他の元素含有量が本実施形態の範囲内であっても、Ti析出物が粗大化する。この場合、ガス浸炭処理での結晶粒の粗大化を十分に抑制できない。そのため、機械構造用部品の曲げ疲労強度及び面疲労強度が低下する。
したがって、Ti含有量は0~0.020%であり、含有される場合、0.020%以下(つまり、0超~0.020%)である。
Ti含有量の好ましい下限は0.001%であり、さらに好ましくは0.005%であり、さらに好ましくは0.010%である。
Ti含有量の好ましい上限は0.019%であり、さらに好ましくは0.017%であり、さらに好ましくは0.015%である。
Cu:0.50%以下
銅(Cu)は任意元素であり、含有されなくてもよい。つまり、Cu含有量は0%であってもよい。
含有される場合、Cuは鋼材の焼入れ性を高め、機械構造用部品の曲げ疲労強度及び面疲労強度を高める。Cuが少しでも含有されれば、上記効果がある程度得られる。
しかしながら、Cu含有量が0.50%を超えれば、他の元素含有量が本実施形態の範囲内であっても、鋼材が硬くなりすぎる。この場合、鋼材の被削性が低下する。
したがって、Cu含有量は0~0.50%であり、含有される場合、0.50%以下(つまり、0超~0.50%)である。
Cu含有量の好ましい下限は0.01%であり、さらに好ましくは0.05%であり、さらに好ましくは0.10%である。Cu含有量の好ましい上限は0.45%であり、さらに好ましくは0.40%であり、さらに好ましくは0.30%であり、さらに好ましくは0.25%である。
銅(Cu)は任意元素であり、含有されなくてもよい。つまり、Cu含有量は0%であってもよい。
含有される場合、Cuは鋼材の焼入れ性を高め、機械構造用部品の曲げ疲労強度及び面疲労強度を高める。Cuが少しでも含有されれば、上記効果がある程度得られる。
しかしながら、Cu含有量が0.50%を超えれば、他の元素含有量が本実施形態の範囲内であっても、鋼材が硬くなりすぎる。この場合、鋼材の被削性が低下する。
したがって、Cu含有量は0~0.50%であり、含有される場合、0.50%以下(つまり、0超~0.50%)である。
Cu含有量の好ましい下限は0.01%であり、さらに好ましくは0.05%であり、さらに好ましくは0.10%である。Cu含有量の好ましい上限は0.45%であり、さらに好ましくは0.40%であり、さらに好ましくは0.30%であり、さらに好ましくは0.25%である。
Ni:0.80%以下
ニッケル(Ni)は任意元素であり、含有されなくてもよい。つまり、Ni含有量は0%であってもよい。
含有される場合、Niは鋼材の焼入れ性を高め、機械構造用部品の曲げ疲労強度及び面疲労強度を高める。Niが少しでも含有されれば、上記効果がある程度得られる。
しかしながら、Ni含有量が0.80%を超えれば、他の元素含有量が本実施形態の範囲内であっても、鋼材が硬くなりすぎる。この場合、鋼材の被削性が低下する。
したがって、Ni含有量は0~0.80%であり、含有される場合、0.80%以下(つまり、0超~0.80%)である。
Ni含有量の好ましい下限は0.01%であり、さらに好ましくは0.05%であり、さらに好ましくは0.10%である。
Ni含有量の好ましい上限は0.70%であり、さらに好ましくは0.60%であり、さらに好ましくは0.40%であり、さらに好ましくは0.20%である。
ニッケル(Ni)は任意元素であり、含有されなくてもよい。つまり、Ni含有量は0%であってもよい。
含有される場合、Niは鋼材の焼入れ性を高め、機械構造用部品の曲げ疲労強度及び面疲労強度を高める。Niが少しでも含有されれば、上記効果がある程度得られる。
しかしながら、Ni含有量が0.80%を超えれば、他の元素含有量が本実施形態の範囲内であっても、鋼材が硬くなりすぎる。この場合、鋼材の被削性が低下する。
したがって、Ni含有量は0~0.80%であり、含有される場合、0.80%以下(つまり、0超~0.80%)である。
Ni含有量の好ましい下限は0.01%であり、さらに好ましくは0.05%であり、さらに好ましくは0.10%である。
Ni含有量の好ましい上限は0.70%であり、さらに好ましくは0.60%であり、さらに好ましくは0.40%であり、さらに好ましくは0.20%である。
V:0.30%以下
バナジウム(V)は任意元素であり、含有されなくてもよい。つまり、V含有量は0%であってもよい。
含有される場合、VはNbと同様に、V析出物(VC、VN、V(CN)等)を形成する。V析出物は、ピンニング効果により、ガス浸炭処理での結晶粒の粗大化を抑制する。そのため、機械構造用部品の曲げ疲労強度及び面疲労強度が高まる。Vが少しでも含有されれば、上記効果がある程度得られる。
しかしながら、V含有量が0.30%を超えれば、他の元素含有量が本実施形態の範囲内であっても、鋼材が硬くなりすぎる。この場合、鋼材の被削性が低下する。
したがって、V含有量は0~0.30%であり、含有される場合、0.30%以下(つまり、0超~0.30%)である。
V含有量の好ましい下限は0.01%であり、さらに好ましくは0.03%であり、さらに好ましくは0.04%である。
V含有量の好ましい上限は0.20%であり、さらに好ましくは0.15%であり、さらに好ましくは0.10%である。
バナジウム(V)は任意元素であり、含有されなくてもよい。つまり、V含有量は0%であってもよい。
含有される場合、VはNbと同様に、V析出物(VC、VN、V(CN)等)を形成する。V析出物は、ピンニング効果により、ガス浸炭処理での結晶粒の粗大化を抑制する。そのため、機械構造用部品の曲げ疲労強度及び面疲労強度が高まる。Vが少しでも含有されれば、上記効果がある程度得られる。
しかしながら、V含有量が0.30%を超えれば、他の元素含有量が本実施形態の範囲内であっても、鋼材が硬くなりすぎる。この場合、鋼材の被削性が低下する。
したがって、V含有量は0~0.30%であり、含有される場合、0.30%以下(つまり、0超~0.30%)である。
V含有量の好ましい下限は0.01%であり、さらに好ましくは0.03%であり、さらに好ましくは0.04%である。
V含有量の好ましい上限は0.20%であり、さらに好ましくは0.15%であり、さらに好ましくは0.10%である。
Mg:0.0035%以下
マグネシウム(Mg)は任意元素であり、含有されなくてもよい。つまり、Mg含有量は0%であってもよい。
含有される場合、MgはAlと同様に、鋼を脱酸する。この場合、粗大な酸化物の生成が抑制される。そのため、機械構造用部品の曲げ疲労強度及び面疲労強度が高まる。Mgが少しでも含有されれば、上記効果がある程度得られる。
しかしながら、Mg含有量が0.0035%を超えれば、他の元素含有量が本実施形態の範囲内であっても、鋼材中に粗大なMg酸化物の形成が促進される。この場合、熱間加工時の限界加工率が低下する。
したがって、Mg含有量は0~0.0035%であり、含有される場合、0.0035%以下(つまり、0超~0.0035%)である。
Mg含有量の好ましい下限は0.0001%であり、さらに好ましくは0.0003%であり、さらに好ましくは0.0005%である。
Mg含有量の好ましい上限は0.0030%であり、さらに好ましくは0.0028%であり、さらに好ましくは0.0025%であり、さらに好ましくは0.0020%である。
マグネシウム(Mg)は任意元素であり、含有されなくてもよい。つまり、Mg含有量は0%であってもよい。
含有される場合、MgはAlと同様に、鋼を脱酸する。この場合、粗大な酸化物の生成が抑制される。そのため、機械構造用部品の曲げ疲労強度及び面疲労強度が高まる。Mgが少しでも含有されれば、上記効果がある程度得られる。
しかしながら、Mg含有量が0.0035%を超えれば、他の元素含有量が本実施形態の範囲内であっても、鋼材中に粗大なMg酸化物の形成が促進される。この場合、熱間加工時の限界加工率が低下する。
したがって、Mg含有量は0~0.0035%であり、含有される場合、0.0035%以下(つまり、0超~0.0035%)である。
Mg含有量の好ましい下限は0.0001%であり、さらに好ましくは0.0003%であり、さらに好ましくは0.0005%である。
Mg含有量の好ましい上限は0.0030%であり、さらに好ましくは0.0028%であり、さらに好ましくは0.0025%であり、さらに好ましくは0.0020%である。
Ca:0.0030%以下
カルシウム(Ca)は任意元素であり、含有されなくてもよい。つまり、Ca含有量は0%であってもよい。
含有される場合、Caは鋼材中の硫化物を微細化する。Caはさらに、鋼材中の硫化物の球状化を促進する。そのため、機械構造用部品の曲げ疲労強度及び面疲労強度が高まる。Caが少しでも含有されれば、上記効果がある程度得られる。
しかしながら、Ca含有量が0.0030%を超えれば、他の元素含有量が本実施形態の範囲内であっても、鋼材中に粗大なCa酸化物が生成する。この場合、機械構造用部品の曲げ疲労強度及び面疲労強度が低下する。
したがって、Ca含有量は0~0.0030%であり、含有される場合、0.0030%以下(つまり、0超~0.0030%)である。
Ca含有量の好ましい下限は0.0001%であり、さらに好ましくは0.0002%であり、さらに好ましくは0.0005%であり、さらに好ましくは0.0007%であり、さらに好ましくは0.0010%である。
Ca含有量の好ましい上限は0.0025%であり、さらに好ましくは0.0022%であり、さらに好ましくは0.0020%である。
カルシウム(Ca)は任意元素であり、含有されなくてもよい。つまり、Ca含有量は0%であってもよい。
含有される場合、Caは鋼材中の硫化物を微細化する。Caはさらに、鋼材中の硫化物の球状化を促進する。そのため、機械構造用部品の曲げ疲労強度及び面疲労強度が高まる。Caが少しでも含有されれば、上記効果がある程度得られる。
しかしながら、Ca含有量が0.0030%を超えれば、他の元素含有量が本実施形態の範囲内であっても、鋼材中に粗大なCa酸化物が生成する。この場合、機械構造用部品の曲げ疲労強度及び面疲労強度が低下する。
したがって、Ca含有量は0~0.0030%であり、含有される場合、0.0030%以下(つまり、0超~0.0030%)である。
Ca含有量の好ましい下限は0.0001%であり、さらに好ましくは0.0002%であり、さらに好ましくは0.0005%であり、さらに好ましくは0.0007%であり、さらに好ましくは0.0010%である。
Ca含有量の好ましい上限は0.0025%であり、さらに好ましくは0.0022%であり、さらに好ましくは0.0020%である。
希土類元素(REM):0.0050%以下
希土類元素(REM)は任意元素であり、含有されなくてもよい。つまり、REM含有量は0%であってもよい。含有される場合、REMは、鋼材中の硫化物に固溶して、MnSが延伸するのを抑制する。その結果、機械構造用部品の曲げ疲労強度及び面疲労強度が高まる。REMが少しでも含有されれば、上記効果がある程度得られる。
しかしながら、REM含有量が0.0050%を超えれば、他の元素含有量が本実施形態の範囲内であっても、粗大な酸化物が生成する。この場合、機械構造用部品の曲げ疲労強度及び面疲労強度が低下する。
したがって、REM含有量は0~0.0050%であり、含有される場合、0.0050%以下(つまり、0超~0.0050%)である。
REM含有量の好ましい下限は0.0001%であり、さらに好ましくは0.0010%であり、さらに好ましくは0.0020%である。
REM含有量の好ましい上限は0.0045%であり、さらに好ましくは0.0040%であり、さらに好ましくは0.0035%であり、さらに好ましくは0.0030%である。
希土類元素(REM)は任意元素であり、含有されなくてもよい。つまり、REM含有量は0%であってもよい。含有される場合、REMは、鋼材中の硫化物に固溶して、MnSが延伸するのを抑制する。その結果、機械構造用部品の曲げ疲労強度及び面疲労強度が高まる。REMが少しでも含有されれば、上記効果がある程度得られる。
しかしながら、REM含有量が0.0050%を超えれば、他の元素含有量が本実施形態の範囲内であっても、粗大な酸化物が生成する。この場合、機械構造用部品の曲げ疲労強度及び面疲労強度が低下する。
したがって、REM含有量は0~0.0050%であり、含有される場合、0.0050%以下(つまり、0超~0.0050%)である。
REM含有量の好ましい下限は0.0001%であり、さらに好ましくは0.0010%であり、さらに好ましくは0.0020%である。
REM含有量の好ましい上限は0.0045%であり、さらに好ましくは0.0040%であり、さらに好ましくは0.0035%であり、さらに好ましくは0.0030%である。
本明細書におけるREMとは、原子番号21番のスカンジウム(Sc)、原子番号39番のイットリウム(Y)、及び、ランタノイドである原子番号57番のランタン(La)~原子番号71番のルテチウム(Lu)からなる群から選択される1元素以上の元素である。本明細書におけるREM含有量とは、これらの元素の合計含有量である。
[鋼材のミクロ組織について]
本実施形態の鋼材のミクロ組織はフェライトを含有し、残部はパーライト及び/又はベイナイトであり、フェライトの面積分率は50~70%である。
本実施形態の鋼材のミクロ組織はフェライトを含有し、残部はパーライト及び/又はベイナイトであり、フェライトの面積分率は50~70%である。
フェライトの面積分率が50%未満であれば、鋼材中において、パーライト及び/又はベイナイトの面積分率が高すぎる。この場合、鋼材の硬さが過剰に高まる。その結果、鋼材の被削性が低下する。
一方、フェライトの面積分率が70%を超えれば、ガス浸炭処理時に結晶粒径がばらつきやすくなる。そのため、ガス浸炭処理時に熱処理変形が過剰に発生する。
一方、フェライトの面積分率が70%を超えれば、ガス浸炭処理時に結晶粒径がばらつきやすくなる。そのため、ガス浸炭処理時に熱処理変形が過剰に発生する。
フェライトの面積分率が50~70%であり、ミクロ組織中のフェライト以外の残部がパーライト及び/又はベイナイトである場合、鋼材の被削性が十分に高まる。さらに、ガス浸炭処理時の熱処理変形を抑えることができる。
本実施形態の鋼材では、各横断面観察位置、及び、各縦断面観察位置におけるミクロ組織が、面積分率で50~70%のフェライトを含有し、残部がパーライト及び/又はベイナイトからなる。
各観察位置(各横断面観察位置、各縦断面観察位置)におけるフェライトの面積分率の好ましい下限は52%であり、さらに好ましくは55%であり、さらに好ましくは57%である。
各観察位置(各横断面観察位置、各縦断面観察位置)におけるフェライトの面積分率の好ましい上限は68%であり、さらに好ましくは65%であり、さらに好ましくは63%である。
各観察位置(各横断面観察位置、各縦断面観察位置)におけるフェライトの面積分率の好ましい上限は68%であり、さらに好ましくは65%であり、さらに好ましくは63%である。
[鋼材の横断面でのミクロ組織のばらつきについて]
本実施形態の鋼材ではさらに、鋼材の長手方向に垂直な断面である横断面において、ミクロ組織のばらつきが十分に抑制されている。以下、この点について説明する。
本実施形態の鋼材ではさらに、鋼材の長手方向に垂直な断面である横断面において、ミクロ組織のばらつきが十分に抑制されている。以下、この点について説明する。
図2は、本実施形態の鋼材の長手方向に垂直な断面である横断面の模式図である。図2を参照して、鋼材の横断面CSは半径Rの円形状である。この横断面CSにおいて、横断面CSの中心位置C1、及び、横断面CSの中心位置C1から径方向にR/2の位置であって横断面CSの中心周りに45°ピッチで配置される8箇所のR/2位置C2~C9を、9箇所の「横断面観察位置」C1~C9と定義する。
横断面観察位置C1~C9でのミクロ組織は、以下の(A)及び(B)を満足する。
(A)横断面観察位置C1~C9でのフェライトの面積分率の算術平均値は50~70%であり、かつ、フェライトの面積分率の標準偏差は4.0%以下である。
(B)横断面観察位置C1~C9でのフェライトの平均粒径のうち、最小の平均粒径に対する最大の平均粒径の比は2.00以下である。
以下、(A)及び(B)について詳述する。
(A)横断面観察位置C1~C9でのフェライトの面積分率の算術平均値は50~70%であり、かつ、フェライトの面積分率の標準偏差は4.0%以下である。
(B)横断面観察位置C1~C9でのフェライトの平均粒径のうち、最小の平均粒径に対する最大の平均粒径の比は2.00以下である。
以下、(A)及び(B)について詳述する。
[(A)について]
上記(A)のとおり、本実施形態の鋼材では、横断面観察位置C1~C9でのフェライトの面積分率の算術平均値が50~70%であり、かつ、フェライトの面積分率の標準偏差が4.0%以下である。
上記(A)のとおり、本実施形態の鋼材では、横断面観察位置C1~C9でのフェライトの面積分率の算術平均値が50~70%であり、かつ、フェライトの面積分率の標準偏差が4.0%以下である。
フェライト面積分率の標準偏差が4.0%以下であるため、各横断面観察位置C1~C9でのミクロ組織の相分率のばらつきは十分に抑制されている。そのため、ガス浸炭処理時において、各横断面観察位置C1~C9でのマルテンサイト変態の発生タイミングのばらつきを抑制することができる。
横断面観察位置C1~C9におけるフェライトの面積分率の標準偏差が4.0%を超えれば、各横断面観察位置C1~C9での相分率のばらつきが大きい。この場合、ガス浸炭処理時の熱処理変形を十分に抑制できない。
したがって、横断面観察位置C1~C9でのフェライトの面積分率の標準偏差は4.0%以下である。
したがって、横断面観察位置C1~C9でのフェライトの面積分率の標準偏差は4.0%以下である。
フェライトの面積分率の標準偏差の好ましい上限は3.8%であり、さらに好ましくは3.5%であり、さらに好ましくは3.0%である。フェライトの面積分率の標準偏差の下限は特に限定されない。
フェライトの面積分率の標準偏差の下限は特に限定されない。フェライトの面積分率の標準偏差の好ましい下限は0.1%であり、さらに好ましくは0.5%であり、さらに好ましくは1.0%であり、さらに好ましくは1.5%である。
フェライトの面積分率の標準偏差の下限は特に限定されない。フェライトの面積分率の標準偏差の好ましい下限は0.1%であり、さらに好ましくは0.5%であり、さらに好ましくは1.0%であり、さらに好ましくは1.5%である。
[(B)について]
横断面観察位置C1~C9でのフェライトの平均粒径のうち、最小の平均粒径に対する最大の平均粒径の比を「フェライト平均粒径比」と称する。横断面におけるフェライト平均粒径比は次の式で定義される。
フェライト平均粒径比=(C1~C9でのフェライト平均粒径の最大値)/(C1~C9でのフェライト平均粒径の最小値)
横断面観察位置C1~C9でのフェライトの平均粒径のうち、最小の平均粒径に対する最大の平均粒径の比を「フェライト平均粒径比」と称する。横断面におけるフェライト平均粒径比は次の式で定義される。
フェライト平均粒径比=(C1~C9でのフェライト平均粒径の最大値)/(C1~C9でのフェライト平均粒径の最小値)
本実施形態の鋼材では、横断面観察位置C1~C9でのフェライト平均粒径比は2.00以下である。この場合、各横断面観察位置C1~C9でのフェライトの平均粒径のばらつきが十分に抑制されている。つまり、各位置でのフェライト粒が揃っている。そのため、浸炭処理時におけるマルテンサイト変態の発生のばらつきを十分に抑制できる。そのため、浸炭処理時の鋼材の熱処理変形を抑制することができる。
フェライト平均粒径比が2.00を超える場合、各横断面観察位置C1~C9でのフェライト粒がばらついている。この場合、ガス浸炭処理時の鋼材の熱処理変形を十分に抑制できない。
したがって、フェライト平均粒径比は2.00以下である。
したがって、フェライト平均粒径比は2.00以下である。
フェライト平均粒径比の好ましい上限は1.95であり、さらに好ましくは1.90であり、さらに好ましくは1.80である。
フェライト平均粒径比の下限は特に限定されない。フェライト平均粒径比の好ましい下限は1.10であり、さらに好ましくは1.20であり、さらに好ましくは1.30であり、さらに好ましくは1.40である。
フェライト平均粒径比の下限は特に限定されない。フェライト平均粒径比の好ましい下限は1.10であり、さらに好ましくは1.20であり、さらに好ましくは1.30であり、さらに好ましくは1.40である。
[鋼材中の縦断面でのミクロ組織のばらつきについて]
本実施形態の鋼材ではさらに、上述の横断面だけでなく、鋼材の長手方向と平行であって鋼材の中心軸を含む断面である縦断面においても、ミクロ組織のばらつきが十分に抑制されている。本実施形態の鋼材では、横断面だけでなく縦断面のミクロ組織のばらつきも十分に抑制されているため、3次元的に発生する熱処理変形を十分に抑制することができる。以下、縦断面でのミクロ組織のばらつき抑制について説明する。
本実施形態の鋼材ではさらに、上述の横断面だけでなく、鋼材の長手方向と平行であって鋼材の中心軸を含む断面である縦断面においても、ミクロ組織のばらつきが十分に抑制されている。本実施形態の鋼材では、横断面だけでなく縦断面のミクロ組織のばらつきも十分に抑制されているため、3次元的に発生する熱処理変形を十分に抑制することができる。以下、縦断面でのミクロ組織のばらつき抑制について説明する。
図3は、本実施形態の鋼材の長手方向に平行であって、中心軸を含む断面である縦断面の模式図である。図3を参照して、鋼材の縦断面LSにおいて、鋼材の中心軸CL1上にR/2ピッチで配置される3箇所の中心軸位置L1~L3、及び、各中心軸位置から径方向にR/2の位置に配置される6箇所のR/2位置L4~L9を、9箇所の「縦断面観察位置」L1~L9と定義する。
上述の合計9箇所の縦断面観察位置L1~L9でのミクロ組織では、以下の(C)及び(D)を満足する。
(C)縦断面観察位置L1~L9でのフェライトの面積分率の算術平均値は50~70%であり、かつ、フェライトの面積分率の標準偏差は4.0%以下である。
(D)縦断面観察位置L1~L9でのフェライトの平均粒径のうち、最小の平均粒径に対する最大の平均粒径の比(フェライト平均粒径比)は2.00以下である。
以下、(C)及び(D)について詳述する。
(C)縦断面観察位置L1~L9でのフェライトの面積分率の算術平均値は50~70%であり、かつ、フェライトの面積分率の標準偏差は4.0%以下である。
(D)縦断面観察位置L1~L9でのフェライトの平均粒径のうち、最小の平均粒径に対する最大の平均粒径の比(フェライト平均粒径比)は2.00以下である。
以下、(C)及び(D)について詳述する。
[(C)について]
上記(C)のとおり、本実施形態の鋼材では、縦断面観察位置L1~L9でのフェライトの面積分率の算術平均値が50~70%であり、かつ、フェライトの面積分率の標準偏差が4.0%以下である。
上記(C)のとおり、本実施形態の鋼材では、縦断面観察位置L1~L9でのフェライトの面積分率の算術平均値が50~70%であり、かつ、フェライトの面積分率の標準偏差が4.0%以下である。
フェライトの面積分率の標準偏差が4.0%以下であるため、各縦断面観察位置L1~L9でのミクロ組織の相分率のばらつきが十分に抑制されている。そのため、ガス浸炭処理時において、各縦断面観察位置L1~L9でのマルテンサイト変態の発生タイミングのばらつきを抑制することができる。
縦断面観察位置L1~L9におけるフェライトの面積分率の標準偏差が4.0%を超えれば、各縦断面観察位置L1~L9での相分率のばらつきが大きい。この場合、ガス浸炭処理時の熱処理変形を十分に抑制できない。
したがって、縦断面観察位置L1~L9でのフェライトの面積分率の標準偏差は4.0%以下である。
したがって、縦断面観察位置L1~L9でのフェライトの面積分率の標準偏差は4.0%以下である。
フェライトの面積分率の標準偏差の好ましい上限は3.8%であり、さらに好ましくは3.5%であり、さらに好ましくは3.0%である。
フェライトの面積分率の標準偏差の下限は特に限定されない。フェライトの面積分率の標準偏差の好ましい下限は0.1%であり、さらに好ましくは0.5%であり、さらに好ましくは1.0%であり、さらに好ましくは1.5%である。
フェライトの面積分率の標準偏差の下限は特に限定されない。フェライトの面積分率の標準偏差の好ましい下限は0.1%であり、さらに好ましくは0.5%であり、さらに好ましくは1.0%であり、さらに好ましくは1.5%である。
[(D)について]
縦断面観察位置L1~L9でのフェライトの平均粒径のうち、最小の平均粒径に対する最大の平均粒径の比を「フェライト平均粒径比」と称する。縦断面におけるフェライト平均粒径比は次の式で定義される。
フェライト平均粒径比=(L1~L9でのフェライト平均粒径の最大値)/(L1~L9でのフェライト平均粒径の最小値)
縦断面観察位置L1~L9でのフェライトの平均粒径のうち、最小の平均粒径に対する最大の平均粒径の比を「フェライト平均粒径比」と称する。縦断面におけるフェライト平均粒径比は次の式で定義される。
フェライト平均粒径比=(L1~L9でのフェライト平均粒径の最大値)/(L1~L9でのフェライト平均粒径の最小値)
本実施形態の鋼材では、縦断面観察位置L1~L9でのフェライト平均粒径比は2.00以下である。この場合、各縦断面観察位置L1~L9でのフェライトの平均粒径のばらつきが十分に抑制されている。つまり、各位置のフェライト粒が揃っている。そのため、浸炭処理時におけるマルテンサイト変態の発生のばらつきを十分に抑制できる。そのため、浸炭処理時の鋼材の熱処理変形を抑制することができる。
フェライト平均粒径比が2.00を超える場合、各縦断面観察位置L1~L9でのフェライト粒がばらついている。この場合、ガス浸炭処理時の鋼材の熱処理変形を十分に抑制できない。したがって、9箇所の縦断面観察位置L1~L9でのフェライト平均粒径比は2.00以下である。
フェライト平均粒径比の好ましい上限は1.95であり、さらに好ましくは1.90であり、さらに好ましくは1.80である。
フェライト平均粒径比の下限は特に限定されない。フェライト平均粒径比の好ましい下限は1.10であり、さらに好ましくは1.20であり、さらに好ましくは1.30であり、さらに好ましくは1.40である。
フェライト平均粒径比の下限は特に限定されない。フェライト平均粒径比の好ましい下限は1.10であり、さらに好ましくは1.20であり、さらに好ましくは1.30であり、さらに好ましくは1.40である。
[各観察位置でのミクロ組織の観察方法、フェライトの面積分率及びフェライト平均粒径比の測定方法]
本実施形態の鋼材の横断面観察位置C1~C9、及び、縦断面観察位置L1~L9でのミクロ組織の観察方法、フェライトの面積分率及びフェライト平均粒径比の測定方法は以下のとおりである。
本実施形態の鋼材の横断面観察位置C1~C9、及び、縦断面観察位置L1~L9でのミクロ組織の観察方法、フェライトの面積分率及びフェライト平均粒径比の測定方法は以下のとおりである。
[横断面CSのミクロ組織の観察方法]
横断面CSのミクロ組織の観察方法は以下のとおりである。鋼材から、各横断面観察位置C1~C9を含むサンプルを採取する。サンプルの表面のうち、横断面CSに相当する表面を観察面とする。観察面において、横断面観察位置を含む観察視野を0.5mm×1.0mmとする。
横断面CSのミクロ組織の観察方法は以下のとおりである。鋼材から、各横断面観察位置C1~C9を含むサンプルを採取する。サンプルの表面のうち、横断面CSに相当する表面を観察面とする。観察面において、横断面観察位置を含む観察視野を0.5mm×1.0mmとする。
サンプルの観察面を研磨した後、3%硝酸アルコール(ナイタール腐食液)を用いて観察面をエッチングする。エッチングされた観察面の観察視野(0.5mm×1.0mm)を、100倍の光学顕微鏡にて観察する。
観察視野において、フェライト、パーライト及びベイナイト等の各相は、相ごとにコントラストが異なる。具体的には、観察視野において、フェライトは白く、ベイナイト及びパーライトはフェライトよりも黒く観察される。したがって、フェライトは、他の相(パーライト及びベイナイト)と容易に区別できる。コントラストに基づいて、フェライトを特定する。
[(A)について]
各観察視野(各横断面観察位置)でのフェライトの面積(μm2)を求める。フェライトの面積と、観察視野の面積とを用いて、各観察視野(各横断面観察位置)でのフェライトの面積分率(%)を求める。
各観察視野(各横断面観察位置)でのフェライトの面積(μm2)を求める。フェライトの面積と、観察視野の面積とを用いて、各観察視野(各横断面観察位置)でのフェライトの面積分率(%)を求める。
[フェライト面積分率の算術平均値の求め方]
9個の観察視野(横断面観察位置)でのフェライト面積分率(%)の算術平均値を、9箇所の横断面観察位置C1~C9でのフェライト面積分率の算術平均値(%)と定義する。
9個の観察視野(横断面観察位置)でのフェライト面積分率(%)の算術平均値を、9箇所の横断面観察位置C1~C9でのフェライト面積分率の算術平均値(%)と定義する。
[フェライトの面積分率の標準偏差の求め方]
9個の観察視野(横断面観察位置)でのフェライト面積分率(%)から、9箇所の横断面観察位置C1~C9でのフェライト面積分率の標準偏差(%)を算出する。ここでいう標準偏差は、標本標準偏差である。
9個の観察視野(横断面観察位置)でのフェライト面積分率(%)から、9箇所の横断面観察位置C1~C9でのフェライト面積分率の標準偏差(%)を算出する。ここでいう標準偏差は、標本標準偏差である。
[(B)について]
上述の各観察視野(各横断面観察位置C1~C9)で観察された各フェライト粒の面積(μm2)を測定する。各フェライト粒の面積の算術平均値を求める。得られた面積の算術平均値の円相当径を、各横断面観察位置C1~C9でのフェライトの平均粒径(μm)と定義する。ここで、円相当径とは、フェライト粒の面積の算術平均値と同一の面積の円における直径(μm)を意味する。
上述の各観察視野(各横断面観察位置C1~C9)で観察された各フェライト粒の面積(μm2)を測定する。各フェライト粒の面積の算術平均値を求める。得られた面積の算術平均値の円相当径を、各横断面観察位置C1~C9でのフェライトの平均粒径(μm)と定義する。ここで、円相当径とは、フェライト粒の面積の算術平均値と同一の面積の円における直径(μm)を意味する。
9箇所の横断面観察位置C1~C9のフェライトの平均粒径を求める。そして、これらのフェライトの平均粒径のうち、フェライトの最大の平均粒径(μm)及び最小の平均粒径(μm)を特定する。特定された最小の平均粒径に対する最大の平均粒径の比(フェライト平均粒径比)を求める。
[縦断面LSのミクロ組織の観察方法]
縦断面LSのミクロ組織の観察方法は以下のとおりである。鋼材から、各縦断面観察位置L1~L9を含むサンプルを採取する。サンプルの表面のうち、縦断面LSに相当する表面を観察面とする。観察面において、縦断面観察位置を含む観察視野を0.5mm×1.0mmとする。より具体的には、観察視野の0.5mm長さを鋼材の径方向とし、1.0mmを鋼材の長手方向とする。
縦断面LSのミクロ組織の観察方法は以下のとおりである。鋼材から、各縦断面観察位置L1~L9を含むサンプルを採取する。サンプルの表面のうち、縦断面LSに相当する表面を観察面とする。観察面において、縦断面観察位置を含む観察視野を0.5mm×1.0mmとする。より具体的には、観察視野の0.5mm長さを鋼材の径方向とし、1.0mmを鋼材の長手方向とする。
サンプルの観察面を研磨した後、3%硝酸アルコール(ナイタール腐食液)を用いて観察面をエッチングする。エッチングされた観察面の観察視野(0.5mm×1.0mm)を、100倍の光学顕微鏡にて観察する。横断面CSのミクロ組織観察と同じ方法で、観察視野中の各相を特定する。
[(C)について]
上述の方法で特定された相のうち、各観察視野(各縦断面観察位置)でのフェライトの面積(μm2)を求める。フェライトの面積と、観察視野の面積とを用いて、各観察視野(各縦断面観察位置)でのフェライトの面積分率(%)を求める。
上述の方法で特定された相のうち、各観察視野(各縦断面観察位置)でのフェライトの面積(μm2)を求める。フェライトの面積と、観察視野の面積とを用いて、各観察視野(各縦断面観察位置)でのフェライトの面積分率(%)を求める。
[フェライトの面積分率の算術平均値の求め方]
9個の観察視野(縦断面観察位置)でのフェライト面積分率(%)の算術平均値を、9箇所の縦断面観察位置L1~L9でのフェライト面積分率の算術平均値(%)と定義する。
9個の観察視野(縦断面観察位置)でのフェライト面積分率(%)の算術平均値を、9箇所の縦断面観察位置L1~L9でのフェライト面積分率の算術平均値(%)と定義する。
[フェライトの面積分率の標準偏差の求め方]
9個の観察視野(縦断面観察位置)でのフェライト面積分率(%)から、9箇所の縦断面観察位置L1~L9でのフェライト面積分率の標準偏差(%)を算出する。
9個の観察視野(縦断面観察位置)でのフェライト面積分率(%)から、9箇所の縦断面観察位置L1~L9でのフェライト面積分率の標準偏差(%)を算出する。
[(D)について]
上述の各観察視野(各縦断面観察位置L1~L9)で観察された各フェライト粒の面積(μm2)を測定する。各フェライト粒の面積の算術平均値を求める。得られた面積の算術平均値の円相当径を、各縦断面観察位置L1~L9でのフェライトの平均粒径(μm)と定義する。
上述の各観察視野(各縦断面観察位置L1~L9)で観察された各フェライト粒の面積(μm2)を測定する。各フェライト粒の面積の算術平均値を求める。得られた面積の算術平均値の円相当径を、各縦断面観察位置L1~L9でのフェライトの平均粒径(μm)と定義する。
9箇所の縦断面観察位置L1~L9のフェライトの平均粒径を求める。そして、これらのフェライトの平均粒径のうち、フェライトの最大の平均粒径(μm)及び最小の平均粒径(μm)を特定する。特定された最小の平均粒径に対する最大の平均粒径の比(フェライト平均粒径比)を求める。
[式(1)について]
以上の説明のとおり、本実施形態の鋼材は、横断面CSだけなく縦断面LSでのミクロ組織を可能な限り均一とする。本実施形態の鋼材ではさらに、焼入れ時のマルテンサイト変態部分とマルテンサイト未変態部分とが混在する微小時間帯が発生することを前提として、式(1)を満たすことにより、マルテンサイト未変態部分の熱処理歪みの発生を抑制する。その結果、十分な被削性、及び、機械構造用部品での十分な曲げ疲労強度及び十分な面疲労強度を維持しつつ、熱処理変形を十分に抑制することができる。以下、式(1)について説明する。
以上の説明のとおり、本実施形態の鋼材は、横断面CSだけなく縦断面LSでのミクロ組織を可能な限り均一とする。本実施形態の鋼材ではさらに、焼入れ時のマルテンサイト変態部分とマルテンサイト未変態部分とが混在する微小時間帯が発生することを前提として、式(1)を満たすことにより、マルテンサイト未変態部分の熱処理歪みの発生を抑制する。その結果、十分な被削性、及び、機械構造用部品での十分な曲げ疲労強度及び十分な面疲労強度を維持しつつ、熱処理変形を十分に抑制することができる。以下、式(1)について説明する。
本実施形態の鋼材の化学組成は、化学組成中の各元素含有量が上述の範囲内であることを前提として、さらに、次の式(1)を満たす。
1-(0.5C+0.03Si+0.06Mn+0.01Cr+0.05Mo)<0.800 (1)
ここで、式(1)中の各元素記号には、対応する元素の含有量(質量%)が代入される。対応する元素が含有されていない場合、その元素記号には「0」が代入される。
1-(0.5C+0.03Si+0.06Mn+0.01Cr+0.05Mo)<0.800 (1)
ここで、式(1)中の各元素記号には、対応する元素の含有量(質量%)が代入される。対応する元素が含有されていない場合、その元素記号には「0」が代入される。
本実施形態の鋼材では、横断面CSだけでなく、縦断面LSのミクロ組織も均一にする。しかしながら、横断面CSでの横断面観察位置C1~C9のミクロ組織が(A)及び(B)を満たし、かつ、縦断面LSでの縦断面観察位置L1~L9のミクロ組織が(C)及び(D)を満たすことにより、ミクロ組織を均一にしても、上述のとおり、ガス浸炭処理の焼入れ時において、マルテンサイト変態部分とマルテンサイト未変態部分とが混在する微小時間帯が必ず発生する。この微小時間帯でマルテンサイト未変態部分での熱処理歪み量が多ければ、熱処理変形が発生してしまう。そこで、本実施形態の鋼材ではさらに、式(1)を満たす。
F1=1-(0.5C+0.03Si+0.06Mn+0.01Cr+0.05Mo)と定義する。F1は、鋼材に対してガス浸炭処理での鋼材の熱処理変形量に関する指標である。上述の化学組成中の元素のうち、F1に含まれるC、Si、Mn、Cr及びMoは特に、焼入れ時のマルテンサイト変態部分とマルテンサイト未変態部分とが混在する微小時間帯において、マルテンサイト未変態部分の強度を高める。
図1を参照して、F1の低下に伴い、最大変形量比が低下し、熱処理変形量が低下する。そして、F1が0.800未満となった場合、最大変形量比が顕著に低下する。つまり、F1に対する最大変形量比は、F1=0.800付近で変曲点を有する。
したがって、各元素含有量が本実施形態の範囲内であることを前提として、さらに、F1が式(1)を満たす場合、つまり、F1が0.800未満の場合、ガス浸炭処理時での鋼材の熱処理変形を十分に抑制することができる。
F1の好ましい上限は0.799であり、さらに好ましくは0.797であり、さらに好ましくは0.795である。F1の下限は特に制限されない。しかしながら、本実施形態の化学組成の各元素含有量の上限を考慮すれば、F1の好ましい下限は0.765であり、さらに好ましくは0.770であり、さらに好ましくは0.775である。F1の数値は、小数第4位を四捨五入して得られた値とする。
以上の構成を有する本実施形態の鋼材は、化学組成中の各元素含有量が本実施形態の範囲内であり、かつ、F1が式(1)を満たし、横断面観察位置C1~C9及び縦断面観察位置L1~L9でのミクロ組織が、本実施形態の範囲内である。そのため、本実施形態の鋼材に対して熱間加工を実施した後の被削性が優れる。さらに、本実施形態の鋼材に対してガス浸炭処理を実施した場合、機械構造用部品は、優れた曲げ疲労強度及び面疲労強度を有し、熱処理変形を十分に抑制することができる。
[鋼材のミクロ組織について]
本実施形態の鋼材は、いわゆる圧延まま材(アズロール材)である。したがって、本実施形態の鋼材では、縦断面観察位置L1~L9の上記観察視野において、いわゆるバンド組織が観察される。ここで、バンド組織とは、周知のミクロ組織であり、図4に示すとおり、鋼材の長手方向に延びるフェライト(フェライトバンド)Fと、鋼材の長手方向に延びる非フェライト(非フェライトバンド)NFとが、径方向に交互に積層された組織をいう。非フェライトは、パーライト及び/又はベイナイトである。
本実施形態の鋼材は、いわゆる圧延まま材(アズロール材)である。したがって、本実施形態の鋼材では、縦断面観察位置L1~L9の上記観察視野において、いわゆるバンド組織が観察される。ここで、バンド組織とは、周知のミクロ組織であり、図4に示すとおり、鋼材の長手方向に延びるフェライト(フェライトバンド)Fと、鋼材の長手方向に延びる非フェライト(非フェライトバンド)NFとが、径方向に交互に積層された組織をいう。非フェライトは、パーライト及び/又はベイナイトである。
[鋼材の用途]
本実施形態の鋼材は、上述のとおり、機械構造用部品の素材に適する。本実施形態の鋼材は特に、自動車用途、建設機械、産業機械等の歯車又はシャフト等の用途に適する。
本実施形態の鋼材は、上述のとおり、機械構造用部品の素材に適する。本実施形態の鋼材は特に、自動車用途、建設機械、産業機械等の歯車又はシャフト等の用途に適する。
[鋼材の製造方法]
本実施形態の鋼材の製造方法の一例を説明する。以降に説明する鋼材の製造方法は、本実施形態の鋼材を製造するための一例である。したがって、上述の構成を有する鋼材は、以降に説明する製造方法以外の他の製造方法により製造されてもよい。しかしながら、以降に説明する製造方法は、本実施形態の鋼材の製造方法の好ましい一例である。
本実施形態の鋼材の製造方法の一例を説明する。以降に説明する鋼材の製造方法は、本実施形態の鋼材を製造するための一例である。したがって、上述の構成を有する鋼材は、以降に説明する製造方法以外の他の製造方法により製造されてもよい。しかしながら、以降に説明する製造方法は、本実施形態の鋼材の製造方法の好ましい一例である。
本実施形態の鋼材の製造方法の一例は、次の工程を含む。
(工程1)素材を準備する工程(素材準備工程)
(工程2)素材を熱間加工して鋼材を製造する工程(熱間加工工程)
以下、各工程について説明する。
(工程1)素材を準備する工程(素材準備工程)
(工程2)素材を熱間加工して鋼材を製造する工程(熱間加工工程)
以下、各工程について説明する。
[(工程1)素材準備工程]
素材準備工程では、本実施形態の鋼材の素材を準備する。具体的には、化学組成中の各元素含有量が本実施形態の範囲内であり、かつ、F1が式(1)を満たす溶鋼を製造する。精錬方法は特に限定されず、周知の方法を用いればよい。たとえば、周知の方法で製造された溶銑に対して転炉での精錬(一次精錬)を実施する。転炉から出鋼した溶鋼に対して、周知の二次精錬を実施する。二次精錬において、溶鋼中の合金元素の含有量を調整して、各元素含有量が本実施形態の範囲内であり、かつ、F1が式(1)を満たす化学組成を有する溶鋼を製造する。
素材準備工程では、本実施形態の鋼材の素材を準備する。具体的には、化学組成中の各元素含有量が本実施形態の範囲内であり、かつ、F1が式(1)を満たす溶鋼を製造する。精錬方法は特に限定されず、周知の方法を用いればよい。たとえば、周知の方法で製造された溶銑に対して転炉での精錬(一次精錬)を実施する。転炉から出鋼した溶鋼に対して、周知の二次精錬を実施する。二次精錬において、溶鋼中の合金元素の含有量を調整して、各元素含有量が本実施形態の範囲内であり、かつ、F1が式(1)を満たす化学組成を有する溶鋼を製造する。
上述の精錬方法により製造された溶鋼を用いて、周知の鋳造法により素材を製造する。たとえば、溶鋼を用いて造塊法によりインゴットを製造してもよい。また、溶鋼を用いて連続鋳造法によりブルーム又はビレットを製造してもよい。以上の方法により、素材(インゴット、ブルーム又はビレット)を製造する。連続鋳造法を用いる場合、凝固途中の鋳片に対して圧下を加えてもよい。
[(工程2)熱間加工工程]
熱間加工工程では、素材準備工程にて準備された素材(インゴット、ブルーム又はビレット)に対して、熱間加工を実施して、本実施形態の鋼材を製造する。鋼材の形状は特に限定されないが、たとえば、棒鋼又は線材である。以下の説明では、一例として鋼材が棒鋼である場合について説明する。しかしながら、鋼材が棒鋼以外の他の形状であっても同様の熱間加工工程で製造可能である。
熱間加工工程では、素材準備工程にて準備された素材(インゴット、ブルーム又はビレット)に対して、熱間加工を実施して、本実施形態の鋼材を製造する。鋼材の形状は特に限定されないが、たとえば、棒鋼又は線材である。以下の説明では、一例として鋼材が棒鋼である場合について説明する。しかしながら、鋼材が棒鋼以外の他の形状であっても同様の熱間加工工程で製造可能である。
熱間加工工程は、次の工程を含む。
(工程21)分塊圧延工程
加熱温度 :1250~1300℃
保持時間 :10時間以上
(工程22)仕上げ圧延工程
加熱温度 :1150~1200℃
保持時間 :1.5~3.0時間
仕上げ温度 :950~1000℃
(工程23)温度保持工程
900~800℃での平均冷却速度:0.05℃/秒以下
(工程24)冷却工程
800~300℃での平均冷却速度:0.10~1.00℃/秒
以下、各工程について説明する。
(工程21)分塊圧延工程
加熱温度 :1250~1300℃
保持時間 :10時間以上
(工程22)仕上げ圧延工程
加熱温度 :1150~1200℃
保持時間 :1.5~3.0時間
仕上げ温度 :950~1000℃
(工程23)温度保持工程
900~800℃での平均冷却速度:0.05℃/秒以下
(工程24)冷却工程
800~300℃での平均冷却速度:0.10~1.00℃/秒
以下、各工程について説明する。
[(工程21)分塊圧延工程]
分塊圧延工程では、素材を熱間圧延してビレットを製造する。具体的には、分塊圧延工程では、分塊圧延機により素材に対して熱間圧延(分塊圧延)を実施して、ビレットを製造する。分塊圧延機の下流に連続圧延機が配置されている場合、分塊圧延後のビレットに対してさらに、連続圧延機を用いて熱間圧延を実施して、さらにサイズの小さいビレットを製造してもよい。連続圧延機では、一対の水平ロールを有する水平スタンドと、一対の垂直ロールを有する垂直スタンドとが交互に一列に配列される。以上のとおり、分塊圧延工程では、分塊圧延機を用いて、又は、分塊圧延機と連続圧延機とを用いて、素材をビレットに製造する。
分塊圧延工程では、素材を熱間圧延してビレットを製造する。具体的には、分塊圧延工程では、分塊圧延機により素材に対して熱間圧延(分塊圧延)を実施して、ビレットを製造する。分塊圧延機の下流に連続圧延機が配置されている場合、分塊圧延後のビレットに対してさらに、連続圧延機を用いて熱間圧延を実施して、さらにサイズの小さいビレットを製造してもよい。連続圧延機では、一対の水平ロールを有する水平スタンドと、一対の垂直ロールを有する垂直スタンドとが交互に一列に配列される。以上のとおり、分塊圧延工程では、分塊圧延機を用いて、又は、分塊圧延機と連続圧延機とを用いて、素材をビレットに製造する。
分塊圧延工程での条件は次のとおりである。
加熱温度:1250~1300℃
保持時間:10時間以上
分塊圧延工程での加熱炉での加熱温度は、1250~1300℃である。加熱温度(1250~1300℃)での保持時間は、10時間以上である。分塊圧延工程での加熱炉での加熱温度が1250~1300℃であり、さらに、加熱温度(1250~1300℃)での保持時間が10時間以上であれば、他の製造条件を満たすことを前提として、素材準備工程中に生じた素材中の凝固偏析を十分に緩和することができる。そのため、各横断面観察位置C1~C9及び各縦断面観察位置L1~L9でのフェライトの面積分率の標準偏差が4.0%以下となる。加熱温度での保持時間の上限は特に限定されない。しかしながら、製造コストを考慮すれば、加熱温度での保持時間の好ましい上限は30時間である。
加熱温度:1250~1300℃
保持時間:10時間以上
分塊圧延工程での加熱炉での加熱温度は、1250~1300℃である。加熱温度(1250~1300℃)での保持時間は、10時間以上である。分塊圧延工程での加熱炉での加熱温度が1250~1300℃であり、さらに、加熱温度(1250~1300℃)での保持時間が10時間以上であれば、他の製造条件を満たすことを前提として、素材準備工程中に生じた素材中の凝固偏析を十分に緩和することができる。そのため、各横断面観察位置C1~C9及び各縦断面観察位置L1~L9でのフェライトの面積分率の標準偏差が4.0%以下となる。加熱温度での保持時間の上限は特に限定されない。しかしながら、製造コストを考慮すれば、加熱温度での保持時間の好ましい上限は30時間である。
なお、分塊圧延工程により製造されたビレットは、仕上げ圧延工程前に、常温まで放冷(空冷)される。
なお、分塊圧延工程における減面率は30%以上である。ここで、減面率(%)は以下の式で定義される。
減面率(%)=(1-分塊圧延後の鋼材の横断面(長手方向に垂直な断面)の面積/分塊圧延前の素材の横断面(長手方向に垂直な断面)の面積)×100
減面率(%)=(1-分塊圧延後の鋼材の横断面(長手方向に垂直な断面)の面積/分塊圧延前の素材の横断面(長手方向に垂直な断面)の面積)×100
分塊圧延工程での減面率が30%以上であれば、他の製造条件を満たすことを前提として、各横断面観察位置C1~C9及び各縦断面観察位置L1~L9でのフェライトの面積分率の標準偏差が4.0%以下となる。
[(工程22)仕上げ圧延工程]
仕上げ圧延工程では、初めに、常温まで冷却されたビレットを、加熱炉を用いて加熱する。加熱後のビレットに対して、連続圧延機を用いて熱間圧延を実施して、鋼材である棒鋼を製造する。
仕上げ圧延工程では、初めに、常温まで冷却されたビレットを、加熱炉を用いて加熱する。加熱後のビレットに対して、連続圧延機を用いて熱間圧延を実施して、鋼材である棒鋼を製造する。
仕上げ圧延工程での条件は次のとおりである。
加熱温度 :1150~1200℃
保持時間 :1.5~3.0時間
仕上げ温度:950~1000℃
加熱温度 :1150~1200℃
保持時間 :1.5~3.0時間
仕上げ温度:950~1000℃
[加熱温度及び保持時間]
仕上げ圧延工程での加熱炉での加熱温度は、1150~1200℃である。加熱温度(1150~1200℃)での保持時間は、1.5~3.0時間である。仕上げ圧延工程での加熱炉の加熱温度が1150~1200℃であり、加熱温度(1150~1200℃)での保持時間が1.5~3.0時間であれば、他の製造条件を満たすことを前提として、鋼材(棒鋼)内の温度のばらつきを十分に抑制できる。そのため、横断面観察位置C1~C9及び縦断面観察位置L1~L9でのフェライト平均粒径比が2.00以下となる。
仕上げ圧延工程での加熱炉での加熱温度は、1150~1200℃である。加熱温度(1150~1200℃)での保持時間は、1.5~3.0時間である。仕上げ圧延工程での加熱炉の加熱温度が1150~1200℃であり、加熱温度(1150~1200℃)での保持時間が1.5~3.0時間であれば、他の製造条件を満たすことを前提として、鋼材(棒鋼)内の温度のばらつきを十分に抑制できる。そのため、横断面観察位置C1~C9及び縦断面観察位置L1~L9でのフェライト平均粒径比が2.00以下となる。
[仕上げ温度]
仕上げ圧延工程では、一列に配列された複数の圧延スタンドを備える連続圧延機により熱間圧延(仕上げ圧延)を実施する。連続圧延機を用いた熱間圧延において、最後に鋼材を圧下したスタンドの出側での鋼材温度を、仕上げ温度(℃)と定義する。なお、鋼材温度とは、鋼材の表面温度を意味する。
仕上げ圧延工程では、一列に配列された複数の圧延スタンドを備える連続圧延機により熱間圧延(仕上げ圧延)を実施する。連続圧延機を用いた熱間圧延において、最後に鋼材を圧下したスタンドの出側での鋼材温度を、仕上げ温度(℃)と定義する。なお、鋼材温度とは、鋼材の表面温度を意味する。
仕上げ温度は950~1000℃である。仕上げ温度が950~1000℃であれば、他の製造条件を満たすことを前提として、鋼材(棒鋼)におけるオーステナイト粒径のばらつきが十分に抑制される。そのため、後述する温度保持工程及び冷却工程でオーステナイトからフェライトに変態する時に、フェライトの平均粒径のばらつきが十分に抑制される。そのため、横断面観察位置C1~C9及び縦断面観察位置L1~L9でのフェライト平均粒径比が2.00以下となる。
[(工程23)温度保持工程]
温度保持工程では、仕上げ圧延工程後であって、冷却工程の前に、鋼材の温度を保持する。温度保持工程での条件は次のとおりである。
鋼材温度が900~800℃での平均冷却速度:0.05℃/秒以下
仕上げ圧延工程後、鋼材温度が900~800℃での平均冷却速度を0.05℃/秒以下に抑制する。例えば、仕上げ圧延工程後であって、鋼材温度が900~800℃である鋼材に対して、徐冷カバー、保温カバー、又は、温度保持炉を用いて、平均冷却速度を0.05℃/秒以下に抑える。
温度保持工程では、仕上げ圧延工程後であって、冷却工程の前に、鋼材の温度を保持する。温度保持工程での条件は次のとおりである。
鋼材温度が900~800℃での平均冷却速度:0.05℃/秒以下
仕上げ圧延工程後、鋼材温度が900~800℃での平均冷却速度を0.05℃/秒以下に抑制する。例えば、仕上げ圧延工程後であって、鋼材温度が900~800℃である鋼材に対して、徐冷カバー、保温カバー、又は、温度保持炉を用いて、平均冷却速度を0.05℃/秒以下に抑える。
鋼材温度が900~800℃での平均冷却速度が0.05℃/秒以下であれば、他の製造条件を満たすことを前提として、鋼材の軸方向(長手方向)の温度ばらつきを抑制できる。そのため、鋼材の軸方向のフェライト変態タイミングのばらつきを抑制できる。そのため、特に、鋼材の軸方向(縦断面)でのフェライト粒の成長ばらつきを抑えることができる。具体的には、次のメカニズムが作用する。
仕上げ圧延工程後の鋼材では、鋼材温度の低下に伴って、オーステナイトは徐々にフェライトに変態する。鋼材温度が900~800℃の範囲において、鋼材の軸方向で温度ばらつきがあれば、仕上げ圧延工程後、比較的早い段階で生成したフェライトと、比較的遅い段階で生成したフェライトとが混在してしまう。この場合、早い段階で生成したフェライト粒は、遅い段階で変態したフェライト粒よりも粗大になりやすい。その結果、特に、鋼材の軸方向(縦断面)でフェライト粒のばらつき大きくなる。
鋼材温度が900~800℃での平均冷却速度が速ければ、鋼材の軸方向(縦断面)での温度ばらつきが大きくなる。そのため、縦断面観察位置L1~L9でのフェライト平均粒径比が大きくなってしまう。
そこで、本実施形態では、鋼材温度が900~800℃での平均冷却速度を0.05℃/秒以下に抑える。この場合、鋼材の軸方向(縦断面)での温度ばらつきを抑制することができる。そのため、鋼材の縦断面でのフェライトの生成(変態)タイミングのずれが抑制される。その結果、他の製造条件を満たすことを条件として、縦断面観察位置L1~L9でのフェライト平均粒径比を2.00以下にすることができる。
[(工程24)冷却工程]
冷却工程では、温度保持工程後の鋼材温度を冷却する。冷却工程での条件は次のとおりである。
鋼材温度が800~300℃での平均冷却速度:0.10~1.00℃/秒
鋼材温度が800~300℃の鋼材に対して、0.10~1.00℃/秒の平均冷却速度で冷却する。鋼材温度が800~300℃での平均冷却速度を0.10~1.00℃/秒とすれば、他の製造条件を満たすことを前提として、横断面観察位置C1~C9及び縦断面観察位置L1~L9でのフェライトの面積分率の算術平均値が50~70%となる。
冷却工程では、温度保持工程後の鋼材温度を冷却する。冷却工程での条件は次のとおりである。
鋼材温度が800~300℃での平均冷却速度:0.10~1.00℃/秒
鋼材温度が800~300℃の鋼材に対して、0.10~1.00℃/秒の平均冷却速度で冷却する。鋼材温度が800~300℃での平均冷却速度を0.10~1.00℃/秒とすれば、他の製造条件を満たすことを前提として、横断面観察位置C1~C9及び縦断面観察位置L1~L9でのフェライトの面積分率の算術平均値が50~70%となる。
以上の製造工程により、上述の構成を有する本実施形態の鋼材を製造できる。なお、上述のとおり、本実施形態の鋼材は圧延まま材である。
本実施形態の鋼材は、ガス浸炭処理を実施して製造される機械構造用部品の素材に適する。ただし、本実施形態の鋼材は、ガス浸炭処理以外の他の表面硬化熱処理を実施して、機械構造用部品に製造されてもよい。他の表面硬化熱処理とはたとえば、焼入れ及び焼戻し、高周波焼入れ焼戻し、浸窒処理(浸窒焼入れ及び焼戻し)等である。
[機械構造用部品について]
機械構造用部品はたとえば、自動車及び建設車両等に用いられる。機械構造用部品はたとえば、ステアリング機構に用いられる歯車や、シャフト等である。
機械構造用部品はたとえば、自動車及び建設車両等に用いられる。機械構造用部品はたとえば、ステアリング機構に用いられる歯車や、シャフト等である。
本実施形態の鋼材を素材とする機械構造用部品は、周知の製造方法で製造される。たとえば、次の方法により、機械構造用部品が製造される。
機械構造用部品の製造方法の一例は、次の工程を含む。
・熱間加工工程
・切削加工工程
・熱処理工程
以下、各工程を説明する。
・熱間加工工程
・切削加工工程
・熱処理工程
以下、各工程を説明する。
[熱間加工工程]
熱間加工工程では、本実施形態の鋼材に対して熱間加工を実施する。熱間加工はたとえば、周知の熱間鍛造である。熱間加工工程での加熱温度はたとえば、1000~1300℃である。熱間加工後の鋼材は放冷(空冷)される。放冷後の鋼材に対して、必要に応じて、焼鈍処理を実施してもよい。
熱間加工工程では、本実施形態の鋼材に対して熱間加工を実施する。熱間加工はたとえば、周知の熱間鍛造である。熱間加工工程での加熱温度はたとえば、1000~1300℃である。熱間加工後の鋼材は放冷(空冷)される。放冷後の鋼材に対して、必要に応じて、焼鈍処理を実施してもよい。
[切削加工工程]
熱間加工工程後の鋼材に対して、切削加工工程を実施して、所定形状の中間品を製造する。この切削加工工程時において、鋼材の高い被削性が求められる。切削加工工程では、周知の切削加工を実施する。切削加工により、熱間加工工程だけでは困難な、精密形状の機械構造用部品を製造できる。
熱間加工工程後の鋼材に対して、切削加工工程を実施して、所定形状の中間品を製造する。この切削加工工程時において、鋼材の高い被削性が求められる。切削加工工程では、周知の切削加工を実施する。切削加工により、熱間加工工程だけでは困難な、精密形状の機械構造用部品を製造できる。
[熱処理工程]
切削加工後の中間品に対して、熱処理を実施する。ここで、「熱処理」とは、周知のガス浸炭処理と、周知の焼戻し工程とを含む。なお、上述のとおり、ガス浸炭処理はガス浸炭窒化処理も含む。
切削加工後の中間品に対して、熱処理を実施する。ここで、「熱処理」とは、周知のガス浸炭処理と、周知の焼戻し工程とを含む。なお、上述のとおり、ガス浸炭処理はガス浸炭窒化処理も含む。
ガス浸炭処理は、ガス浸炭工程と焼入れ工程とを含む。ガス浸炭処理において、周知の条件を適宜調整して、機械構造用部品の表面硬さ、芯部硬さ、及び、表面炭素濃度を適宜調整できることは、当業者に周知の技術事項である。
以下、熱処理工程の一例として、周知のガス浸炭処理を説明する。なお、周知のガス浸炭窒化処理も、ガス浸炭処理と同様の工程で実施されることは当業者に周知である。
以下、熱処理工程の一例として、周知のガス浸炭処理を説明する。なお、周知のガス浸炭窒化処理も、ガス浸炭処理と同様の工程で実施されることは当業者に周知である。
[ガス浸炭処理]
ガス浸炭処理は、ガス浸炭工程と、焼入れ工程とを含む。以下、ガス浸炭工程、焼入れ工程について説明する。
ガス浸炭処理は、ガス浸炭工程と、焼入れ工程とを含む。以下、ガス浸炭工程、焼入れ工程について説明する。
[ガス浸炭工程]
図5は、ガス浸炭工程S10及び焼入れ工程S20でのヒートパターンの一例を示す図である。図5の縦軸はガス浸炭処理時における処理温度(℃)であり、横軸は時間(分)である。図5を参照して、ガス浸炭工程S10は、加熱工程S0と、浸炭工程S1と、拡散工程S2とを含む。
図5は、ガス浸炭工程S10及び焼入れ工程S20でのヒートパターンの一例を示す図である。図5の縦軸はガス浸炭処理時における処理温度(℃)であり、横軸は時間(分)である。図5を参照して、ガス浸炭工程S10は、加熱工程S0と、浸炭工程S1と、拡散工程S2とを含む。
加熱工程S0では、炉内に装入された中間品を浸炭温度Tcまで加熱する。加熱工程S0での浸炭温度Tcは、たとえば830~1100℃である。
浸炭工程S1では、中間品を、所定のカーボンポテンシャルCp1の雰囲気、及び、浸炭温度Tcで所定時間(保持時間t1)保持する。浸炭工程S1におけるカーボンポテンシャルCp1は、たとえば0.5~1.2%であり、浸炭温度Tcでの保持時間t1は、たとえば60分以上である。
拡散工程S2では、所定のカーボンポテンシャルCp2の雰囲気中において、浸炭温度Tcで所定時間(保持時間t2)保持する。ここで、拡散工程S2でのカーボンポテンシャルCp2はたとえば0.5~1.2%であり、浸炭温度Tcでの保持時間t2は、たとえば30分以上である。拡散工程S2でのカーボンポテンシャルCp2は、浸炭工程S1でのカーボンポテンシャルCp1よりも低くする方が好ましい。
[焼入れ工程]
ガス浸炭工程S10後の中間品に対して焼入れ工程S20を実施する。焼入れ工程S20では、ガス浸炭工程S10後の中間品をAr3点以上の焼入れ温度Tsで保持後、中間品を急冷して焼入れする。焼入れ温度Tsでの保持時間t3は特に限定されないが、たとえば、30~60分である。焼入れ温度Tsは、浸炭温度Tcよりも低い方が好ましい。焼入れ処理における冷却方法は、油冷又は水冷である。具体的には、冷却媒体である油又は水を入れた冷却浴に、焼入れ温度に保持された中間品を浸漬して急冷する。冷却媒体である油又は水の温度は、たとえば、室温~200℃である。また、必要に応じて、サブゼロ処理を実施してもよい。
ガス浸炭工程S10後の中間品に対して焼入れ工程S20を実施する。焼入れ工程S20では、ガス浸炭工程S10後の中間品をAr3点以上の焼入れ温度Tsで保持後、中間品を急冷して焼入れする。焼入れ温度Tsでの保持時間t3は特に限定されないが、たとえば、30~60分である。焼入れ温度Tsは、浸炭温度Tcよりも低い方が好ましい。焼入れ処理における冷却方法は、油冷又は水冷である。具体的には、冷却媒体である油又は水を入れた冷却浴に、焼入れ温度に保持された中間品を浸漬して急冷する。冷却媒体である油又は水の温度は、たとえば、室温~200℃である。また、必要に応じて、サブゼロ処理を実施してもよい。
[焼戻し工程]
焼入れ工程後の中間品に対して、周知の焼戻し工程を実施する。焼戻し温度はたとえば、100~200℃である。焼戻し温度での保持時間はたとえば、90~150分である。
焼入れ工程後の中間品に対して、周知の焼戻し工程を実施する。焼戻し温度はたとえば、100~200℃である。焼戻し温度での保持時間はたとえば、90~150分である。
以上の工程により、本実施形態の鋼材を素材として、機械構造用部品が製造される。
[その他の工程]
必要に応じて、上記焼戻し工程後の中間品に対してさらに、研削加工を実施したり、ショットピーニング処理を実施したりしてもよい。研削加工を実施する場合、切削加工を施して鋼材に形状を付与する。切削加工を行うことにより、さらに精密な形状を鋼材に付与することができる。また、ショットピーニング処理を実施する場合、ガス浸炭処理後の中間品の表層部に圧縮残留応力が導入される。圧縮残留応力は疲労亀裂の発生及び進展を抑制する。そのため、機械構造用部品の曲げ疲労強度及び面疲労強度が高まる。ショットピーニング処理は、周知の方法で実施すればよい。ショットピーニング処理はたとえば、直径が0.7mm以下のショット粒を用い、アークハイトが0.4mm以上の条件で行うことが望ましい。
必要に応じて、上記焼戻し工程後の中間品に対してさらに、研削加工を実施したり、ショットピーニング処理を実施したりしてもよい。研削加工を実施する場合、切削加工を施して鋼材に形状を付与する。切削加工を行うことにより、さらに精密な形状を鋼材に付与することができる。また、ショットピーニング処理を実施する場合、ガス浸炭処理後の中間品の表層部に圧縮残留応力が導入される。圧縮残留応力は疲労亀裂の発生及び進展を抑制する。そのため、機械構造用部品の曲げ疲労強度及び面疲労強度が高まる。ショットピーニング処理は、周知の方法で実施すればよい。ショットピーニング処理はたとえば、直径が0.7mm以下のショット粒を用い、アークハイトが0.4mm以上の条件で行うことが望ましい。
表1に示す化学組成を有する鋼材を準備した。なお、鋼種番号AはJIS G 4052(2016)に規定されているSCr420Hに相当した。さらに、基準鋼材として、JIS G 4052(2016)に規定されているSCM420Hに相当する化学組成を有する鋼材を用いた。
表1中の「-」は、対応する元素含有量が、実施形態に規定の有効数字(最小桁までの数値)において、0%であることを意味する。換言すれば、対応する元素含有量において、上述の実施形態で規定の有効数字(最小桁までの数値)での端数を四捨五入した場合に0%であることを意味する。
例えば、本実施形態で規定されたMo含有量は小数第二位までの数値で規定されている。したがって、表1中の鋼種番号Aでは、測定されたMo含有量を小数第三位で四捨五入した場合に、0%であったことを意味する。
また、本実施形態で規定されたNb含有量は小数第三位までの数値で規定されている。したがって、表1中の鋼種番号Aでは、測定されたNb含有量を小数第四位で四捨五入した場合に、0%であったことを意味する。
なお、四捨五入とは、規定された最小桁の下の桁(端数)が5未満であれば切り捨て、5以上であれば切り上げることを意味する。
例えば、本実施形態で規定されたMo含有量は小数第二位までの数値で規定されている。したがって、表1中の鋼種番号Aでは、測定されたMo含有量を小数第三位で四捨五入した場合に、0%であったことを意味する。
また、本実施形態で規定されたNb含有量は小数第三位までの数値で規定されている。したがって、表1中の鋼種番号Aでは、測定されたNb含有量を小数第四位で四捨五入した場合に、0%であったことを意味する。
なお、四捨五入とは、規定された最小桁の下の桁(端数)が5未満であれば切り捨て、5以上であれば切り上げることを意味する。
次の方法により、鋼材を製造した。溶鋼を連続鋳造して、素材となる鋳片(ブルーム)を製造した。素材であるブルームに対して、表2に示す条件で熱間加工工程を実施した。
「分塊圧延工程」及び「仕上げ圧延工程」欄の「加熱温度(℃)」欄に記載の温度は、加熱温度(℃)である。「分塊圧延工程」及び「仕上げ圧延工程」欄の「保持時間(時間)」欄に記載の時間は、加熱温度での保持時間(時間)である。「仕上げ圧延工程」欄の「仕上げ温度(℃)」欄の温度は、仕上げ圧延工程での連続圧延機において、最後に圧下したスタンドの出側での鋼材温度(鋼材の表面温度)(℃)である。「温度保持工程」欄の「冷却速度(℃/秒)」欄に記載の速度は、鋼材温度が900~800℃での平均冷却速度(℃/秒)である。「冷却工程」欄の「冷却速度(℃/秒)」欄に記載の速度は、鋼材温度が800~300℃での平均冷却速度(℃/秒)である。
熱間加工工程の分塊圧延工程では、製造されたブルームを表2に示す加熱温度及び保持時間で加熱した。その後、分塊圧延機を用いてブルームを分塊圧延して、ビレットを製造した。製造されたビレットを常温(25℃)まで水冷した。ビレットの長手方向に垂直な断面は162mm×162mmの矩形であった。分塊圧延工程での加熱温度及び保持時間は表2に示すとおりであった。なお、分塊圧延工程での減面率はいずれの製造条件においても、30%以上であった。
分塊圧延工程後のビレットに対して、表2に示す条件で仕上げ圧延工程を実施して、直径50mmの鋼材(棒鋼)を製造した。具体的には、表2の仕上げ圧延工程欄に示す加熱温度(℃)及び保持時間(時間)でビレットを加熱した。加熱後のビレットに対して、仕上げ圧延を実施して、棒鋼を製造した。このとき仕上げ温度(℃)は表2に示すとおりであった。
仕上げ圧延工程後の鋼材(棒鋼)に対して、温度保持工程を実施した。製造条件a~iは、鋼材温度900~800℃の鋼材に対して、徐冷カバーを用いることにより、平均冷却速度が0.05℃/秒以下となるように調整した。一方、製造条件jは、鋼材温度が900~800℃の鋼材に対して、徐冷カバーを用いずに放冷した。そのため、鋼材温度が900~800℃での平均冷却速度が0.05℃/秒超となった。
温度保持工程後、冷却工程を実施した。具体的には、各製造条件において、鋼材温度が800~300℃での平均冷却速度(℃/秒)が、表2の冷却工程欄に示すとおりであった。
鋼材温度が300℃以下の鋼材に対しては、常温まで放冷(空冷)した。以上の製造工程により、表3に示す試験番号1~31の鋼材(棒鋼)を製造した。なお、試験番号31は、基準鋼であるSCM420Hを用いた実施例であり、SCM420Hの化学組成を有する鋼材に一般的に使用されている製造方法の一つである製造条件aを用いた。
[評価試験]
以上の製造工程で製造された各試験番号の鋼材(棒鋼)に対して、次の事項を求めた。
(A1)横断面のミクロ組織観察
(A11)横断面のフェライトの面積分率の算術平均値
(A12)横断面のフェライトの面積分率の標準偏差
(A13)横断面のフェライト平均粒径比
(B1)縦断面のミクロ組織の観察
(B11)縦断面のフェライトの面積分率の算術平均値
(B12)縦断面のフェライトの面積分率の標準偏差
(B13)縦断面のフェライト平均粒径比
さらに、各試験番号の鋼材に対して、次の評価試験を実施した。
(C1)被削性評価試験
(C2)曲げ疲労強度評価試験
(C3)面疲労強度評価試験
(C4)熱処理変形量評価試験
以下、詳細を説明する。
以上の製造工程で製造された各試験番号の鋼材(棒鋼)に対して、次の事項を求めた。
(A1)横断面のミクロ組織観察
(A11)横断面のフェライトの面積分率の算術平均値
(A12)横断面のフェライトの面積分率の標準偏差
(A13)横断面のフェライト平均粒径比
(B1)縦断面のミクロ組織の観察
(B11)縦断面のフェライトの面積分率の算術平均値
(B12)縦断面のフェライトの面積分率の標準偏差
(B13)縦断面のフェライト平均粒径比
さらに、各試験番号の鋼材に対して、次の評価試験を実施した。
(C1)被削性評価試験
(C2)曲げ疲労強度評価試験
(C3)面疲労強度評価試験
(C4)熱処理変形量評価試験
以下、詳細を説明する。
[(A1)横断面のミクロ組織観察]
各試験番号の鋼材から、各横断面観察位置C1~C9を含む9つのサンプルを採取した。各サンプルの表面のうち、横断面CSに相当する表面を観察面とした。観察面において、横断面観察位置を含む観察視野を0.5mm×1.0mmとした。
各試験番号の鋼材から、各横断面観察位置C1~C9を含む9つのサンプルを採取した。各サンプルの表面のうち、横断面CSに相当する表面を観察面とした。観察面において、横断面観察位置を含む観察視野を0.5mm×1.0mmとした。
サンプルの観察面を研磨した後、3%硝酸アルコール(ナイタール腐食液)を用いて観察面をエッチングした。エッチングされた観察面の観察視野(0.5mm×1.0mm)を、100倍の光学顕微鏡にて観察した。観察視野において、コントラストにより相を特定した。
観察された相を表3の「横断面」欄の「相」欄に示す。表3の「横断面」欄の「相」欄において、全ての横断面観察位置でのミクロ組織が、フェライトを含有し、残部がパーライト及び/又はベイナイトからなる場合、「○」を示す。いずれの試験番号においても、横断面のミクロ組織は、フェライトを含有し、残部はパーライト及び/又はベイナイトであった。
[(A11)横断面のフェライトの面積分率の算術平均値]
各観察視野(各横断面観察位置)でのフェライトの面積(μm2)を求めた。フェライトの面積と、観察視野の面積とを用いて、各観察視野(各横断面観察位置)でのフェライトの面積分率(%)を求めた。
各観察視野(各横断面観察位置)でのフェライトの面積(μm2)を求めた。フェライトの面積と、観察視野の面積とを用いて、各観察視野(各横断面観察位置)でのフェライトの面積分率(%)を求めた。
9個の観察視野(横断面観察位置)でのフェライト面積分率(%)の算術平均値を、9箇所の横断面観察位置C1~C9でのフェライト面積分率の算術平均値(%)と定義した。得られたフェライト面積分率の算術平均値を、表3の「横断面」欄の「フェライト面積分率(%)」欄に示す。
[(A12)横断面のフェライトの面積分率の標準偏差]
9個の観察視野(横断面観察位置)でのフェライト面積分率(%)から、9箇所の横断面観察位置C1~C9でのフェライト面積分率の標準偏差(%)を算出した。得られた標準偏差を、表3の「横断面」欄の「フェライト面積分率の標準偏差(%)」欄に示す。
9個の観察視野(横断面観察位置)でのフェライト面積分率(%)から、9箇所の横断面観察位置C1~C9でのフェライト面積分率の標準偏差(%)を算出した。得られた標準偏差を、表3の「横断面」欄の「フェライト面積分率の標準偏差(%)」欄に示す。
[(A13)横断面のフェライト平均粒径比]
さらに、上述の各観察視野(各横断面観察位置C1~C9)で観察された各フェライト粒の面積(μm2)を測定した。各横断面観察位置C1~C9で、各フェライト粒の面積の算術平均値を求めた。得られた面積の算術平均値の円相当径を、各横断面観察位置C1~C9でのフェライトの平均粒径(μm)と定義した。
さらに、上述の各観察視野(各横断面観察位置C1~C9)で観察された各フェライト粒の面積(μm2)を測定した。各横断面観察位置C1~C9で、各フェライト粒の面積の算術平均値を求めた。得られた面積の算術平均値の円相当径を、各横断面観察位置C1~C9でのフェライトの平均粒径(μm)と定義した。
9箇所の横断面観察位置C1~C9のフェライトの平均粒径を求めた。そして、これらのフェライトの平均粒径のうち、フェライトの最大の平均粒径(μm)及び最小の平均粒径(μm)を特定した。特定された最小の平均粒径に対する最大の平均粒径の比(フェライト平均粒径比)を求めた。得られたフェライト平均粒径比を、表3の「横断面」欄の「フェライト粒径比」欄に示す。
[(B1)縦断面のミクロ組織の観察]
各試験番号の鋼材から、各縦断面観察位置L1~L9を含む9つのサンプルを採取した。各サンプルの表面のうち、縦断面LSに相当する表面を観察面とした。観察面において、縦断面観察位置を含む観察視野を0.5mm×1.0mmとした。
各試験番号の鋼材から、各縦断面観察位置L1~L9を含む9つのサンプルを採取した。各サンプルの表面のうち、縦断面LSに相当する表面を観察面とした。観察面において、縦断面観察位置を含む観察視野を0.5mm×1.0mmとした。
サンプルの観察面を研磨した後、3%硝酸アルコール(ナイタール腐食液)を用いて観察面をエッチングした。エッチングされた観察面の観察視野(0.5mm×1.0mm)を、100倍の光学顕微鏡にて観察した。観察視野において、コントラストにより相を特定した。
観察された相を表3の「縦断面」欄の「相」欄に示す。表3の「縦断面」欄の「相」欄において、全ての縦断面観察位置でのミクロ組織が、フェライトを含有し、残部がパーライト及び/又はベイナイトからなる場合、「○」を示す。いずれの試験番号においても、縦断面のミクロ組織は、フェライトを含有し、残部はパーライト及び/又はベイナイトであった。
[(B11)縦断面のフェライトの面積分率の算術平均値]
各観察視野(各縦断面観察位置)でのフェライトの面積(μm2)を求めた。フェライトの面積と、観察視野の面積とを用いて、各観察視野(各縦断面観察位置)でのフェライトの面積分率(%)を求めた。
各観察視野(各縦断面観察位置)でのフェライトの面積(μm2)を求めた。フェライトの面積と、観察視野の面積とを用いて、各観察視野(各縦断面観察位置)でのフェライトの面積分率(%)を求めた。
9個の観察視野(縦断面観察位置)でのフェライト面積分率(%)の算術平均値を、9箇所の縦断面観察位置L1~L9でのフェライト面積分率の算術平均値(%)と定義した。得られたフェライト面積分率の算術平均値を、表3の「縦断面」欄の「フェライト面積分率(%)」欄に示す。
[(B12)縦断面のフェライトの面積分率の標準偏差]
9個の観察視野(縦断面観察位置)でのフェライト面積分率(%)から、9箇所の縦断面観察位置L1~L9でのフェライト面積分率の標準偏差(%)を算出した。得られた標準偏差を、表3の「縦断面」欄の「フェライト面積分率の標準偏差(%)」欄に示す。
9個の観察視野(縦断面観察位置)でのフェライト面積分率(%)から、9箇所の縦断面観察位置L1~L9でのフェライト面積分率の標準偏差(%)を算出した。得られた標準偏差を、表3の「縦断面」欄の「フェライト面積分率の標準偏差(%)」欄に示す。
[(B13)縦断面のフェライト平均粒径比]
さらに、上述の各観察視野(各縦断面観察位置L1~L9)で観察された各フェライト粒の面積(μm2)を測定した。各縦断面観察位置L1~L9で、各フェライト粒の面積の算術平均値を求めた。得られた面積の算術平均値の円相当径を、各縦断面観察位置L1~L9でのフェライトの平均粒径(μm)と定義した。
さらに、上述の各観察視野(各縦断面観察位置L1~L9)で観察された各フェライト粒の面積(μm2)を測定した。各縦断面観察位置L1~L9で、各フェライト粒の面積の算術平均値を求めた。得られた面積の算術平均値の円相当径を、各縦断面観察位置L1~L9でのフェライトの平均粒径(μm)と定義した。
9箇所の縦断面観察位置L1~L9のフェライトの平均粒径を求めた。そして、これらのフェライトの平均粒径のうち、フェライトの最大の平均粒径(μm)及び最小の平均粒径(μm)を特定した。特定された最小の平均粒径に対する最大の平均粒径の比(フェライト平均粒径比)を求めた。得られたフェライト平均粒径比を、表3の「縦断面」欄の「フェライト粒径比」欄に示す。
[評価試験]
[(C1)被削性評価試験]
被削性評価試験を次の方法で実施した。直径50mmの棒鋼に対して、熱間鍛造を模擬した熱処理、及び、恒温焼鈍処理を実施した。具体的には、棒鋼を1200℃で加熱し、1200℃で30分保持した。その後、棒鋼を室温まで放冷した。さらに、950℃で加熱し、950℃で1時間保持した。さらに、650℃で2時間保持した後、室温まで放冷した。放冷後の棒鋼に対して、機械加工(切削加工)を実施し、直径45mm、長さ400mmの被削性評価用の試験片を作製した。
[(C1)被削性評価試験]
被削性評価試験を次の方法で実施した。直径50mmの棒鋼に対して、熱間鍛造を模擬した熱処理、及び、恒温焼鈍処理を実施した。具体的には、棒鋼を1200℃で加熱し、1200℃で30分保持した。その後、棒鋼を室温まで放冷した。さらに、950℃で加熱し、950℃で1時間保持した。さらに、650℃で2時間保持した後、室温まで放冷した。放冷後の棒鋼に対して、機械加工(切削加工)を実施し、直径45mm、長さ400mmの被削性評価用の試験片を作製した。
各試験番号の試験片に対して、外周旋削加工を実施して、工具寿命を評価した。具体的には、各試験番号の試験片に対して、次の条件で外周旋削加工を実施した。使用した切削工具は、JIS B 4053(2013)に規定のP20に相当する無コーティングの超硬合金とした。切削速度を250m/分、送り速度を0.35mm/revとし、切込み量を1.0mmとした。旋削時には、水溶性切削油を使用した。
上述の切削条件にて20分間、外周旋削加工を実施した。その後、切削工具の逃げ面摩耗量(mm)を測定した。
得られた逃げ面摩耗量(mm)を表3の「摩耗量(mm)」欄に示す。逃げ面摩耗量(mm)が0.25mm未満である場合、鋼材の被削性が高いと判断した。得られた逃げ面摩耗量(mm)が0.25mm以上である場合、鋼材の被削性は低いと判断した。
[(C2)曲げ疲労強度評価試験]
各試験番号の鋼材(直径50mmの棒鋼)から、図6に示す曲げ疲労強度評価のための小野式回転曲げ試験片の中間品を加工した。図6中の数値は、寸法(単位はmm)を示す。図6中の「φ」は直径を意味する。「R1」は、切欠き底の曲率半径が1mmであることを意味する。
各試験番号の鋼材(直径50mmの棒鋼)から、図6に示す曲げ疲労強度評価のための小野式回転曲げ試験片の中間品を加工した。図6中の数値は、寸法(単位はmm)を示す。図6中の「φ」は直径を意味する。「R1」は、切欠き底の曲率半径が1mmであることを意味する。
具体的には、各試験番号の鋼材(直径50mmの棒鋼)を、加熱温度1200℃、保持時間30分の条件で加熱した。その後、仕上げ温度を950℃以上として熱間加工(熱間鍛造)し、直径35mmの棒鋼を製造した。直径35mmの棒鋼を機械加工(切削加工)して、小野式回転曲げ試験片の中間品を加工した。切り欠き底での中間品の横断面の直径は8mmであった。中間品に対して、浸炭処理(ガス浸炭処理及び焼戻し)を実施して、図6に示す小野式回転曲げ試験片を作製した。実施した浸炭処理の条件は、以下のとおりである。
[ガス浸炭処理及び焼戻し]
試験片をカーボンポテンシャルCp1が0.8%の雰囲気中において、950℃で240分加熱した。続いて、カーボンポテンシャルCp2が0.8%の雰囲気中において、950℃で60分加熱した。その後、850℃で30分加熱し、130℃の油で油冷した。油冷後の試験片に対して、焼戻し温度180℃、保持時間120分で焼戻しを実施した。保持時間経過後は空冷した。
試験片をカーボンポテンシャルCp1が0.8%の雰囲気中において、950℃で240分加熱した。続いて、カーボンポテンシャルCp2が0.8%の雰囲気中において、950℃で60分加熱した。その後、850℃で30分加熱し、130℃の油で油冷した。油冷後の試験片に対して、焼戻し温度180℃、保持時間120分で焼戻しを実施した。保持時間経過後は空冷した。
以上のガス浸炭方法により、鋼材(丸棒)の表面のC濃度を0.80質量%に調整した。
浸炭処理後の小野式回転曲げ試験片を用いて、小野式回転曲げ疲労試験を行った。各試験番号ごとに複数の試験片を準備した。各試験片ごと加える応力を変えて疲労試験を実施し、1000万回(107回)繰り返した後、破断しなかった最も高い応力を曲げ疲労強度(MPa)とした。小野式回転曲げ疲労試験では、回転速度を3000rpmとし、応力比を両振りとした。
各試験番号の曲げ疲労強度の、基準鋼の曲げ疲労強度に対する比を曲げ疲労強度比と定義した。つまり、次式により、曲げ疲労強度比(%)を求めた。
曲げ疲労強度比(%)=(各試験番号の曲げ疲労強度(MPa)/基準鋼の曲げ疲労強度(MPa))×100
曲げ疲労強度比(%)=(各試験番号の曲げ疲労強度(MPa)/基準鋼の曲げ疲労強度(MPa))×100
得られた曲げ疲労強度比(%)を表3の「曲げ疲労強度比(%)」欄に示す。得られた曲げ疲労強度比が110%以上であれば、十分な曲げ疲労強度が得られると判断した。一方、曲げ疲労強度比が110%未満であれば、曲げ疲労強度が低いと判断した。
[(C3)面疲労強度評価試験]
各試験番号の鋼材(直径50mmの棒鋼)から、図7に示す面疲労強度評価試験のためのローラーピッチング疲労試験用試験片の中間品を加工した。図7中の数値は、寸法(単位はmm)を示す。図中の「φ」は直径を意味する。
各試験番号の鋼材(直径50mmの棒鋼)から、図7に示す面疲労強度評価試験のためのローラーピッチング疲労試験用試験片の中間品を加工した。図7中の数値は、寸法(単位はmm)を示す。図中の「φ」は直径を意味する。
具体的には、各試験番号の鋼材(直径50mmの棒鋼)を、加熱温度1200℃、保持時間30分の条件で加熱した。その後、仕上げ温度を950℃以上として熱間加工(熱間鍛造)し、直径35mmの棒鋼を製造した。直径35mmの棒鋼を機械加工(切削加工)して、ローラーピッチング疲労試験用試験片の中間品を加工した。中間品に対して、上述の浸炭処理条件で浸炭処理(ガス浸炭処理及び焼戻し)を実施して、図7に示すローラーピッチング疲労試験用試験片(小ローラー試験片)を作製した。
図8は、ローラーピッチング疲労試験の模式図である。図8に示すとおり、小ローラー試験片200に大ローラー試験片100を後述する面圧で押し当てながら小ローラー試験片200を回転させた。小ローラー試験片200は上記試験片の方法で作製したローラーピッチング疲労試験用試験片であった。大ローラー試験片は図9に示す形状を有した。図9中の数値は、寸法(単位はmm)を示す。図中の「R700」は外周面の曲率半径が700mmであったことを示す。
大ローラー試験片100はJIS G 4053(2016)に規定のSCM420Hに相当する化学組成を有する鋼を用いて、小ローラー試験片200と同じ条件のガス浸炭処理後に表面研磨したものを使用した。大ローラー試験片100の直径は130mmであった。
ローラーピッチング疲労試験では、小ローラー試験片200に種々のヘルツ応力の面圧で大ローラー試験片100を押し付けた。接触部での両ローラー試験片の周速方向を同一方向とし、滑り率を-40%(小ローラー試験片200よりも大ローラー試験片100の方が接触部の周速が40%大きい)として回転させて試験を行った。上記接触部に潤滑油として供給するATF(AT用潤滑油)の油温は90℃であり、大ローラー試験片100と小ローラー試験片200との接触応力の最大面圧は4000MPaであった。試験打ち切り回数を2000万回(2.0×107回)とした。各試験番号当たり、複数の試験片に対して、2.0×107回繰り返した後、ピッチングが発生しなかった最も高い応力を面疲労強度(MPa)とした。
各試験番号の面疲労強度の、基準鋼の面疲労強度に対する比を面疲労強度比と定義した。つまり、次式により、面疲労強度比(%)を求めた。
面疲労強度比(%)=(各試験番号の面疲労強度(MPa)/基準鋼の面疲労強度(MPa))×100
面疲労強度比(%)=(各試験番号の面疲労強度(MPa)/基準鋼の面疲労強度(MPa))×100
得られた面疲労強度比(%)を表3の「面疲労強度比(%)」欄に示す。得られた面疲労強度比が120%以上であれば、十分な面疲労強度が得られると判断した。一方、面疲労強度比が120%未満であれば、面疲労強度が低いと判断した。
[(C4)熱処理変形量評価試験]
各試験番号の鋼材(直径50mmの棒鋼)から、図10Aに示す歯車模擬試験片を作製した。具体的には、各試験番号の鋼材(直径50mmの棒鋼)を、加熱温度1200℃、保持時間30分の条件で加熱した。その後、仕上げ温度を950℃以上として熱間加工(熱間鍛造)し、直径35mmの棒鋼を製造した。直径35mmの棒鋼を機械加工(切削加工)して、ガス浸炭処理前の歯車模擬試験片を作製した。
各試験番号の鋼材(直径50mmの棒鋼)から、図10Aに示す歯車模擬試験片を作製した。具体的には、各試験番号の鋼材(直径50mmの棒鋼)を、加熱温度1200℃、保持時間30分の条件で加熱した。その後、仕上げ温度を950℃以上として熱間加工(熱間鍛造)し、直径35mmの棒鋼を製造した。直径35mmの棒鋼を機械加工(切削加工)して、ガス浸炭処理前の歯車模擬試験片を作製した。
図10A中で「mm」が付随した数値は、寸法(単位はmm)を示す。図中の「φ」は直径を意味する。歯車模擬試験片は、円錐台形状を有した。歯車模擬試験片は、直径22mmの円形状の上面と、直径34mmの円形状の下面とを備えた。歯車模擬試験片は、中心軸CL2を含む円柱状の貫通孔THを有した。貫通孔THの直径(内径)は15mmであり、貫通孔THの中心軸は、歯車模擬試験片の中心軸と一致した。
作製した浸炭処理前の歯車模擬試験片の貫通孔THの長手方向の各位置での内径(直径)を、3次元測定機で測定した。3次元測定機として、株式会社ミツトヨ製のCNC三次元測定機(商品名:Crysta-Apex)を用いた。
具体的には、図10Bに示すとおり、貫通孔THの長手方向の上端から下端に向かって、上端から1.0~16.0mmの範囲では、1.0mmピッチ位置で合計16個の内径を測定した。さらに、貫通孔THの長手方向の上端から下端に向かって、上端から0.5mm位置、及び、上端から16.5mm位置での内径を測定した。つまり、貫通孔THの長手方向の18測定位置で、貫通孔THの内径を測定した。さらに、各測定位置では、中心軸CL2周りに10°ピッチで合計18箇所(図10B中の点P1~P18)の内径を測定した。したがって、貫通孔THにおいて、18測定位置×18箇所=324点の内径を測定した。
上記内径測定後の歯車模擬試験片に対して、上述の小野式回転曲げ疲労試験片でのガス浸炭処理及び焼戻しと同じ条件で、ガス浸炭処理及び焼戻しを実施した。浸炭処理後の歯車模擬試験片に対して、浸炭処理前の歯車模擬試験片の貫通孔THの内径測定方法と同じ方法で、貫通孔THの内径を測定した。
[熱処理の最大変形量比]
貫通孔THの各測定位置の各点P1~P18において、浸炭処理前の内径(μm)から浸炭処理後の内径(μm)を減じた値を、各測定位置の各点P1~P18での熱処理変形量とした。各試験番号において、合計324点の測定結果における最大の熱処理変形量を求めた。
貫通孔THの各測定位置の各点P1~P18において、浸炭処理前の内径(μm)から浸炭処理後の内径(μm)を減じた値を、各測定位置の各点P1~P18での熱処理変形量とした。各試験番号において、合計324点の測定結果における最大の熱処理変形量を求めた。
各試験番号の最大の熱処理変形量の、基準鋼の最大の熱処理変形量に対する比を「最大変形量比」と定義した。つまり、次式により、最大変形量比(%)を求めた。
最大変形量比(%)=(各試験番号の最大の熱処理変形量(mm)/基準鋼の最大の熱処理変形量(mm))×100
最大変形量比(%)=(各試験番号の最大の熱処理変形量(mm)/基準鋼の最大の熱処理変形量(mm))×100
得られた最大変形量比(%)を表3の「最大変形量比(%)」欄に示す。得られた最大変形量比が90%以下であれば、最大変形量比が小さいと判断した。一方、最大変形量比が90%を超える場合、最大変形量比が大きいと判断した。
[熱処理の変形量差比]
各試験番号において、合計324点の測定結果における最大の熱処理変形量及び最小の熱処理変形量を求めた。得られた最大の熱処理変形量から最小の熱処理変形量を減じた値を変形量差(μm)と定義した。
各試験番号において、合計324点の測定結果における最大の熱処理変形量及び最小の熱処理変形量を求めた。得られた最大の熱処理変形量から最小の熱処理変形量を減じた値を変形量差(μm)と定義した。
各試験番号の変形量差の、基準鋼の変形量差に対する比を変形量差比と定義した。つまり、次式により、変形量差比を求めた。
変形量差比(%)=(各試験番号の変形量差(μm)/基準鋼の変形量差(μm))×100
変形量差比(%)=(各試験番号の変形量差(μm)/基準鋼の変形量差(μm))×100
得られた変形量差比(%)を表3の「変形量差比(%)」欄に示す。得られた変形量差比が90%以下であれば、変形量差比が小さいと判断した。一方、変形量差比が90%を超える場合、変形量差比が大きいと判断した。
最大変形量比及び変形量差比がいずれも90%以下であれば、熱処理変形が三次元的に十分に抑制できていると判断した。最大変形量比及び/又は変形量差比が90%を超える場合、熱処理変形が十分に抑制できていないと判断した。
[試験結果]
表3に試験結果を示す。表3を参照して、試験番号5~9の鋼材の化学組成において、各元素含有量は適切であり、F1が式(1)を満たした。さらに、試験番号5~9の鋼材は、製造条件も適切であった。そのため、鋼材のミクロ組織が適切であった。具体的には、試験番号5~9の横断面のミクロ組織は、フェライトを含有し、残部がパーライト及び/又はベイナイトからなる組織であった。さらに、フェライトの面積分率の算術平均値は50~70%であり、フェライトの面積分率の標準偏差は4.0%以下であり、フェライト平均粒径比は2.00以下であった。さらに、試験番号5~7の縦断面のミクロ組織は、フェライトを含有し、残部がパーライト及び/又はベイナイトからなる組織であった。さらに、フェライトの面積分率の算術平均値は50~70%であり、フェライトの面積分率の標準偏差は4.0%以下であり、フェライト平均粒径比は2.00以下であった。
表3に試験結果を示す。表3を参照して、試験番号5~9の鋼材の化学組成において、各元素含有量は適切であり、F1が式(1)を満たした。さらに、試験番号5~9の鋼材は、製造条件も適切であった。そのため、鋼材のミクロ組織が適切であった。具体的には、試験番号5~9の横断面のミクロ組織は、フェライトを含有し、残部がパーライト及び/又はベイナイトからなる組織であった。さらに、フェライトの面積分率の算術平均値は50~70%であり、フェライトの面積分率の標準偏差は4.0%以下であり、フェライト平均粒径比は2.00以下であった。さらに、試験番号5~7の縦断面のミクロ組織は、フェライトを含有し、残部がパーライト及び/又はベイナイトからなる組織であった。さらに、フェライトの面積分率の算術平均値は50~70%であり、フェライトの面積分率の標準偏差は4.0%以下であり、フェライト平均粒径比は2.00以下であった。
そのため、被削性評価試験において、逃げ面摩耗量が0.25mm未満であり、被削性が高かった。さらに、曲げ疲労強度比が110%以上であり、面疲労強度比が120%以上であり、曲げ疲労強度及び面疲労強度が共に優れていた。さらに、熱処理における最大変形量比及び変形量差比が90%以下であり、熱処理変形が三次元的に十分に抑制されていた。
一方、試験番号1では、Si含有量が低すぎた。さらに、F1が式(1)を満たさなかった。さらに、分塊圧延工程の保持時間が10時間未満であった。そのため、横断面及び縦断面のフェライトの面積分率の標準偏差が4.0%を超えた。その結果、曲げ疲労強度及び面疲労強度が低かった。さらに、熱処理における最大変形量比及び変形量差比が90%を超え、熱処理変形が十分に抑制されなかった。
試験番号2~4では、分塊圧延工程の保持時間が10時間未満であった。そのため、横断面及び縦断面のフェライトの面積分率の標準偏差が4.0%を超えた。その結果、熱処理における変形量差比が90%を超え、熱処理変形が十分に抑制されなかった。
試験番号10~12では、分塊圧延工程の加熱温度が低すぎた。そのため、横断面及び縦断面のフェライトの面積分率の標準偏差が4.0%を超えた。その結果、熱処理における変形量差比が90%を超え、熱処理変形が十分に抑制されなかった。
試験番号13~15では、仕上げ圧延工程の加熱温度が低すぎた。そのため、横断面及び縦断面のフェライト平均粒径比が2.00を超えた。その結果、熱処理における変形量差比が90%を超え、熱処理変形が十分に抑制されなかった。
試験番号16~18では、仕上げ圧延工程の保持時間が短すぎた。そのため、横断面及び縦断面のフェライト平均粒径比が2.00を超えた。その結果、熱処理における変形量差比が90%を超え、熱処理変形が十分に抑制されなかった。
試験番号19~21では、仕上げ圧延工程の仕上げ温度が高すぎた。そのため、横断面及び縦断面のフェライト平均粒径比が2.00を超えた。その結果、熱処理における変形量差比が90%を超え、熱処理変形が十分に抑制されなかった。
試験番号22~24では、仕上げ圧延工程の仕上げ温度が低すぎた。そのため、横断面及び縦断面のフェライト平均粒径比が2.00を超えた。その結果、熱処理における変形量差比が90%を超え、熱処理変形が十分に抑制されなかった。
試験番号25~27では、冷却工程での冷却速度が遅すぎた。そのため、横断面及び縦断面のフェライトの面積分率の算術平均値が70%を超えた。そのため、熱処理における変形量差比が90%を超え、熱処理変形が十分に抑制されなかった。
試験番号28及び29では、冷却工程での冷却速度が速すぎた。そのため、横断面及び縦断面のフェライトの面積分率の算術平均値が50%未満であった。そのため、逃げ面摩耗量が0.25mm以上であった。その結果、鋼材の被削性が低かった。
試験番号30では、温度保持工程の冷却速度が速すぎた。そのため、縦断面のミクロ組織において、フェライト平均粒径比が2.00を超えた。そのため、熱処理における変形量差比が90%を超え、熱処理変形が十分に抑制されなかった。
実施例1と同様に、表4に示す化学組成を有する鋼材を準備した。
次の方法により、鋼材を製造した。溶鋼に対して、表2の製造条件bを用いて、実施例1と同様に、表5に示す試験番号1~32の鋼材(棒鋼)を製造した。
[評価試験]
以上の製造工程で製造された鋼材(棒鋼)に対して、実施例1と同じ方法で、実施例1と同じ測定及び評価試験を実施した。なお、(C2)曲げ疲労強度評価試験、(C3)面疲労強度評価試験、及び、(C4)熱処理変形量評価試験では、基準鋼として、表1の基準鋼を用いた。
以上の製造工程で製造された鋼材(棒鋼)に対して、実施例1と同じ方法で、実施例1と同じ測定及び評価試験を実施した。なお、(C2)曲げ疲労強度評価試験、(C3)面疲労強度評価試験、及び、(C4)熱処理変形量評価試験では、基準鋼として、表1の基準鋼を用いた。
[試験結果]
表5に試験結果を示す。表5を参照して、試験番号1~17の鋼材の化学組成において、各元素含有量は適切であり、F1が式(1)を満たした。さらに、試験番号1~17の鋼材は、製造条件も適切であった。そのため、鋼材のミクロ組織が適切であった。具体的には、試験番号1~17の横断面のミクロ組織は、フェライト、パーライト及び/又はベイナイトからなり、フェライトの面積分率の算術平均値は50~70%であり、フェライトの面積分率の標準偏差は4.0%以下であり、フェライト平均粒径比は2.00以下であった。試験番号1~17の縦断面のミクロ組織は、フェライト、パーライト及び/又はベイナイトからなり、フェライトの面積分率の算術平均値は50~70%であり、フェライトの面積分率の標準偏差は4.0%以下であり、フェライト平均粒径比は2.00以下であった。そのため、逃げ面摩耗量が0.25mm未満であり、被削性が高かった。さらに、曲げ疲労強度比が110%以上であり、面疲労強度比が120%以上であり、曲げ疲労強度及び面疲労強度が共に優れていた。さらに、熱処理における最大変形量比及び変形量差比が90%以下であり、熱処理変形が十分に抑制されていた。
表5に試験結果を示す。表5を参照して、試験番号1~17の鋼材の化学組成において、各元素含有量は適切であり、F1が式(1)を満たした。さらに、試験番号1~17の鋼材は、製造条件も適切であった。そのため、鋼材のミクロ組織が適切であった。具体的には、試験番号1~17の横断面のミクロ組織は、フェライト、パーライト及び/又はベイナイトからなり、フェライトの面積分率の算術平均値は50~70%であり、フェライトの面積分率の標準偏差は4.0%以下であり、フェライト平均粒径比は2.00以下であった。試験番号1~17の縦断面のミクロ組織は、フェライト、パーライト及び/又はベイナイトからなり、フェライトの面積分率の算術平均値は50~70%であり、フェライトの面積分率の標準偏差は4.0%以下であり、フェライト平均粒径比は2.00以下であった。そのため、逃げ面摩耗量が0.25mm未満であり、被削性が高かった。さらに、曲げ疲労強度比が110%以上であり、面疲労強度比が120%以上であり、曲げ疲労強度及び面疲労強度が共に優れていた。さらに、熱処理における最大変形量比及び変形量差比が90%以下であり、熱処理変形が十分に抑制されていた。
一方、試験番号18~23では、F1が高すぎた。そのため、熱処理における最大変形量比が90%を超え、熱処理変形が十分に抑制されなかった。
試験番号24では、C含有量が高すぎた。そのため、逃げ面摩耗量が0.25mm以上であり、被削性が低かった。
試験番号25は、Si含有量が低すぎた。そのため、面疲労強度比が120%未満であり、面疲労強度が低かった。
試験番号26は、Si含有量が高すぎた。そのため、曲げ疲労強度比が110%未満であり、曲げ疲労強度が低かった。
試験番号27は、Mn含有量が低すぎた。そのため、曲げ疲労強度比が110%未満であり、面疲労強度比が120%未満であった。その結果、曲げ疲労強度及び面疲労強度が低かった。
試験番号28は、Mn含有量が高すぎた。そのため、曲げ疲労強度比が110%未満であり、面疲労強度比が120%未満であった。その結果、曲げ疲労強度及び面疲労強度が低かった。
試験番号29は、Cr含有量が低すぎた。そのため、曲げ疲労強度比が110%未満であり、面疲労強度比が120%未満であった。その結果、曲げ疲労強度及び面疲労強度が共に不十分であった。
試験番号30は、Cr含有量が高すぎた。そのため、逃げ面摩耗量が0.25mm以上であり、被削性が低かった。
試験番号31は、Mo含有量が高すぎた。そのため、逃げ面摩耗量が0.25mm以上であり、被削性が低かった。
試験番号32は、Nb含有量が高すぎた。そのため、曲げ疲労強度比が110%未満であり、曲げ疲労強度が低かった。
以上、本開示の実施の形態を説明した。しかしながら、上述した実施の形態は本開示を実施するための例示に過ぎない。したがって、本開示は上述した実施の形態に限定されることなく、その趣旨を逸脱しない範囲内で上述した実施の形態を適宜変更して実施することができる。
Claims (2)
- 鋼材であって、
化学組成が、質量%で、
C:0.20~0.25%、
Si:0.40~0.70%、
Mn:0.50~0.90%、
Cr:1.00~2.00%、
S:0.005~0.050%、
N:0.0050~0.0200%、
Al:0.001~0.100%、
O:0.0050%以下、及び、
P:0.030%以下を含有し、
残部がFe及び不純物からなり、かつ、式(1)を満たし、
前記鋼材の長手方向に垂直な断面であって半径Rの円形状である横断面において、
前記横断面の中心位置、及び、前記横断面の中心から径方向にR/2の位置であって前記横断面の中心周りに45°ピッチで配置される8箇所の前記R/2位置を、9箇所の横断面観察位置と定義したとき、
前記各横断面観察位置でのミクロ組織は、フェライトを含有し、残部はパーライト及び/又はベイナイトからなり、
前記9箇所の横断面観察位置でのフェライトの面積分率の算術平均値は50~70%であり、かつ、前記フェライトの面積分率の標準偏差は4.0%以下であり、
前記9箇所の横断面観察位置でのフェライトの平均粒径のうち、最小の平均粒径に対する最大の平均粒径の比が2.00以下であり、
前記鋼材の長手方向に平行な断面であって前記鋼材の中心軸を含む縦断面において、
前記中心軸上にR/2ピッチで配置される3箇所の中心軸位置、及び、前記各中心軸位置から前記径方向にR/2の位置に配置される6箇所の前記R/2位置を、9箇所の縦断面観察位置と定義したとき、
前記各縦断面観察位置でのミクロ組織は、フェライトを含有し、残部はパーライト及び/又はベイナイトからなり、
前記9箇所の縦断面観察位置でのフェライトの面積分率の算術平均値は50~70%であり、かつ、前記フェライトの面積分率の標準偏差は4.0%以下であり、
前記9箇所の縦断面観察位置でのフェライトの平均粒径のうち、最小の平均粒径に対する最大の平均粒径の比が2.00以下である、
鋼材。
1-(0.5C+0.03Si+0.06Mn+0.01Cr+0.05Mo)<0.800 (1)
ここで、式(1)中の各元素記号には、対応する元素の含有量(質量%)が代入される。対応する元素が含有されていない場合、その元素記号には「0」が代入される。 - 請求項1に記載の鋼材であって、
前記化学組成はさらに、前記Feの一部に代えて、
Mo:0.30%以下、
Nb:0.050%以下、
Ti:0.020%以下、
Cu:0.50%以下、
Ni:0.80%以下、
V:0.30%以下、
Mg:0.0035%以下、
Ca:0.0030%以下、及び、
希土類元素:0.0050%以下からなる群から選択される1元素以上を含有する、
鋼材。
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