KR101998496B1

KR101998496B1 - 열간 압연 강재 및 강 부품

Info

Publication number: KR101998496B1
Application number: KR1020177024689A
Authority: KR
Inventors: 스구루 요시다; 신야 데라모토; 마나부 구보타
Original assignee: 닛폰세이테츠 가부시키가이샤
Priority date: 2015-03-09
Filing date: 2016-03-09
Publication date: 2019-07-09
Also published as: KR20170110132A; CN107406941B; JP6414319B2; CN107406941A; WO2016143812A1; JPWO2016143812A1

Abstract

본 발명의 일 형태에 관한 열간 압연 강재는, 소정의 화학 성분을 갖고, 잔부가 Fe 및 불순물을 포함하고, 금속 조직의 90면적％ 이상이 페라이트와 펄라이트로 구성되고, 압연 방향에 평행한 단면에서 측정되는, 상기 압연 방향을 따라서 연신된 애스펙트비가 10 초과 30 이하인 Mn 황화물의 평균 개수 밀도가 50 내지 200개/mm²이다.

Description

열간 압연 강재 및 강 부품

본 발명은 강 부품 및 그의 소재인 열간 압연 강재에 관한 것이다.

본원은, 2015년 3월 9일에 일본에 출원된 일본 특허 출원 제2015-045855호에 기초해서 우선권을 주장하고, 그의 내용을 여기에 원용한다.

자동차의 엔진용 부품 및 서스펜션용 부품은, 강을 열간 단조로 성형하고, 임의로 ?칭 템퍼링과 같은 열처리(조질)를 행함으로써 얻어진다. 조질이 행하여진 부품을 조질 부품이라고 칭하고, 조질되지 않은 부품을 비조질 부품이라고 칭한다. 어떤 경우에든, 적용하는 부품에 필요한 기계 특성이 확보된다. 최근에는, 제조 공정에서의 경제 효율성의 관점에서, 조질을 생략한 부품, 즉 비조질 부품이 많이 보급되고 있다.

자동차 엔진용 부품의 예로서, 커넥팅 로드(이후, 커넥팅 로드라고 함)를 들 수 있다. 이 부품은, 엔진 내에서 피스톤 왕복 운동을 크랭크 샤프트에 의한 회전 운동으로 변환할 때, 동력을 전달하는 부품이다. 커넥팅 로드는, 캡부와 로드부로 구성되고, 핀부라고 칭해지는 크랭크 샤프트의 편심 부위를 캡부와 로드부 사이에 끼워 넣어 체결함으로써 크랭크 샤프트에 부착되어, 핀부와 회전 미끄럼 이동하는 기구에 의해 동력을 전달한다.

캡부와 로드부와의 정합성을 향상시키기 위해서, 통상의 커넥팅 로드를 제조할 때는, 캡부와 로드부와의 맞춤면을 평활하게 할 필요가 있다. 또한, 핀부를 캡부와 로드부 사이에 끼워 넣어 체결할 때는, 캡부와 로드부를 위치 정렬할 필요가 있으므로, 통상의 커넥팅 로드를 제조할 때는, 캡부와 로드부와의 맞춤면에 위치 정렬용 요철을 형성할 필요가 있다. 맞춤면을 평활하게 하고, 또한 맞춤면에 요철을 형성하기 위한 기계 가공 공정은, 커넥팅 로드의 제조 시간 및 제조 비용을 증대시킨다. 이 요철을 형성하기 위한 기계 가공 공정을 생략하기 위해서, 최근 들어, 파단 분리형 커넥팅 로드가 많이 채용되고 있다.

파단 분리형 커넥팅 로드란, 강에 열간 단조 등을 행함으로써, 캡부와 로드부가 일체로 된 형상으로 성형한 후, 캡부와 로드부와의 경계에 상당하는 부분에 절결을 넣어, 커넥팅 로드를 파단 분리하는 공법에 의해 얻어지는 것이다. 이 공법에 의해 얻어지는 캡부 및 로드부의 맞춤면은, 파단 분리에 의해 얻어진, 요철을 갖는 파면이다. 취성 파괴 파면의 요철끼리를 감합함으로써, 커넥팅 로드를 크랭크 샤프트에 조립할 때의 위치 정렬을 행할 수 있다. 따라서, 파단 분리형 커넥팅 로드의 제조에서는, 맞춤면의 정합성을 높이기 위한 기계 가공도, 위치 정렬용 요철을 맞춤면에 형성하기 위한 기계 가공도 생략할 수 있다. 따라서, 파단 분리형 커넥팅 로드는, 부품의 가공 공정을 대폭 삭감할 수 있어, 부품 제조 시의 경제 효율성을 대폭 향상시킬 수 있다.

파단 분리형 커넥팅 로드의 재료로서, 구미에서 보급되어 있는 것은, DIN 규격의 C70S6이다. C70S6은, 0.7 질량％의 C를 포함하는 고탄소 비조질 강이며, 파단 분리 시의 치수 변화를 억제하기 위해서, 그 금속 조직이 연성, 및 인성이 낮은 펄라이트 조직을 포함한다. C70S6은, 파단 시의 파단면 근방의 소성 변형량이 작으므로 파단 분리성이 우수하다. 강의 파단 분리성이란, 강을 파단 가공함으로써 얻어진 강의 파면끼리의 감합성을 평가하는 지표이다. 파면 근방의 변형량이 작고, 파면의 취성 파괴 면적률이 크고, 파단 가공 시의 결손 발생량이 작은 강은, 파단 분리성이 양호하다고 판단된다. 그러나, C70S6은, 통상의 커넥팅 로드용 강인 중탄소 비조질 강의 페라이트-펄라이트 조직에 비해 조직이 조대하므로, 항복비(항복 강도/인장 강도)가 낮아, 높은 좌굴 강도가 요구되는 고강도 커넥팅 로드에는 적용할 수 없다는 문제가 있다.

강의 항복비를 높이기 위해서는, 강의 탄소량을 낮게 억제하고, 강의 페라이트 분율을 증가시킬 필요가 있다. 그러나, 강의 페라이트 분율을 증가시킨 경우, 강의 연성이 향상되고, 파단 분리 시에 파면 근방의 소성 변형량이 커지므로, 크랭크 샤프트의 핀부에 체결되는 커넥팅 로드 미끄럼 이동부의 형상 변형이 증대되어, 커넥팅 로드 미끄럼 이동부의 진원도가 저하된다는 부품 성능상의 문제가 발생한다.

또한, 최근에는 고출력 디젤 엔진 또는 터보 엔진의 보급에 의한 엔진 출력 증대에 수반하여, 커넥팅 로드의 캡부와 로드부와의 어긋남 방지, 즉 감합성 향상 및 체결력 향상 등의 요구가 있다. 이 중, 감합성 향상에 대해서는, 파단 분리시킨 면의 요철을 크게 하도록, 강재의 조직을 제어하는 것이 유효하다.

고강도의 파단 분리형 커넥팅 로드에 적합한 강재로서, 몇 가지의 비조질 강이 제안되어 있다. 특허문헌 1 및 특허문헌 2에는, Si 또는 P와 같은 취화 원소를 강에 다량으로 첨가하여, 강의 연성 및 인성을 저하시킴으로써 강의 파단 분리성을 개선하는 기술이 기재되어 있다. 특허문헌 3 및 특허문헌 4에는, 제2 상 입자의 석출 강화를 이용하여, 강의 페라이트 연성 및 인성을 저하시킴으로써 강의 파단 분리성을 개선하는 기술이 기재되어 있다. 또한, 특허문헌 5 내지 7에는, 강 중의 Mn 황화물의 형태를 제어함으로써 강의 파단 분리성을 개선하는 기술이 기재되어 있다.

이들 기술은, 파단 분리한 부위의 변형량을 작게 하는 한편, 재료를 깨지기쉽게 한다. 따라서, 이들 기술에 의해 얻어진 강은, 파단 분리 시, 또는 파단면끼리를 감합시켰을 때 결손이 발생한다. 파단면의 결손이 발생하면, 감합부의 위치 어긋남이 발생하여, 고정밀도로 감합할 수 없다는 문제가 발생한다. 특히, 파단면의 요철을 크게 하면, 파단 시에 결손이나 금이 발생하는 빈도가 높아지므로, 파단면의 요철의 증대와, 파단 시의 결손 및 금의 발생 방지 양쪽을 동시에 달성 가능한 강이 요구되고 있었다. 결손, 금의 발생 방지의 해결책으로서는, 특허문헌 8에 나타낸 바와 같이 V의 편석을 저감하는 것을 들 수 있다. 또한, V는 고강도화를 목적으로 첨가하는 화학 성분이다.

그러나, V의 편석 이외에도 결손, 금을 발생시키는 원인이 있다. 실제로는, 파단면의 요철이 과도하게 큰 경우, 결손, 금의 발생 빈도가 높아지는 경향이 있다. 이것은, 파단면의 인장 방향의 요철이 형성될 때, 파면 방향으로 진전되는 균열 또는 오목부도 형성되기 때문이다. 파면끼리를 감합하여, 파면을 체결하기 위해서 파면에 응력을 인가할 때, 파면 방향으로 진전된 균열 또는 오목부가 응력 집중부로 되어, 여기에서 미세한 파괴가 발생한다고 생각된다. 한편, 파면끼리의 감합성을 높이기 위해서는, 파단면의 요철을 크게 할 필요가 있다. 이상 설명한 바와 같이, 파단면 요철의 거대화에 의한 감합성 향상과, 결손 및 금의 발생 방지는 배반의 관계가 있어, 그 양쪽의 달성은 현행의 공법에서는 해결할 수 없었다.

일본 특허 제3637375호 공보 일본 특허 제3756307호 공보 일본 특허 제3355132호 공보 일본 특허 제3988661호 공보 일본 특허 제4314851호 공보 일본 특허 제3671688호 공보 일본 특허 제4268194호 공보 일본 특허 제5522321호 공보

본 발명은 상기의 사정을 감안하여, 파단 분리 시의 파단면 근방 변형량을 작게 하면서, 또한 파단면의 요철을 크게 해서 감합성을 높이고, 또한 파단면의 결손 발생량을 억제한 열간 압연 강재 및 강 부품을 제공하는 것을 목적으로 한다.

본 발명의 요지는 이하와 같다.

(1) 본 발명의 일 형태에 관한 열간 압연 강재는, 화학 성분이 C: 0.35 내지 0.45 질량％, Si: 0.6 내지 1.0 질량％, Mn: 0.60 내지 0.90 질량％, P: 0.010 내지 0.035 질량％, S: 0.06 내지 0.10 질량％, Cr: 0.02 내지 0.25 질량％ 이하, V: 0.20 내지 0.40 질량％, Zr: 0.0001 내지 0.0050 질량％ 이하, N: 0.0060 내지 0.0150 질량％, Ti: 0 내지 0.050 질량％, Nb: 0 내지 0.030 질량％, Mg: 0 내지 0.0050 질량％, 및 REM: 0 내지 0.0010 질량％를 함유하고, 잔부가 Fe 및 불순물을 포함하고, 금속 조직의 90면적％ 이상이 페라이트와 펄라이트로 구성되고, 압연 방향에 평행한 단면에서 측정되는, 상기 압연 방향을 따라서 연신된 애스펙트비가 10 초과 30 이하인 Mn 황화물의 평균 개수 밀도가 50 내지 200개/mm²이다.

(2) 상기 (1)에 기재된 열간 압연 강재는, 상기 화학 성분이, Ti: 0.005 내지 0.050 질량％, Nb: 0.005 내지 0.030 질량％, Mg: 0.0005 내지 0.0050 질량％, 및 REM: 0.0003 내지 0.0010 질량％로 이루어지는 군에서 선택되는 1종 또는 2종 이상을 함유해도 된다.

(3) 본 발명의 다른 형태에 관한 강 부품은, 화학 성분이 C: 0.35 내지 0.45 질량％, Si: 0.6 내지 1.0 질량％, Mn: 0.60 내지 0.90 질량％, P: 0.010 내지 0.035 질량％, S: 0.06 내지 0.10 질량％, Cr: 0.02 내지 0.25 질량％ 이하, V: 0.20 내지 0.40 질량％, Zr: 0.0001 내지 0.0050 질량％ 이하, N: 0.0060 내지 0.0150 질량％, Ti: 0 내지 0.050 질량％, Nb: 0 내지 0.030 질량％, Mg: 0 내지 0.0050 질량％, 및 REM: 0 내지 0.0010 질량％를 함유하고, 잔부가 Fe 및 불순물을 포함하고, 금속 조직의 90면적％ 이상이 페라이트와 펄라이트로 구성되고, 압연 방향에 평행한 단면에서 측정되는, 애스펙트비가 10 초과 30 이하인 Mn 황화물의 평균 개수 밀도가 50 내지 200개/mm²이다.

(4) 상기 (3)에 기재된 강 부품은, 상기 강 부품을 상기 압연 방향에 평행한 인장 응력에 의해 인장 파단시켜 파면을 형성한 경우에, 상기 압연 방향에 평행한 상기 단면에서 관찰되는, 상기 인장 응력에 평행한 방향을 향해서 80㎛ 이상의 고저차를 갖고, 상기 인장 응력에 평행한 상기 방향에 대한 각도가 45도 이하인 단차가, 상기 파면에 10mm당 2군데 이상의 평균 개수 밀도로 형성되고, 상기 압연 방향에 평행한 상기 단면에서 관찰되는, 상기 인장 응력에 평행한 상기 방향에 대한 각도가 45도 초과이며, 길이 80㎛ 이상에 걸쳐서 형성되고, 그 일부가 상기 강 부품의 내부에 진전된 균열 또는 오목부의 평균 개수 밀도가, 상기 파면에서 10mm당 3군데 미만으로 제한되고, 상기 파면에서의 취성 파괴 파면이 98면적％ 이상이어도 된다.

(5) 상기 (3) 또는 (4)에 기재된 강 부품은, 상기 화학 성분이, Ti: 0.005 내지 0.050 질량％, Nb: 0.005 내지 0.030 질량％, Mg: 0.0005 내지 0.0050 질량％, 및 REM: 0.0003 내지 0.0010 질량％로 이루어지는 군에서 선택되는 1종 또는 2종 이상을 함유해도 된다.

본 발명의 일 형태에 관한 열간 압연 강재 및 강 부품은, 파단 분리했을 때, 파단면 근방의 소성 변형량이 작으면서, 또한 파단면의 결손 발생이 적어진다. 이 때문에, 파단면을 감합시킨 경우, 위치 어긋남이 발생하지 않아, 고정밀도로 감합할 수 있어, 강 부품의 정밀도 향상, 수율 향상을 동시에 실현할 수 있다. 또한, 본 발명의 강재 및 강 부품을 사용함으로써, 결손을 제거하는 공정을 생략할 수 있어, 제조 비용을 저감할 수 있고, 이에 의해, 산업상의 경제 효율성의 향상에 큰 효과가 있다. 따라서, 본 발명의 강재는, 열간 단조로 성형해서 얻어지는 강 부품의 용도에 적합하고, 본 발명의 강재 및 강 부품은, 파단 분할한 후에 다시 파단면끼리 감합해서 사용하는 용도에 적합하다.

도 1a는 파단 분리성 평가용 시험편의 평면도이다.
도 1b는 파단 분리성 평가용 시험편의 측면도이다.
도 2는 파단면의 요철 상황을 관찰한 파단면의 단면 사진이다.
도 3은 본 실시 형태에 따른 강 부품의 균열 진전의 모식도이다.

이하, 본 발명의 실시 형태인 열간 압연 강재 및 강 부품에 대해서 설명한다.

본 발명자는, 강 중에 존재하는 Mn 황화물의 형상을 제어함으로써, 파단 분리에 의해 얻어지는 파면의 요철의 파면 수직 방향의 크기를 바람직하게 제어하여, 결손량을 억제할 수 있음을 지견하였다.

본 발명자들이 지견한 바에 따르면, 파면의 요철 형상은, Mn 황화물의 신장화 정도 및 분포 빈도에 영향을 받는다. Mn 황화물의 신장화가 과잉인(즉, Mn 황화물의 애스펙트비가 큰) 경우에는, 요철의 파면 수직 방향의 사이즈가 현저하게 커짐으로써, 파단 분리 시나 파면 감합 시에 결손이나 금이 파면에서 발생하여, 파면 감합 시에 공극이 발생해서 감합성이 저하된다. 한편, 신장화된 Mn 황화물의 분포 빈도가 증가하면, 파면의 요철의 개수가 증가해서 감합성이 향상된다.

본 발명자들은, 상술한 현상은, 이하의 기구에 의해 발생한 것이라고 추측하고 있다. 강 부품의 Mn 황화물은, 강 부품의 재료인 열간 압연 강재의 열간 압연 시에, 압연 방향으로 신장화된다. 도 3에 도시된 바와 같이, 압연 방향과 거의 수직인 방향으로 강 부품(10)을 파단 분리할 때, 먼저 파단 기점(13)으로부터 압연 방향으로 수직으로 균열(12)이 진전된다. 그러나, 압연 방향으로 신장화된 Mn 황화물(11)에 균열(12)이 도달하면, 균열(12)의 진전 방향이 크게 변화하여, 균열(12)은 Mn 황화물과 강 부품(10)의 모상과의 계면을 따라 압연 방향에 대략 평행하게 진전된다고 생각된다. 균열(12)이 Mn 황화물(12)의 단부에 도달하면, 균열(12)의 진전 방향이 응력 방향으로 변화하고, 균열(12)은 다시 압연 방향과 대략 수직으로 진전된다. 균열(12)이 압연 방향에 수직인 진전과 압연 방향에 평행한 진전을 반복하면서 파단 분리가 진행됨으로써, 파면에 요철이 형성된다고 생각된다. 본 발명자들은, 이상의 이유에 의해, Mn 황화물(11)이 많으면 요철의 개수가 많아지고, Mn 황화물(11)의 애스펙트비가 크면 요철의 압연 방향을 따른 사이즈가 커진다고 추정하였다.

본 발명은, 상술된 본 발명자들의 지견에 의해 얻어진 것이다. 이하에, 본 발명의 실시 형태에 따른 열간 압연 강재 및 강 부품의 화학 성분, Mn 황화물의 형태 및 파단 분할에 의해 얻어지는 파면의 형태에 대해서 설명한다.

또한, 열간 압연 강재의 화학 성분은, 열간 가공에 따라 변화하지 않는다. 또한, Mn 황화물의 사이즈는 열간 가공에 의해 부여되는 변형의 사이즈와 비교해서 매우 미소하므로, 열간 압연 강재의 Mn 황화물의 형태도, 열간 가공에 의해 거의 변화하지 않는다. 따라서, 본 실시 형태에 따른 열간 압연 강재를 열간 가공해서 얻어지는 본 실시 형태에 따른 강 부품의 화학 성분 및 Mn 황화물의 형태는, 이하에 설명되는 본 실시 형태에 따른 열간 압연 강재의 그것들과 동일하다. 또한, 파단 분할에 의해 얻어지는 파면의 형태는, 화학 성분 및 Mn 황화물의 형태에 따라 정해지므로, 파단 분할에 의해 얻어지는 파면의 형태에 대해서, 본 실시 형태에 따른 열간 압연 강재와 본 실시 형태에 따른 강 부품은 동일하다.

본 실시 형태의 열간 압연 강재는, 화학 성분으로서, C, Si, Mn, P, S, Cr, V, Zr 및 N을 소정의 함유율로 포함하는 강재이다. 본 실시 형태의 열간 압연 강재는, 이하에 설명하는 화학 성분을 포함함으로써, 연성이 바람직하게 제어되어, 인장 응력에 의해 얻어지는 파면(인장 파면)에서의 취성 파괴 파면의 비율을 향상시키고, 또한 Mn 황화물을 석출시켜 파면의 요철의 파면 수직 방향의 사이즈를 크게 할 수 있다. 이에 의해, 본 실시 형태의 열간 압연 강재는, 파단 분할했을 때 얻어지는 파면이 높은 감합성을 갖는다. 또한, 본 실시 형태의 열간 압연 강재는, 화학 성분으로서 임의로, Ti, Nb, Mg, REM 중 1종 또는 2종 이상을 함유해도 된다.

이하, 본 실시 형태의 열간 압연 강재 및 강 부품의 화학 성분의 한정 이유에 대해서 설명한다. 이하, 특별히 언급이 없는 한, 열간 압연 강재의 화학 성분의 한정 이유는, 강 부품의 화학 성분의 한정 이유와 동등하다.

(C: 0.35 내지 0.45 질량％)

C는, 본 실시 형태의 열간 압연 강재 및 강 부품의 인장 강도를 확보하는 효과, 및 파단 시의 파단면 근방의 소성 변형량을 작게 해서 양호한 파단 분리성을 실현하는 효과를 갖는다. C의 증가에 수반하여, 펄라이트 조직의 체적 분율이 상승함으로써, 인장 강도가 상승하고, 그리고 연성 및 인성이 저하된다. 이들 효과를 최대한으로 발휘시키기 위해서, 강 중의 C 함유량을 0.35 내지 0.45 질량％로 설정하였다. C 함유량이 이 상한량을 초과하면, 열간 압연 강재의 펄라이트 분율이 과대해지고, 파단 시의 결손의 발생 빈도가 높아진다. 또한, C 함유량이 하한량에 미치지 않는 경우에는, 열간 압연 강재의 파단면 근방의 소성 변형량이 증가하여, 파단면의 감합성이 저하된다. 또한, C 함유량의 바람직한 하한값은 0.36 질량％, 또는 0.37 질량％이다. C 함유량의 바람직한 상한값은 0.44 질량％, 0.42 질량％, 또는 0.40 질량％이다.

(Si: 0.6 내지 1.0 질량％)

Si는, 고용 강화에 의해 페라이트를 강화시키고, 이에 의해 열간 압연 강재 및 강 부품의 연성 및 인성을 저하시킨다. 연성 및 인성의 저하에 의해, 파단 분리 시의 파단면 근방의 소성 변형량이 작아지고, 열간 압연 강재 및 강 부품의 파단 분리성이 향상된다. 이 효과를 얻기 위해서는, Si 함유량의 하한을 0.6 질량％로 할 필요가 있다. 한편, Si가 과잉으로 함유되면, 파단면의 결손이 발생하는 빈도가 상승하므로, Si 함유량의 상한은 1.0 질량％로 한다. 또한, Si 함유량의 바람직한 하한값은 0.7 질량％이다. Si 함유량의 바람직한 상한값은 0.9 질량％이다.

(Mn: 0.60 내지 0.90 질량％)

Mn은, 고용 강화에 의해 페라이트를 강화시키고, 이에 의해 열간 압연 강재 및 강 부품의 연성 및 인성을 저하시킨다. 연성 및 인성의 저하에 의해, 파단 분리 시의 파단면 근방의 소성 변형량이 작아지고, 열간 압연 강재 및 강 부품의 파단 분리성이 향상된다. 또한, Mn은 S와 결합해서 Mn 황화물을 형성한다. 본 실시 형태의 열간 압연 강재로부터 얻어지는 강 부품을 파단 분할시킬 때, 압연 방향으로 신장된 Mn 황화물을 따라 균열이 전파하므로, 파단면의 요철의 압연 방향의 사이즈가 증대된다. 따라서, Mn은, 파단면을 감합할 때 위치 어긋남을 방지하는 효과가 있다. 한편, Mn이 과잉으로 함유하는 경우, 페라이트가 너무 단단해져 파단 시의 결손이 발생하는 빈도가 증가한다. 이것들을 감안하여, Mn 함유량은 0.60 내지 0.90 질량％이다. 또한, Mn 함유량의 바람직한 하한값은 0.65 질량％, 0.70 질량％, 또는 0.75 질량％이다. Mn 함유량의 바람직한 상한값은 0.85 질량％, 0.83 질량％, 또는 0.80 질량％이다.

(P: 0.010 내지 0.035 질량％)

P는, 페라이트 및 펄라이트의 연성 및 인성을 저하시키고, 이에 의해 열간 압연 강재 및 강 부품의 연성 및 인성을 저하시킨다. 연성 및 인성의 저하에 의해, 파단 분리 시의 파단면 근방의 소성 변형량이 작아지고, 열간 압연 강재 및 강 부품의 파단 분리성이 향상된다. 단, P는 결정립계의 취화를 야기하여, 파단면의 결손을 발생하기 쉽게 한다. 따라서, P를 이용해서 연성 및 인성을 저하시키는 것은, 결손 발생의 방지 관점에서는 바람직하지 않다. 이상을 고려하여, P 함유량의 범위는 0.010 내지 0.035 질량％로 한다. P 함유량의 바람직한 하한값은 0.012 질량％, 0.013 질량％, 또는 0.015 질량％이다. P 함유량의 바람직한 상한값은 0.030 질량％, 0.028 질량％, 또는 0.025 질량％이다.

(S: 0.06 내지 0.10 질량％)

S는 Mn과 결합해서 Mn 황화물을 형성한다. 본 실시 형태의 열간 압연 강재로부터 얻어지는 강 부품을 파단 분할시킬 때, 압연 방향으로 신장된 Mn 황화물을 따라 균열이 전파하므로, Mn 황화물은 파단면의 요철의 파면 수직 방향의 사이즈를 크게 하여, 파단면을 감합할 때 위치 어긋남을 방지하는 효과가 있다. 그 효과를 얻기 위해서는, S 함유량의 하한을 0.06 질량％로 할 필요가 있다. 한편, S가 과잉으로 함유되면, 파단 분할 시의 파단면 근방의 소성 변형량이 증대되어, 파단 분리성이 저하되는 경우가 발생한다. 또한, 과잉량의 S는 파단면의 결손을 조장하는 경우가 있다. 이상의 이유에 의해, S의 적합한 범위를 0.06 내지 0.10 질량％로 한다. S 함유량의 바람직한 하한값은 0.07 질량％이다. S 함유량의 바람직한 상한값은 0.09 질량％이다.

(Cr: 0.02 내지 0.25 질량％)

Cr은, Mn과 마찬가지로 고용 강화에 의해 페라이트를 강화하고, 열간 압연 강재 및 강 부품의 연성 및 인성을 저하시킨다. 연성 및 인성의 저하는, 파단 시의 파단면 근방의 소성 변형량을 작게 하여, 열간 압연 강재 및 강 부품의 파단 분리성을 향상시킨다. 그 효과를 얻기 위해서는, Cr 함유량의 하한을 0.02 질량％로 할 필요가 있다. 그러나, Cr을 과잉으로 함유하면, 펄라이트의 라멜라 간격이 작아져, 펄라이트의 연성 및 인성이 높아진다. 그 때문에, 파단 시의 파단면 근방의 소성 변형량이 커지고, 파단 분리성이 저하된다. 또한, Cr을 과잉으로 함유하면 베이나이트 조직이 생성하기 쉬워져, 파단 분리성이 대폭 저하되는 경우가 있다. 따라서, Cr을 함유시키는 경우, 그 함유량을 0.25 질량％ 이하로 한다. Cr 함유량의 바람직한 하한값은 0.05 질량％, 0.08 질량％, 또는 0.10 질량％이다. Cr 함유량의 바람직한 상한값은 0.23 질량％, 0.20 질량％, 또는 0.18 질량％이다.

(V: 0.20 내지 0.40 질량％)

V는, 열간 단조 후의 냉각 시에 주로 탄화물 또는 탄질화물을 형성함으로써, 페라이트를 강화하고, 열간 압연 강재 및 강 부품의 연성 및 인성을 저하시킨다. 열간 압연 강재 및 강 부품의 연성 및 인성의 저하는, 열간 압연 강재 및 강 부품의 파단 시의 파단면 근방의 소성 변형량을 작게 하여, 열간 압연 강재를 포함하는 강 부품의 파단 분리성을 양호하게 한다. 또한, V는, 탄화물 또는 탄질화물의 석출 강화에 의해, 열간 압연 강재의 항복비를 높인다는 효과가 있다. 이들 효과를 얻기 위해서는, V 함유량의 하한을 0.20 질량％로 할 필요가 있다. 한편, V를 과잉으로 함유해도 그 효과는 포화하므로, V 함유량의 상한은 0.40 질량％이다. V 함유량의 바람직한 하한값은 0.23 질량％, 또는 0.25 질량％이다. V 함유량의 바람직한 상한값은 0.38 질량％, 또는 0.35 질량％이다.

(Zr: 0.0001 내지 0.0050 질량％)

Zr은 산화물을 형성하고, 이 Zr 산화물은 Mn 황화물의 정출 핵 또는 석출 핵으로 되어, Mn 황화물을 균일하게 미세하게 분산시킨다. 이 미세 분산된 Mn 황화물이, 파단 분할 시의 균열의 전파 경로가 되고, 열간 압연 강재 및 강 부품의 파단면 근방의 소성 변형량을 작게 하여, 파단 분리성을 높이는 효과가 있다. 단, Zr이 과잉으로 함유되어도 그 효과는 포화하므로, Zr 함유량의 상한을 0.0050 질량％로 한다. 이 효과를 충분히 발휘하기 위해서는, Zr 함유량의 하한을 0.0001 질량％로 한다. Zr 함유량의 바람직한 하한값은 0.0005 질량％, 또는 0.0010 질량％이다. Zr 함유량의 바람직한 상한값은 0.0045 질량％, 0.0040 질량％, 또는 0.0030 질량％이다.

(N: 0.0060 내지 0.0150 질량％)

N은, 열간 단조 후의 냉각 시에 주로 V 질화물 또는 V 탄질화물을 형성해서 페라이트의 변태 핵으로서 작용함으로써, 페라이트 변태를 촉진한다. 이에 의해, N은, 열간 압연 강재로부터 얻어지는 강 부품의 파단 분리성을 대폭 손상시키는 베이나이트 조직의 생성을 억제하는 효과가 있다. 이 효과를 얻기 위해서는, N 함유량의 하한을 0.0060 질량％로 한다. N을 과잉으로 함유하면, 열간 압연 강재 및 강 부품의 열간 연성이 저하되어, 열간 가공 시에 깨짐 또는 흠집이 발생하기 쉬워지는 경우가 있다. 따라서, N 함유량의 상한을 0.0150 질량％로 한다. 또한, N 함유량의 바람직한 하한값은 0.0065 질량％, 0.0070 질량％, 또는 0.0080 질량％이다. N 함유량의 바람직한 상한값은 0.0140 질량％, 0.0130 질량％, 또는 0.0120 질량％이다.

본 실시 형태에 따른 열간 압연 강재는, 그 효과를 더욱 현저하게 하기 위해서, 또한, Ti: 0.050 질량％ 이하, 및 Nb: 0.030 질량％ 이하, Mg: 0.0050 질량％ 이하, REM: 0.0010 질량％ 이하로 이루어지는 군에서 선택되는 1종 또는 2종 이상을 선택해서 함유할 수 있다. 그러나, 이들 원소가 함유되지 않는 경우에도, 본 실시 형태에 따른 열간 압연 강재 및 강 부품은 과제를 해결할 수 있으므로, Ti, Nb, Mg 및 REM의 하한값은 0 질량％이다.

(Ti: 0 내지 0.050 질량％)

Ti는, 열간 단조 후의 냉각 시에 주로 탄화물 또는 탄질화물을 형성하고, 석출 강화에 의해 페라이트를 강화하고, 이에 의해 열간 압연 강재 및 강 부품의 연성 및 인성을 저하시킨다. 연성 및 인성의 저하는, 파단 시의 파단면 근방의 소성 변형량을 작게 하고, 이에 의해 열간 압연 강재 및 강 부품의 파단 분리성을 향상시킨다. 그러나, Ti를 과잉으로 함유하면, 그 효과가 포화한다. 상술한 효과를 얻기 위해서 Ti를 함유시키는 경우에는, Ti 함유량의 상한을 0.050 질량％로 한다. Ti의 효과를 충분히 발휘시키기 위해서는, Ti 함유량의 하한을 0.005 질량％로 하는 것이 바람직하다. 보다 적합한 Ti 함유량의 하한값은 0.015 질량％, 0.018 질량％, 또는 0.020 질량％이다. 보다 적합한 Ti 함유량의 상한값은 0.040 질량％, 0.035 질량％, 또는 0.030 질량％이다.

(Nb: 0 내지 0.030 질량％)

Nb는, 열간 단조 후의 냉각 시에 주로 탄화물 또는 탄질화물을 형성하고, 석출 강화에 의해 페라이트를 강화하고, 이에 의해 열간 압연 강재 및 강 부품의 연성 및 인성을 저하시킨다. 연성 및 인성의 저하는, 파단 시의 파단면 근방의 소성 변형량을 작게 하고, 이에 의해 열간 압연 강재 및 강 부품의 파단 분리성을 향상시킨다. 그러나, Nb를 과잉으로 함유하면, 그 효과가 포화한다. 상술한 효과를 얻기 위해서 Nb를 함유시키는 경우에는, Nb 함유량의 상한을 0.030 질량％로 한다. Nb의 효과를 충분히 발휘시키기 위해서는, Nb 함유량의 하한을 0.005 질량％로 하는 것이 바람직하다. 보다 적합한 Nb 함유량의 하한값은 0.010 질량％이다. 보다 적합한 Nb 함유량의 상한값은 0.030 질량％, 0.028 질량％, 또는 0.025 질량％이다.

(Mg: 0 내지 0.0050 질량％)

Mg는, 산화물을 형성해서 Mn 황화물의 정출 핵 또는 석출 핵으로 되고, 이에 의해 Mn 황화물을 균일하게 미세하게 분산시킨다. 이 Mn 황화물이, 파단 분할 시의 균열의 전파 경로가 되어, 파단면 근방의 소성 변형량을 작게 하고, 열간 압연 강재 및 강 부품의 파단 분리성을 높인다. 단, Mg가 과잉으로 함유되어도 그 효과가 포화하므로, Mg 함유량의 상한을 0.0050 질량％로 한다. 이 효과를 충분히 발휘하기 위해서는, Mg 함유량의 하한을 0.0005 질량％로 하는 것이 바람직하다. 보다 적합한 Mg 함유량의 하한값은 0.0006 질량％이다. 보다 적합한 Mg 함유량의 상한값은 0.0045 질량％, 0.0040 질량％, 0.0035 질량％, 0.0030 질량％, 또는 0.0025 질량％이다.

(REM: 0 내지 0.0010 질량％)

REM은, 산 황화물을 형성해서 Mn 황화물의 정출 핵 또는 석출 핵으로 되고, 이에 의해 Mn 황화물을 균일하게 미세하게 분산시킨다. 이 Mn 황화물이, 파단 분할 시의 균열의 전파 경로가 되어, 파단면 근방의 소성 변형량을 작게 하고, 열간 압연 강재 및 강 부품의 파단 분리성을 높인다. 단, REM이 과잉으로 함유되면, 강재 제조 단계에서, 주조 공정에서의 노즐 막힘 등의 문제가 발생한다. 따라서, REM 함유량의 상한을 0.0010 질량％로 한다. 이 효과를 충분히 발휘하기 위해서는 REM 함유량의 하한을 0.0003 질량％로 하는 것이 바람직하다. 보다 적합한 REM 함유량의 하한값은 0.0004 질량％, 또는 0.0005 질량％이다. 보다 적합한 REM 함유량의 상한값은 0.0009 질량％, 0.0008 질량％, 또는 0.0007 질량％이다. 또한, 「REM」이란 용어는, Sc, Y 및 란타노이드를 포함하는 총 17 원소를 가리키고, 상기 「REM의 함유량」이란, 이들 17 원소의 합계 함유량을 의미한다. 란타노이드를 REM으로서 사용하는 경우, 공업적으로는, REM은 미슈 메탈의 형태로 첨가된다.

본 실시 형태에 따른 열간 압연 강재 및 강 부품의 화학 성분의 잔부는, Fe 및 불순물이다. 불순물이란, 광석이나 스크랩 등의 원재료 및 제조 환경에서 혼입되는 것으로서, 본 실시 형태에 따른 열간 압연 강재 및 강 부품의 특성에 영향을 미치지 않는 것을 말한다. 또한, 본 실시 형태에 따른 열간 압연 강재 및 강 부품은, 상기 성분 이외에, 그 효과를 손상시키지 않는 범위에서, 0 내지 0.01％의 Te, 0 내지 0.01％의 Zn, 및 0 내지 0.01％의 Sn 등을 함유할 수 있다.

(금속 조직: 90면적％ 이상이 페라이트와 펄라이트로 구성됨)

본 실시 형태의 열간 압연 강재 및 강 부품의 금속 조직은, 소위 페라이트-펄라이트 조직으로 된다. 금속 조직 중에 베이나이트 등이 포함되는 경우가 있는데, 베이나이트는 파단 분할성을 손상시키므로 바람직하지 않다. 그래서 본 발명자들은, 본 실시 형태의 열간 압연 강재 및 강 부품의 금속 조직이, 합계 90면적％ 이상의 페라이트 및 펄라이트를 포함하는 것이라 규정하였다. 이 규정에 의해, 베이나이트량이 10면적％ 이하로 제한되어, 열간 압연 강재 및 강 부품의 파단 분할성이 양호하게 유지된다. 본 실시 형태의 열간 압연 강재 및 강 부품의 금속 조직은, 합계 92면적％, 95면적％, 또는 98면적％ 이상의 페라이트 및 펄라이트를 포함해도 된다.

페라이트 및 펄라이트의 합계량이 상술한 범위 내인 한, 양자의 비율은 특별히 한정되지 않는다. 예를 들어 페라이트 또는 펄라이트가 0면적％이어도, 양호한 파단 분할성이 유지된다. 또한, 페라이트 및 펄라이트의 합계량이 상술한 범위 내인 한, 금속 조직의 잔부의 구성은 특별히 한정되지 않는다. 금속 조직에 포함되는 페라이트 및 펄라이트의 양은, 연마 및 에칭된 단면의 광학 현미경 사진을 촬영하여, 이 사진을 화상 해석함으로써 구해진다.

(압연 방향을 따라서 연신된 애스펙트비가 10 초과 30 이하인 Mn 황화물의 평균 개수 밀도: 50 내지 200개/mm²)

본 실시 형태의 열간 압연 강재 및 강 부품의 내부에는, Mn 황화물이 형성된다. Mn 황화물은, 열간 압연 강재의 압연 방향을 따라서 신장화되어 있다. 신장화된 Mn 황화물은, 열간 압연 강재 및 강 부품을 인장 파단시킴으로써 얻어진 파면에 요철 형상을 형성하기 위해서 필수적인 개재물이다. Mn 황화물의 신장화를 위해서는, 강재를 열간 압연으로 제조할 때의, 빌렛에서부터 봉강까지의 감면율을 적어도 80％ 이상으로 할 필요가 있다.

본 실시 형태에 따른 열간 압연 강재 및 강 부품에서는, 압연 방향을 장축측으로 해서 애스펙트비가 10 초과 30 이하인 신장화된 Mn 황화물이 1mm²당 50개 이상 200개 이하로 분포한다. 신장화된 Mn 황화물은, 압연 방향의 인장 파단에 의해 형성된 파단면에, 인장 방향으로 요철을 형성하여, 파단면끼리의 감합성을 높인다. 애스펙트비가 10 초과 30 이하인 Mn 황화물은, 요철의 인장 방향의 사이즈를 적정화할 수 있다. 또한, 애스펙트비가 10 초과 30 이하인 Mn 황화물의 개수가 50 내지 200개/mm²인 경우, 요철의 개수를 적정화할 수 있다.

애스펙트비가 10 이하인 Mn 황화물은, 파단면의 요철의 인장 방향의 사이즈를 충분히 크게 할 수 없어, 파단면끼리의 감합성의 향상에 기여하지 않는다. 애스펙트비가 30을 초과하는 Mn 황화물은, 파단면의 요철을 현저하게 하지만, 깨짐이나 결손의 빈도가 높아지기 때문에, 파단면끼리의 감합성을 손상시킨다. 따라서, 애스펙트비가 10 이하 또는 30 초과인 Mn 황화물의 개수 밀도는 적은 것이 바람직하다. 단, 애스펙트비가 10 초과 30 이하인 Mn 황화물의 개수 밀도가 상술한 범위 내이며, 또한 Mn 황화물의 생성원이 되는 Mn 및 S의 함유량이 상술한 범위 내인 경우, 화학 성분 중의 Mn 및 S가, 애스펙트비가 10 초과 30 이하인 Mn 황화물에 의해 소비되어, 애스펙트비가 10 이하 또는 30 초과인 Mn 황화물의 생성이 충분히 억제된다. 따라서, 애스펙트비가 10 이하 또는 30 초과인 Mn 황화물의 개수 밀도는 특별히 제한되지 않는다.

애스펙트비가 10 초과 30 이하인 Mn 황화물의 평균 개수 밀도가 하한값에 미치지 않는 경우에는, 파단면의 요철의 개수가 적어져, 파단 분리 후의 파단면의 감합성이 불충분해진다. 또한, 애스펙트비가 10 초과 30 이하인 Mn 황화물의 평균 개수 밀도가 하한값에 미치지 않는 경우, 애스펙트비가 10 미만 또는 30 초과의 Mn 황화물의 개수 밀도가 증대되어, 파단 분리성을 손상시킬 우려가 있다. 한편, 애스펙트비가 10 초과 30 이하인 Mn 황화물의 평균 개수 밀도가 상한값을 초과하는 경우에는, 파단면에 있어서 깨짐, 결손이 발생하고, 이 경우도 파단면의 감합성이 손상된다.

열간 압연 강재 및 강 부품 중의, 압연 방향을 따라서 연신된 애스펙트비가 10 초과 30 이하인 Mn 황화물의 평균 개수 밀도의 측정 방법은 이하와 같다.

먼저, 열간 압연 강재 및 강 부품을 압연 방향에 평행하게 절단하여, 절단면을 연마한다. Mn 황화물은 압연 방향을 따라서 연신되므로, 열간 압연 강재 및 강 부품을 절단할 때는, Mn 황화물의 연신 방향을, 열간 압연 강재 및 강 부품의 압연 방향으로 간주할 수 있다.

계속해서, 절단면의 확대 사진을, 광학 현미경 또는 전자 현미경에 의해 촬영한다. 이때의 배율은 특별히 한정되지 않지만, 100배 정도가 바람직하다. Mn 황화물은 거의 균일하게 분포되어 있으므로, 사진 촬영을 행하는 영역은 특별히 한정되지 않는다.

그리고, 사진을 화상 해석함으로써, 그 사진이 촬영된 영역에서의 애스펙트비가 10 초과 30 이하인 Mn 황화물의 개수 밀도를 구할 수 있다. 또한, 신장화된 Mn 황화물 중에는, 분단되어 압연 방향으로 열 형상으로 응집해서 분포하는 것도 있다. 그러나, 간격이 10㎛ 이하인 2개의 Mn 황화물은, 하나의 신장 Mn 황화물이라 간주한다. 신장 방향으로 배열되어 있고, 또한 간격이 10㎛ 이하인 2개의 Mn 황화물은, 열간 압연 강재 또는 강 부품을 인장 파단시킬 때 발생하는 균열을 인장 방향으로 전파시킨다는 점에서, 하나의 Mn 황화물과 동일한 효과를 갖고 있다고 생각되기 때문이다.

또한, 사진 촬영과 해석을 적어도 10회 반복하고, 이것에 의해 얻어진 개수 밀도를 평균함으로써, 열간 압연 강재 및 강 부품 중의, 압연 방향을 따라서 연신된 애스펙트비가 10 초과 30 이하인 Mn 황화물의 평균 개수 밀도가 구해진다.

(열간 압연 강재 및 강 부품의 제조 방법)

이어서, 본 실시 형태에 따른 열간 압연 강재 및 강 부품의 제조 방법에 대해서 설명한다. 본 실시 형태에 따른 열간 압연 강재의 제조 방법은, 본 실시 형태에 따른 열간 압연 강재와 동일한 화학 성분을 갖는 강을 용제 및 연속 주조해서 블룸을 얻는 공정과, 블룸에 분괴 압연 등의 열간 가공을 해서 빌렛을 얻는 공정과, 빌렛을 열간 압연해서 환봉을 얻는 공정을 포함하고, Zr이 용제에서의 2차 정련의 초기 단계에서 첨가되어, 열간 압연에서의 총감면율이 80％ 이상이며, 또한 열간 압연에서의 1000℃ 이하에서의 감면율이 50％ 이상인 것을 특징으로 한다. 본 실시 형태에 따른 강 부품의 제조 방법은, 본 실시 형태에 따른 열간 압연 강재를 1150 내지 1280℃로 가열해서 열간 단조하는 공정 및 열간 단조된 열간 압연 강재를 실온까지 공랭 또는 충풍 냉각하는 공정, 또는 본 실시 형태에 따른 열간 압연 강재를 냉간 단조하는 공정과, 냉각된 열간 압연 강재를 절삭 가공해서 소정 형상을 갖는 강 부품을 얻는 공정을 갖는다.

본 실시 형태에 따른 열간 압연 강재의 제조 방법의 상세는 이하와 같다. 먼저, 본 실시 형태에 따른 열간 압연 강재와 동일한 화학 성분을 갖는 강을, 전로에서 용제하고, 연속 주조함으로써 블룸을 제조한다. 전로 용제 시에, 2차 정련 전 또는 2차 정련 중에 Zr을 용강에 첨가한다. 조대한 Zr 산화물을 충분히 용강으로부터 부상 분리시키고, 또한 Zr 산화물을 핵으로서 생성하는 Mn 황화물을 용강 중에 미세하게 분산시키기 위해서, 2차 정련 초기의 단계(예를 들어 RH(Ruhrstahl-Heraeus) 등을 사용해서 용강에 탈가스 처리를 행하기 이전, 또는 RH에 의한 탈가스 처리 동안이며 처리 개시 후 15분 이내)에서 Zr을 첨가할 필요가 있다. Zr의 첨가가, RH 등을 사용한 탈가스 처리 개시 후 15분보다 후에 행해진 경우, Zr 산화물을 사용한 Mn 황화물의 미세화를 위한 시간이 불충분해지므로, 블룸 중의 Mn 황화물이 조대화된다. 블룸 중의 Mn 황화물이 조대화된 경우, 후의 블룸 압연 공정에서 Mn 황화물이 과잉으로 연신되어, 애스펙트비가 30 초과인 Mn 황화물이 증대되고, 애스펙트비가 10 초과 30 이하인 Mn 황화물의 개수 밀도가 부족하다.

얻어진 블룸을, 또한 분괴 압연 공정 등을 거쳐서 빌렛으로 한다. 얻어진 빌렛을 또한 열간 압연에 의해 환봉으로 한다. 이와 같이 하여 본 실시 형태의 열간 압연 강재를 제조한다. Mn 황화물을 신장시키기 위해서, 빌렛을 환봉 형상으로 할 때의 압연 감면율은 80％ 이상으로 하는 것이 바람직하다. 또한, Mn 황화물의 신장화를 현저하게 하기 위해서, Mn 황화물의 고온 경도가 강재에 대하여 상대적으로 낮은 온도 영역, 즉 Mn 황화물의 신장이 용이하게 되는 온도 영역에서 열간 압연할 필요가 있다. 구체적으로는, 1000℃ 이하에서의 압연 감면율을 50％ 이상으로 할 필요가 있다. 이에 의해, 강 중의 Mn 황화물을 신장화시킬 수 있다. 이들 압연 조건이 충족되지 않은 경우, Mn 황화물이 충분히 연신되지 않는다. 또한, 열간 압연 후의 열간 압연 강재는 실온까지 냉각되어도 되고, 냉각 전에 또한 열간 단조에 제공되어도 된다.

본 실시 형태에 따른 강 부재의 제조 방법의 상세는 이하와 같다. 상술한 방법에 의해 얻어진 열간 압연 강재를 예를 들어 1150 내지 1280℃로 가열해서 열간 단조하고, 공랭(대기 중에서의 방냉) 또는 충풍 냉각(강에 바람을 보내어 냉각)에 의해 실온까지 냉각한다. 냉각 후의 단조 재를 절삭 가공함으로써, 소정의 형상의 강 부품으로 한다. 열간 압연 강재를 단조할 때는, 열간 단조에 한하지 않고, 냉간 단조해도 된다.

본 실시 형태의 열간 압연 강재 및 강 부품은, 압연 방향에 평행한 인장 응력에 의해 인장 파단시켜 파면을 형성한 경우, 압연 방향에 평행한 단면에서 관찰되는, 인장 응력에 평행한 방향을 향해서 80㎛ 이상의 고저차를 갖고, 인장 응력에 평행한 방향에 대한 각도가 45도 이하인 단차가, 파면에 10mm당 2군데 이상의 평균 개수 밀도로 형성되고, 압연 방향에 평행한 단면에서 관찰되는, 인장 응력에 평행한 방향에 대한 각도가 45도 초과이며, 길이 80㎛ 이상에 걸쳐서 형성되고, 그 일부가 강 부품의 내부에 진전된 균열 또는 오목부의 평균 개수 밀도가, 파면에 있어서 10mm당 3군데 미만으로 제한되고, 파면에서의 취성 파괴 파면이 98면적％ 이상이다.

파면의 성상에 대해서 규정한 이유를 이하에 설명한다. 인장 파단에 의해 형성된 파면끼리를 감합시켜, 파단면에 수평 방향으로 응력을 가하면, 그 응력은 파면의 요철에 의해, 수평 방향 및 2개의 법선 방향(면 내에서 90°의 기울기 방향, 및 파단면과 수직 방향)으로 3차원적으로 분산된다. 이 경우, 인가된 응력은, 파면의 요철의 인장 방향의 사이즈가 클수록 분산된다. 발명자들은, 요철에 의해 형성되는 단차가, 인장 응력에 평행한 방향에 대한 각도가 45도 이하이고, 또한 인장 응력에 평행한 방향을 향해서 80㎛ 이상의 고저차를 갖는 경우에, 이 요철이 감합성에 기여한다고 판단하였다. 또한, 파면의 결손이 발생하지 않는 한, 파면의 단차의 인장 방향의 사이즈가 클수록, 응력 인가 시의 위치 어긋남을 더욱 확실하게 방지할 수 있다.

결손 발생량은, 파단면의 파면 방향의 균열 또는 파면 방향의 오목부의 존재와 상관이 있다. 즉, 어떤 일정한 크기 이상의 파면 방향의 균열 또는 파면 방향의 오목부가 많을수록, 결손의 발생량이 증가한다. 파단면을 감합할 때, 파면 방향의 균열 또는 오목부가 응력 집중부로서 작용해서 미세하게 파단함으로써, 결손이 발생한다고 생각된다. 본 발명자들은, 파단면의 결손 발생량을 억제하기 위해서는, 파면 방향의 균열 또는 오목부의 개소를 최소한으로 억제하는 것이 필요한 것을 지견하였다. 구체적으로는, 결손 발생량을 충분히 억제하기 위해서는, 압연 방향에 평행한 단면에서 관찰되는, 인장 응력에 평행한 방향에 대한 각도가 45도 초과이며, 길이 80㎛ 이상에 걸쳐서 형성되고, 그 일부가 강 부품의 내부에 진전된 균열 또는 오목부의 평균 개수 밀도를 10mm당 3군데 미만으로 제한해야 하는 것을 본 발명자들은 알아내었다.

특히 Mn 황화물의 형태 및 분산 상태가 파면 형상에 큰 영향을 미치므로, 결손을 발생시키지 않는 범위에서 파면의 요철을 최대화하기 위해서는, Mn 황화물의 형태와 분산 상태를 제어하는 것이 중요하다. 보다 구체적으로는, 균열 전파의 경로가 되는 Mn 황화물을 적정한 범위 내에서 신장화시키면서, 또한 다량으로 분산시키는 것이, 파단면의 요철의 인장 방향의 사이즈를 크게 하는 것에 기여한다. 그래서, 본 실시 형태에서는, 파단 시에 파단면의 결손을 발생시키지 않는 범위에서 실험적으로 실현 가능한 파단면 요철 형상을 상기와 같이 규정하였다.

또한, 본 실시 형태에 따른 열간 압연 강재 및 강 부품은, 화학 조성이 바람직하게 제어되어, 금속 조직의 90면적％ 이상이 페라이트 및 펄라이트로 되고, 또한 소정의 형태를 갖는 Mn 황화물이 내부에 분산되어 있으므로, 본 실시 형태에 따른 열간 압연 강재 및 강 부품을 압연 방향에 평행한 인장 응력에 의해 분할해서 얻어지는 파면의 98면적％ 이상은, 취성 파면이 된다. 연성 파면에서는 변형이 발생하고 있으므로, 연성 파면은 파면의 감합성을 손상시킨다. 파면의 98면적％ 이상이 취성 파면인 경우, 파면의 감합성이 바람직하게 유지된다.

파면 형상의 평가 방법은 이하와 같다.

파단면에서 차지하는 취성 파면의 면적률은, 통상의 파면 해석의 방법에 따라서 사진을 분석함으로써, 벽개 파괴, 의벽개 파괴 또는 입계 깨짐 등으로 구성되는 취성 파면이 발생하고 있는 영역을 획정하고, 이 취성 파면 영역의 면적이 파단면 전체의 면적에서 차지하는 비율을 산출함으로써 구해진다.

파단 분할에 의한 변형량은, 파단 후의 열간 압연 강재 또는 강 부품을 맞대어 볼트로 죄어, 파단 방향의 내경과, 파단 방향에 수직인 방향의 내경과의 차를 측정하고, 이 차를 파단 분할에 의한 변형량으로 간주함으로써 구해진다.

파단면의 결손 발생량은, 파단면을 맞대어 20N·m의 토크로 볼트 체결해서 조립하고, 다음으로 볼트를 풀어서 파단면을 풀어놓는 작업을 10회 반복하여, 이에 의해 탈락한 파편의 총중량을 측정하고, 이 총중량을 파단면의 결손 발생량으로 간주함으로써 구해진다.

압연 방향에 평행한 단면에서 관찰되는, 인장 응력에 평행한 방향을 향해서 80㎛ 이상의 고저차를 갖고, 인장 응력에 평행한 방향에 대한 각도가 45도 이하인 단차(인장 방향 단차)의 개수 밀도, 및 압연 방향에 평행한 단면에서 관찰되는, 인장 응력에 평행한 방향에 대한 각도가 45도 초과이며, 길이 80㎛ 이상에 걸쳐서 형성되고, 그 일부가 강 부품의 내부에 진전된 균열 또는 오목부(파면 방향 균열)의 개수 밀도는, 이하의 방법에 의해 평가된다. 먼저, 파면이 형성된 열간 압연 강재 또는 강 부품을 인장 방향에 평행하게 절단하고, 파면 형상을 인장 방향에 수직인 방향으로부터 관찰할 수 있도록 한다. 절단 전에 파면을 수지 매립함으로써, 절단 시에 파면 형상이 유지되도록 해도 된다. 파면 형상을 상술한 절단면에서 관찰함으로써, 인장 방향의 요철, 및 파면 방향의 요철을 관찰할 수 있다. 또한, 절단면은, 인장 방향에 평행한 한 시험편의 임의의 장소에 형성할 수 있지만, 편의상, 절단면에서의 파면이 가능한 한 커지도록 절단면을 형성하는 것이 바람직하다. 관찰은, 절단면에서의 임의의 5시야 이상에서 실시하고, 관찰 시에, 각 시야에서의 인장 방향 단차 및 파면 방향 균열의 10mm당의 개수 밀도를 측정하여, 그것들의 평균값을 구한다. 이에 의해, 인장 방향 단차 및 파면 방향 균열의 개수 밀도가 구해진다.

본 실시 형태에 따른 열간 압연 강재 및 강 부품을 파단시키는 방법은 특별히 한정되지 않지만, 압연 방향에 평행한 인장 응력을 사용해서 파단시키는 것이 바람직하다. 본 실시 형태에 따른 열간 압연 강재 및 강 부품의 Mn 황화물은 압연 방향에 평행하게 연신되어 있으므로, 압연 방향에 평행한 인장 응력을 가해서 압연 방향에 대략 수직인 파면을 형성함으로써, Mn 황화물에 의한 요철 형성 효과가 최대화된다. 또한, 파단 분리성을 향상시키기 위해서, 파면을 형성하는 개소에, 인장 응력을 가하기 전에 노치 가공을 실시해 두는 것이 바람직하다. 노치 가공의 방법은 특별히 한정되지 않고, 예를 들어 브로치 가공 또는 레이저 가공에 의해 노치 가공을 행해도 된다.

실시예

본 발명을 실시예에 의해 이하에 상세하게 설명한다. 또한, 이들 실시예는 본 발명의 기술적 의의 및 효과를 설명하기 위한 것이며, 본 발명의 범위를 한정하는 것이 아니다.

실시예 1

표 1-1 및 표 1-2에 나타내는 화학 조성을 갖는 전로에서 용제한 강 1 내지 28 및 강 101 내지 115를 연속 주조함으로써 블룸을 제조하고, 이 블룸을, 분괴 압연 공정을 거쳐서 한 변이 162mm인 사각형의 빌렛으로 하고, 또한 열간 압연에 의해 직경이 56mm인 환봉으로 하였다. 강 1 내지 28, 강 101 내지 112, 강 114 및 강 115를 용제할 때, RH를 사용해서 용강에 탈가스 처리를 행하기 전 또는 탈가스 처리 개시 후 15분 이내에, 용강에 Zr을 첨가하였다. 강 113에는 Zr을 첨가하지 않았다. 빌렛을 열간 압연해서 환봉으로 할 때, 총감면율은 90％로 하고, 1000℃ 이하의 온도 영역에서의 감면율은 80％로 하였다. 또한, 표 중의 「-」라는 기호는, 기호가 기재된 개소에 관한 원소의 함유량이 불순물 수준인 것을 나타내고 있다. 분괴 압연 전의 블룸의 가열 온도 및 가열 시간은, 각각 1270℃ 및 140min이며, 열간 압연 전의 빌렛의 가열 온도 및 가열 시간은, 각각 1240℃ 및 90min이었다. 표 1-1 및 표 1-2에서 밑줄이 첨부된 값은, 본 발명의 범위 밖의 수치이다.

상술한 방법에 의해 얻어진 실시예 1 내지 28 및 비교예 101 내지 115에 포함되는, 압연 방향에 평행한 단면에서 측정되는, 압연 방향을 따라서 연신된 애스펙트비가 10 초과 30 이하인 Mn 황화물의 평균 개수 밀도(Mn 황화물 개수 밀도)를, 이하의 방법으로 산출하였다. 먼저, 실시예 1 내지 28 및 비교예 101 내지 115를 압연 방향에 평행하게 절단하고, 절단면을 연마하였다. 계속해서, 실시예 1 내지 28 및 비교예 101 내지 115의 절단면의 확대 사진을, 광학 현미경 또는 전자 현미경에 의해 촬영하였다. 이 때의 배율은 100배로 하였다. 그리고, 사진을 화상 해석함으로써, 그 사진이 촬영된 영역에서의 애스펙트비가 10 초과 30 이하인 Mn 황화물의 개수 밀도를 구하였다. 또한, 간격이 10㎛ 이하인 2개의 Mn 황화물은, 1개의 신장 Mn 황화물로 간주하였다. 또한, 사진 촬영과 해석을 10회 반복하고, 이것에 의해 얻어진 개수 밀도를 평균함으로써, 실시예 1 내지 28 및 비교예 101 내지 115의, 압연 방향을 따라서 연신된 애스펙트비가 10 초과 30 이하인 Mn 황화물의 평균 개수 밀도를 구하였다. 표 1-1 및 표 1-2의 「Mn 황화물 개수 밀도」란, 압연 방향에 평행한 단면에서 측정되는, 압연 방향을 따라서 연신된 애스펙트비가 10 초과 30 이하인 Mn 황화물의 평균 개수 밀도이다.

이어서, 파단 분리성을 조사하기 위해서, 단조 커넥팅 로드 상당의 시험편 1 내지 28 및 101 내지 115를 열간 단조로 제작하였다. 구체적으로는, 상술한 공정에 의해 직경 56mm, 길이 100mm의 소재 봉강으로 된 강 1 내지 28 및 강 101 내지 115를, 1150 내지 1280℃로 가열한 후, 봉강의 길이 방향에 수직으로 단조해서 두께 20mm로 하였다. 그리고, 강 1 내지 27 및 강 101 내지 115는, 공랭(대기 중에서의 방냉)에 의해 실온까지 냉각하고, 강 28은 충풍 냉각(시험편에 바람을 보내서 냉각)에 의해 실온까지 냉각하였다. 냉각 후의 단조 재로부터, JIS4호 인장 시험편과, 커넥팅 로드 대단부 상당 형상의 파단 분리성 평가용 시험편을 절삭 가공하였다. JIS4호 인장 시험편은, 단조 재의 측면으로부터 30mm 위치에서, 단조 재의 길이 방향을 따라서 채취하였다. 파단 분리성 평가용 시험편은, 도 1에 도시하는 바와 같이, 80mm×80mm이면서 또한 두께 18mm의 판 형상의 중앙부에, 직경 50mm의 구멍을 뚫은 것이며, 직경 50mm의 구멍의 내면 상에는, 단조 전의 소재인 봉강의 길이 방향에 대하여 ±90도의 위치 2군데에, 깊이 1mm이면서 또한, 선단 곡률 0.5mm의 45도의 V 노치 가공을 실시하였다. 또한, 볼트 구멍으로서 직경 8mm의 관통 구멍을, 그 중심선이 노치 가공측의 측면으로부터 8mm의 개소에 위치하도록 뚫었다.

파단 분리성 평가의 시험 장치는, 분할 금형과 낙추 시험기로 구성되어 있다. 분할 금형은 직사각형의 강재 상에 성형한 직경 46.5mm의 원기둥을 중심선을 따라 2분할한 형상으로, 한쪽이 고정되고, 한쪽이 레일 상을 이동한다. 2개의 반원 기둥의 맞춤면에는 쐐기 구멍이 가공되어 있다. 파단 시험 시에는, 시험편의 직경 50mm의 구멍을 이 분할 금형의 직경 46.5mm의 원기둥에 끼워 넣고, 쐐기를 넣어 낙추 상에 설치한다. 낙추는 질량 200kg이며, 가이드를 따라서 낙하하는 구조이다. 낙추를 떨어뜨리면, 쐐기가 타입되고, 시험편은 2개로 인장 파단된다. 인장 파단 시에 시험편에 가해지는 인장 응력은, 열간 압연 방향에 평행으로 된다. 또한, 파단 시에 시험편이 분할 금형으로부터 유리되지 않도록, 시험편은 분할 금형에 압박되도록 주위가 고정되어 있다.

파단면에서 차지하는 취성 파면의 면적률(취성 파괴 면적률)의 측정 방법은, 이하와 같이 하였다. 먼저, 낙추 높이 100mm에서 시험편을 파단시켜, 파단면의 광학 현미경 사진을 촬영하였다. 통상의 파면 해석의 방법에 따라서 사진을 분석함으로써, 벽개 파괴, 의벽개 파괴 또는 입계 깨짐 등으로 구성되는 취성 파면이 발생하고 있는 영역을 획정하고, 이 취성 파면 영역의 면적이 파단면 전체의 면적에서 차지하는 비율을 산출하였다.

파단 분리 시의 변형량의 측정 방법은, 이하와 같이 하였다. 파단 후의 시험편을 맞대어 볼트로 죄고, 파단 방향의 내경과, 파단 방향에 수직인 방향의 내경과의 차를 측정하였다. 이 차를, 파단 분할에 의한 변형량으로 하였다.

파단면의 결손 발생량의 측정 방법은, 이하와 같이 하였다. 상술한 변형량 측정을 행한 후, 파단면을 맞대어 20N·m의 토크로 볼트 체결해서 조립하고, 다음으로 볼트를 풀어서 파단면을 풀어놓는 작업을 10회 반복하였다. 이에 의해 탈락한 파편의 총중량을 측정하고, 이 총중량을 파단면의 결손 발생량으로 하였다.

파단 분리성이 양호한 강이란, 파단면의 파괴 형태가 취성적이고, 또한 파단 분리에 의한 파면 근방의 변형량이 작은 강이다. 본 발명자들은, 취성 파면의 면적률이 98％ 이상이며, 또한 파면 근방의 변형량이 100㎛ 이하이고, 또한 결손 발생량이 1.0mg 이하인 시료를, 파단 분리성이 양호한 시료로 간주하였다. 또한, 압연 방향에 평행한 단면에서 관찰되는, 인장 응력에 평행한 방향에 대한 각도가 45도 초과이며, 길이 80㎛ 이상에 걸쳐서 형성되고, 그 일부가 강 부품의 내부에 진전된 균열 또는 오목부(파면 방향 균열)의 평균 개수 밀도가, 10mm당 3군데 미만으로 제한된 파면이 형성된 시료를, 파단 분리성이 양호한 시료라고 간주하였다.

파면끼리의 감합성을 높이기 위해서는, 파단면의 요철의 인장 방향의 사이즈(즉, 요철에 의해 형성되는 단차의 사이즈)가 클 것, 또한 요철이 높은 빈도로 존재할 것이 필요하다. 본 발명자들은, 압연 방향에 평행한 단면에서 관찰되는, 인장 응력에 평행한 방향을 향해서 80㎛ 이상의 고저차를 갖고, 인장 응력에 평행한 방향에 대한 각도가 45도 이하인 단차(인장 방향 단차)의 개수 밀도가, 10mm당 2군데 이상인 파면이 형성된 시료를, 감합성이 높은 시료라고 간주하였다.

파단면의 인장 방향 단차 및 파면 방향 균열의 개수 밀도는, 이하의 방법에 의해 측정하였다. 먼저, 시험편을 인장 방향에 평행하게 절단하고, 파면 형상을 인장 방향에 수직인 방향에서 관찰할 수 있도록 하였다. 파면 형상을 상술한 절단면에서 관찰함으로써, 인장 방향의 요철 및 파면 방향의 요철을 관찰하였다. 절단면은, 파면의 중심을 포함하도록 형성되었다. 관찰은, 절단면에서의 임의의 5시야에서 실시하였다. 관찰 시에는, 각 시야에서의 인장 방향 단차 및 파면 방향 균열의 10mm당의 개수 밀도를 측정하고, 그것들의 평균값을 구하였다. 상기에 나타내는 파단면의 요철 상황의 평가에 사용한 단면 관찰 사진의 사례를 도 2에 도시한다.

결과를 표 2-1 및 표 2-2에 나타내었다.

실시예 1 내지 28에서는, 압연 방향을 따라서 연신된 애스펙트비가 10 초과 30 이하인 Mn 황화물의 평균 개수 밀도가, 1mm²당 50개 이상이었다. 또한, 실시예 1 내지 28의 화학 성분은 본 발명의 규정 범위 내이었다. 이에 의해, 실시예 1 내지 28은 모두, 파단 분리성이 우수하고, 동시에 감합성이 양호하였다. 즉, 실시예 1 내지 28은, 열간 단조 후에 공랭 또는 충풍 냉각한 후, 파단 분할을 행했을 때, 파단면 근방의 소성 변형량이 작으면서 또한 파단면의 결손 발생이 적은, 우수한 파단 분리성을 가졌다. 파단면의 소성 변형량이 작고, 또한 결손 발생이 적다는 특징에 의해, 실시예 1 내지 28은, 파단면의 감합 시에 위치 어긋남이 발생하지 않아 고정밀도로 파단면을 감합시킬 수 있어, 부품 제조의 수율을 향상시킨다. 또한, 이 특징에 의해, 실시예 1 내지 28은, 결손을 제거하는 공정을 생략할 수 있어, 제조 비용의 저감으로 이어지고, 이것은 산업상 매우 효과가 크다.

한편, 비교예 101 내지 115는, C, Si, Mn, P, S, Cr, V, Zr 및 N 중 어느 한쪽의 함유량이 본 발명이 범위에서 벗어나 있다. 이것들은 이하의 이유에 의해, 본 발명의 요건을 충족시키지 않고 있다.

비교예 101, 103, 107, 112 및 115는, 각각 C, Si, P, V 및 N의 함유량이 본 발명의 범위의 하한 미만이었으므로, 파단 분리 시의 소성 변형량이 100㎛를 초과하였다. 이에 의해, 비교예 101, 103, 107, 112 및 115는, 양호한 파단 분리성을 갖지 않는다고 판단되었다.

비교예 102, 104, 106 및 108은, 각각 C, Si, Mn 및 P의 함유량이 본 발명의 범위의 상한을 초과하고 있었으므로, 파단 분리 시의 결손 발생이 1.0mg을 초과하였다. 이에 의해, 비교예 102, 104, 106 및 108은, 양호한 파단 분리성을 갖지 않는다고 판단되었다.

비교예 105는, Mn의 함유량이 본 발명의 범위의 하한 미만이므로, 압연 방향을 따라서 연신된 애스펙트비가 10 초과 30 이하인 Mn 황화물의 평균 개수 밀도가 1mm²당 50개 미만이고, 즉 Mn 황화물의 개수 및 신장화도가 불충분하였다. 이에 의해, 비교예 105는, 파면의 요철 개소수가 부족하여, 양호한 감합성을 갖지 않는다고 판단되었다.

비교예 109는, S의 함유량이 본 발명의 범위의 상한을 초과하고 있었으므로, 압연 방향을 따라서 연신된 애스펙트비가 10 초과 30 이하인 Mn 황화물의 평균 개수 밀도가 1mm²당 200개를 초과하였다. 이에 의해, 비교예 109는, 파단 시의 결손 발생이 1.0mg을 초과함과 함께, 파단 분리 시의 소성 변형량이 100㎛를 초과하여, 양호한 파단 분리성을 갖지 않는다고 판단되었다.

비교예 110은, S의 함유량이 본 발명의 범위의 하한 미만이었으므로, 압연 방향을 따라서 연신된 애스펙트비가 10 초과 30 이하인 Mn 황화물의 평균 개수 밀도가 1mm²당 50개 미만이 되고, 즉 Mn 황화물의 개수 및 신장화도가 불충분하였다. 이에 의해, 비교예 110은, 파면의 요철 개소수가 부족하여, 양호한 감합성을 갖지 않는다고 판단되었다.

비교예 111은, Cr의 함유량이 본 발명의 범위의 상한을 초과했으므로, 파단 분리 시의 소성 변형량이 100㎛를 초과하여, 양호한 파단 분리성을 갖지 않는다고 판단되었다.

비교예 113은, Zr이 함유되어 있지 않고, 애스펙트비가 10 초과 30 이하인 MnS강 중에서 1mm²당이 50개 미만이고, Mn 황화물의 분포가 조잡하게 분산되고, 파면의 요철 개소수가 본 발명의 요건을 충족시키지 않아, 파단 분리 시의 소성 변형량이 양호한 파단 분리성의 조건인 100㎛를 초과하였다.

비교예 114는, N의 함유량이 본 발명의 범위의 상한을 초과하고 있고, 강재 제조 단계, 즉 주조 및 열간 압연 단계에서 흠집을 다발시켰다. 따라서, 비교예 114는, 파단 분할재로서 부적절한 예라고 판단되어, 파단 분할성의 평가는 행하여지지 않았다.

비교예 115는, N의 함유량이 본 발명의 범위의 하한 미만이므로, 페라이트 변태가 촉진되지 않고, 파단 분리 시의 소성 변형량이 100㎛를 초과하여, 양호한 파단 분리성을 갖지 않는다고 판단되었다.

[표 1-1]

[표 1-2]

[표 2-1]

[표 2-2]

실시예 2

표 1-1에 기재된 강 1과 동일한 화학 성분을 갖는 강 1-2 내지 1-4를, 표 3에 기재된 조건으로 제조하고, 이들 강에 포함되는 애스펙트비 10 초과 30 이하인 Mn 황화물의 개수 밀도를 측정하였다. 표 3의 「Zr 투입까지의 시간」은, 탈가스 처리 개시부터 Zr 투입까지의 시간(분)이며, 「총감면율」은, 열간 압연에서의 총감면율(％)이며, 「1000℃ 이하에서의 감면율」은, 열간 압연에서의, 강의 온도가 1000℃ 이하인 기간 내의 총감면율(％)이며, 「Mn 황화물 개수 밀도」는, 애스펙트비가 10 초과 30 이하인 Mn 황화물의 개수 밀도(개/mm²)이다. 표 3에 기재되어 있지 않은 제조 조건은, 실시예 1 내지 28 및 비교예 101 내지 115의 것과 동일하게 하였다.

[표 3]

표 1-1에 나타낸 바와 같이, 강 1은, 화학 성분 및 제조 조건 모두 본 발명의 범위 내이었으므로, 애스펙트비 10 초과 30 이하인 Mn 황화물의 개수 밀도(Mn 황화물 개수 밀도)가 본 발명의 범위 내로 되었다. 한편, 표 3에 나타낸 바와 같이, 강 1-2 내지 1-4는 화학 성분이 본 발명의 범위 내이었지만, 제조 조건이 본 발명의 범위 밖이었으므로, 애스펙트비 10 초과 30 이하인 Mn 황화물의 개수 밀도가 본 발명의 범위를 하회하였다.

강 1-2는, Zr이 탈가스 처리 개시부터 15분 초과 경과하고 나서 첨가된 예이다. Zr 산화물이 Mn 황화물을 충분히 미세화하기 위한 시간이 확보되지 않았으므로, 강 1-2에서 애스펙트비 10 초과 30 이하인 Mn 황화물의 개수 밀도가 부족했다고 추정된다.

강 1-3은, 열간 압연 시의 총감면율이 80％ 미만인 예이며, 강 1-4는, Mn 황화물이 연신되기 쉬운 온도 영역인 1000℃ 이하의 온도 영역에서의 감면율이 50％ 미만인 예이다. 열간 압연 시에 Mn 황화물이 충분히 연신되지 않았으므로, 강 1-3 및 1-4에서 애스펙트비 10 초과 30 이하인 Mn 황화물의 개수 밀도가 부족했다고 추정된다.

본 실시 형태의 열간 압연 강재 및 강 부품은, 파단 분리했을 때, 파단면 근방의 소성 변형량이 작으면서 또한 파단면의 결손 발생이 적어진다. 이 때문에, 파단면을 감합시킨 경우, 위치 어긋남이 발생하지 않아, 고정밀도로 감합할 수 있고, 강 부품의 정밀도 향상, 수율 향상을 동시에 실현할 수 있다. 또한, 본 실시 형태의 열간 압연 강재 및 강 부품을 사용함으로써, 결손을 제거하는 공정을 생략할 수 있어, 제조 비용을 저감할 수 있고, 이에 의해, 산업상의 경제 효율성의 향상에 큰 효과가 있다.

1 : 시험편
2 : 구멍
3 : V 노치
4 : 관통 구멍
10 : 강 부품
11 : Mn 황화물
12 : 균열
21 : 파면 방향 균열
22 : 인장 방향 단차

Claims

화학 성분이
C: 0.35 내지 0.45 질량％,
Si: 0.6 내지 1.0 질량％,
Mn: 0.60 내지 0.90 질량％,
P: 0.010 내지 0.035 질량％,
S: 0.06 내지 0.10 질량％,
Cr: 0.02 내지 0.25 질량％ 이하,
V: 0.23 내지 0.40 질량％,
Zr: 0.0001 내지 0.0050 질량％ 이하,
N: 0.0060 내지 0.0150 질량％,
Ti: 0 내지 0.050 질량％,
Nb: 0 내지 0.030 질량％,
Mg: 0 내지 0.0050 질량％, 및
REM: 0 내지 0.0010 질량％
를 함유하고, 잔부가 Fe 및 불순물을 포함하고,
금속 조직의 90면적％ 이상이 페라이트와 펄라이트로 구성되고,
압연 방향에 평행한 단면에서 측정되는, 상기 압연 방향을 따라서 연신된 애스펙트비가 10 초과 30 이하인 Mn 황화물의 평균 개수 밀도가 50 내지 200개/mm²인 것을 특징으로 하는 열간 압연 강재.
제1항에 있어서,
상기 화학 성분이,
Ti: 0.005 내지 0.050 질량％,
Nb: 0.005 내지 0.030 질량％,
Mg: 0.0005 내지 0.0050 질량％, 및
REM: 0.0003 내지 0.0010 질량％
로 이루어지는 군에서 선택되는 1종 또는 2종 이상을 함유하는 것을 특징으로 하는, 열간 압연 강재.
화학 성분이
C: 0.35 내지 0.45 질량％,
Si: 0.6 내지 1.0 질량％,
Mn: 0.60 내지 0.90 질량％,
P: 0.010 내지 0.035 질량％,
S: 0.06 내지 0.10 질량％,
Cr: 0.02 내지 0.25 질량％ 이하,
V: 0.23 내지 0.40 질량％,
Zr: 0.0001 내지 0.0050 질량％ 이하,
N: 0.0060 내지 0.0150 질량％,
Ti: 0 내지 0.050 질량％,
Nb: 0 내지 0.030 질량％,
Mg: 0 내지 0.0050 질량％, 및
REM: 0 내지 0.0010 질량％
를 함유하고, 잔부가 Fe 및 불순물을 포함하고,
금속 조직의 90면적％ 이상이 페라이트와 펄라이트로 구성되고,
압연 방향에 평행한 단면에서 측정되는, 애스펙트비가 10 초과 30 이하인 Mn 황화물의 평균 개수 밀도가 50 내지 200개/mm²인 것을 특징으로 하는 강 부품.
제3항에 있어서,
상기 강 부품을 상기 압연 방향에 평행한 인장 응력에 의해 인장 파단시켜 파면을 형성한 경우에,
상기 압연 방향에 평행한 상기 단면에서 관찰되는, 상기 인장 응력에 평행한 방향을 향해서 80㎛ 이상의 고저차를 갖고, 상기 인장 응력에 평행한 상기 방향에 대한 각도가 45도 이하인 단차가, 상기 파면에 10mm당 2군데 이상의 평균 개수 밀도로 형성되고,
상기 압연 방향에 평행한 상기 단면에서 관찰되는, 상기 인장 응력에 평행한 상기 방향에 대한 각도가 45도 초과이며, 길이 80㎛ 이상에 걸쳐서 형성되고, 그의 일부가 상기 강 부품의 내부에 진전된 균열 또는 오목부의 평균 개수 밀도가, 상기 파면에서 10mm당 3군데 미만으로 제한되고,
상기 파면에서의 취성 파괴 파면이 98면적％ 이상인 것을 특징으로 하는 강 부품.
제3항 또는 제4항에 있어서,
상기 화학 성분이,
Ti: 0.005 내지 0.050 질량％,
Nb: 0.005 내지 0.030 질량％,
Mg: 0.0005 내지 0.0050 질량％, 및
REM: 0.0003 내지 0.0010 질량％
로 이루어지는 군에서 선택되는 1종 또는 2종 이상을 함유하는 것을 특징으로 하는 강 부품.