WO2000044953A1

WO2000044953A1 - Produit en acier destine a des pieces structurelles de machines

Info

Publication number: WO2000044953A1
Application number: PCT/JP2000/000369
Authority: WO
Inventors: Koji Watari; Yasutaka Okada
Original assignee: Sumitomo Metal Industries, Ltd.
Priority date: 1999-01-28
Filing date: 2000-01-25
Publication date: 2000-08-03
Also published as: CA2323952A1; EP1069198A1; US6475305B1; KR20010034660A; EP1069198A4; CN1293716A; CN1113973C; KR100401951B1

Description

明細機械構造用鋼材技術分野

本発明は、被削性に優れた機械構造用鋼材及びその鋼材から製造した機械構造部品に関する。より詳しくは、被削性、なかでもドリル穿孔時の「ドリル寿命」と「切り屑処理性」に優れた機械構造用鋼材及びその鋼材から製造した機械構造部品に関する。背景技術

各種の機械構造部品は、鋼材を熱間鍛造などの熱間加工で所定の形状に粗加工し、次いで、切削加工によって所望の形状に仕上げる。その後、そのままで、つまり非調質のままで使用されたり、切削加工の後に更に、焼ならし、焼ならし一焼戻し、焼入れ一焼戻しなどの熱処理を施されて使用される。熱間加工の後に熱処理を受け、更に、切削加工によつて所望形状に仕上げられて使用されることもある。一部の部品は、最終処理として浸炭焼入れ、窒化、高周波焼入れといった表面硬化処理を施してから使用される。

被削性に優れた鋼、すなわち快削鋼は快削性付与元素によって、 S ( 硫黄）系、 P b (鉛）系、 S— P b系、 C a系、 S— P b— C a系、 T i 系、黒鉛系などに分類される。これらの快削鋼のうち、最終製品に硬さが要求される機械構造用の快削鋼としては、 S快削鋼、 P b快削鋼や C a快削鋼及びそれらの複合快削鋼が用いられることが多い。これは、鋼の硬さが上昇すると被削性が劣化するので、 P b、 S、 C aなどの快削性付与元素を多量に添加して被削性を改善するためである。

しかし、上記の P b、 S、 C aなどの多量添加は、最終製品である各種の機械構造部品に欠陥を生じる場合がある。例えば、 P b、 Sや C a を多量添加した場合には介在物が粗大化するため高周波焼入れや浸炭焼入れなどの表面硬化処理によつて焼割れが生じ、これが最終製品に残存する場合がある。

更に、鋼に P b、 S、 C aなどを多量添加すれば必然的に靱性の低下を生ずることになる。このため、クランク軸、コンロッド、プリンターシャフトのように靱性がそれほど要求されない機械構造部品の場合は別として、ホイールハブ、スピンドル、ナックルアーム、トノレクアームのような高い靱性が必要とされる機械構造部品に対して、従来多用されてきた前記の快削鋼を素材鋼として用いると、所望の高い靱性を確保することが困難になってしまう。例えば、ピツカ一ス硬さで 1 6 0以上を必要とするような高硬度機械構造部品の場合、前記の快削鋼が被削性を高めるために大量の Sを含有していたり、切り屑処理性を高めるために多くの P bを含有しているので、靱性の異方性が大きくなり、しかも、靱性そのものが著しく低下してしまう。

したがって、例えば、 W 0 9 8 Z 2 3 7 8 4号の国際公開公報に、 T i を 0 . 0 4〜 1 . 0質量％含んで T i 炭硫化物を微細に分散させた被削性に優れる機械構造用の快削鋼材が開示されている。この公報で提案された快削鋼材の場合には、粗大介在物による最終製品の不良発生を抑えることができるし、機械構造部品に良好な硬さと靱性のバランスを確保させることもできる。しかし、産業界における被削性向上に対する要望はますます大きなものとなっており、最近では自動化された生産ラインで更なる切削時間短縮のために切削速度を一層上昇させることも試みられている。このため、前記公報で提案された鋼材の被削性を凌ぐ機械構造用鋼材が求められている。

被削性を向上させる新しい技術として、 S i 含有量を高めた「プラスチック成形金型用鋼」が特開平 9 4 9 0 6 7号公報に開示されている。しかし、この公報で提案された「プラスチック成形金型用鋼」をそのまま機械構造部品の素材鋼として用いても、例えばコンロッドや歯車といった自動車用部品のように自動化された生産ラインで大量生産される部品の切削時に要求される安定した切り屑処理性が得られるわけではない。これは、金型の切削加工が 1 品毎に解放された状態で行われるため、前記公報で提案された「プラスチック成形金型用鋼」の場合には、被削性としての切り屑処理性は問題にならず、したがって、切り屑処理性に対する配慮がなされていないためである。発明の開示

本発明の目的は、被削性に優れた、具体的には通常の C 0を含有する高速度鋼製のドリル（所謂「ハイスドリル」）を用いて（穴深さ）ノ ( 穴直径）が 5以上の所謂「深穴」をあけた場合の「ドリル寿命」と「切り屑処理性」に優れた機械構造用鋼材及びその鋼材から製造した機械構造部品を提供することである。ここで、本発明の機械構造用鋼材及び機械構造部品の目標とする硬さはピツカ一ス硬さ（以下、 H v硬さという ) で 1 6 0〜 3 5 0であり、「ドリル寿命」としての穿孔個数は 1 5 0 以上である。上記のような特性が要求される機械構造部品の具体的な例としては、クランク軸、コンロッド、プリンターシャフトが挙げられる。

本発明のもう 1 つの目的は、上記の 1 6 0〜 3 5 0の H v硬さと、「ドリル寿命」及び「切り屑処理性」の面からの被削性に加えて、 J I S Z 2202に規定の 3号シャルビー衝撃試験片を用いた衝撃試験における室温吸収エネルギー（ U E RT ) として 4 0 J以上の値を有する機械構造用鋼材及びその鋼材から製造した機械構造部品を提供することである。上記のような特性が要求される機械構造部品としては、例えば、ホイールハブ、スピンドル、ナックルアーム、トルクアームが挙げられる。なお、上記した 1 6 0〜 3 5 0の H v硬さは、およそ 5 2 0〜 1 1 0 0 M P aの引張強さに相当する。

本発明の要旨は以下のとおりである。

質量％で、 C : 0. 0 5〜 0. 5 5 %、 S i : 0. 5 0〜 2. 5 %、 M n ： 0. 0 1 〜 2. 0 0 %、 P ： 0. 0 3 5 %以下、 S : 0. 0 0 5 〜 0. 2 %、 C u : 0〜 l . 5 %、 N i : 0〜 2. 0 %、 C r : 0〜 2 . 0 %、 M o : 0〜 l . 5 %、 V : 0〜 0. 5 0 %、 N b : 0〜 0. 1 %、 T i : 0〜 0. 0 4 %未満、 B : 0〜 0. 0 1 %、 A 1 : 0. 0 4 %以下、 N : 0. 0 1 5 %以下、 B i : 0〜 0. 1 0 %、 C a : 0〜 0 . 0 5 %、 P b : 0〜 0. 1 2 %、 T e : 0〜 0. 0 5 %、 N d : 0〜 0. 0 5 %、 S e ： 0〜 0. 5 %を含有し、下記（ 1 ) 式で表される ί η 1 の値が 0以上、下記（ 2 ) 式で表される f η 2の値が 3. 0以上を満たし、残部が F e及び不純物からなる化学組成を有し、面積割合で組織に占めるフェライト相の割合が 1 0〜 8 0 %、 H v硬さが 1 6 0〜 3 5 0である機械構造用鋼材。

f n l = - 2 3 C + S i ( 5 - 2 S i ) 一 4 M n + 1 0 4 S - 3 C r - 9 V + 1 0 · · · ( 1 )

f n 2 = 3. 2 C + 0. 8 M n + 5. 2 S + 0. 5 C r - 1 2 0 N + 2. 6 P b + 4. I B i — 0. 0 0 1 a ² + 0. 1 3 a · · · ( 2 ) ここで、各式における元素記号はその元素の質量％での含有量を示し、は組織におけるフヱライト相の％での面積割合を示す。

なお、良好な靱性を確保するためには、上記機械構造用鋼材の化学組成を、質量％で、 S含有量が 0. 0 0 5〜 0. 0 8 0 %、下記（ 3 ) 式で表される f n 3の値が 1 0 0以下となるようにするのがよい。

f n 3 = 1 0 0 C + 1 I S i + 1 8 M n + 3 2 C r + 4 5 M o + 6 V • . · ( 3 )

ここで、上記（ 3 ) 式における元素記号もその元素の質量％での含有量を示す。

前記機械構造用鋼材の化学組成を、質量％で、 S含有量が 0. 0 0 5 〜 0. 08 0 %、前記（3) 式で表される f n 3の値が 1 0 0以下、更に、鋼材の加工長手方向縦断面における介在物に関して、を最大直径が 0. 5〜 3 mの介在物の個数、 n ₂ を最大直径が 3 mを超える介在物の個数として、下記（4) 式で表される f n 4の値が 5. 0以上となるようにすれば、機械構造部品に良好な靱性を付与できる。この場合、熱間鍛造成形後の機械構造部品が、例えば超音波探傷検査や磁粉探傷検査といつた非破壊検査で不良品とされることを防止できる。更に、機械構造部品に最終処理として浸炭焼入れ、高周波焼入れといった表面硬化処理が施される場合の割れを防止することもできる。

f n 4 = n 1 / n 2 · · · ( 4 )

又、機械構造部品に一層良好なドリル寿命を付与するためには、前記機械構造用鋼材の化学組成を、質量％で、 Mn含有量が 0. 1 5〜 2. 0 0 %、 S含有量が 0. 0 8 0 %を超えて 0. 2 %以下、上記（ 1 ) 式で表される f n 1 の値が 7. 5以上となるようにするのがよい。

ドリル穿孔条件は前記のとおり、通常の C oを含有するハイスドリルを用いて（穴深さ） / (穴直径）が 5以上の所謂「深穴」をあけるものである。なお前記の「穴」はドリル加工方向に貫通しない所謂「盲穴」であってもよいし、貫通した「孔」であってもよい。

なお、穴を 1つドリル穿孔した際、穿孔開始直後にドリル先端から排出される切り屑を除いた他の切り屑の切断状況は種々の形態をとる。前記（ 2) 式で表される f n 2は「切り屑処理性」としての「切り屑切断指数」を示すもので、その値と前記の切り屑の切断状況の間の関係は図 1 に示すとおりである。なお、この f n 2の値が 0以下になる場合にはすべて「 0」と定義する。

組織の面積割合は顕微鏡観察したときの組織割合をいう。更に、本発明における鋼材の「加工長手方向縦断面」（以下「L断面」という）とは、鋼材の加工方向に平行に、その中心線を通って切断した面のことをいう。又、介在物の「最大直径」とは「L断面における個々の介在物の最も幅の広い部分」のことを指す。図面の簡単な説明

図 1 は、「切り屑処理性」としての前記（2 ) 式で表される「切り屑切断指数」 f n 2の値と切り屑の切断状況の間の関係を示す図である。図 2は、「％」を「質量％」として、 0. 4 3 %C— 0. 6 %M n - 0. 0 2 % P - 0. 1 0 % S - 0. 5 % C r - 0. 0 1 % A 1 - 0. 0 0 5 %Nを基本の化学組成とする鋼における S i 含有量と旋削摩耗量との関係を示す図である。

図 3は、「％」を「質量％」として、 0. 1 5 % C— 1. 0 % S i - 0. 0 2 % P - 0. 0 2 5 % S - 0. 5 %C r — 0. 0 1 % A 1 - 0. 0 0 5 %Nを基本の化学組成とする鋼における M n含有量とドリル寿命としてのドリル穿孔個数との関係を示す図である。

図 4は、「％」を「質量％」として、 0. 4 3 %C— 1 . 0 % S i — 0. 0 2 % P - 0. 0 5 % S - 0. 5 % C r - 0. 0 1 % A 1 - 0. 0 0 5 %Nを基本の化学組成とする鋼における M n含有量と介在物の微細化を示す前記（4 ) 式で表される f n 4の値との関係を示す図である。図 5は、「％」を「質量％」として、 0. 4 3 % C— 0. 6 %M n— 0. 0 2 % P - 0. 0 4 % S - 0. 5 % C r - 0. 0 1 % A 1 - 0. 0 0 5 %Nを基本の化学組成とする鋼における S i 含有量とドリル寿命としてのドリル穿孔個数との関係を示す図である。

図 6は、「％」を「質量％」として、 0. 4 3 %C— 0. 6 %M n— 0. 0 2 % P - 0. 0 4 % S - 0. 5 %C r - 0. 0 1 % A 1 - 0. 0 0 5 %Nを基本の化学組成とする鋼における S i 含有量と旋削摩耗量との関係を示す図である。発明を実施するための最良の形態

本発明者らは、鋼材の化学組成と組織が被削性に及ぼす影響について調査 · 研究を重ねた。更に、本発明者らは、鋼材の化学組成と組織が被削性及び機械的性質としての硬さと靱性に及ぼす影響についても調査 - 研究を重ねた。

その結果、下記の知見が得られた。

( a ) 鋼材の組織中に占めるフニライト相の面積割合を制御すれば、被削性としてのドリル加工性、なかでも切り屑処理性を大きく高めることができる。なお、以下の説明においては、「フヱライト相」を単に「フェライト」という。又、「面積割合」は単に「割合」ということもある

( b ) 前記（ 1 ) 式で表される f n l の値を 0以上にすれば、通常の C 0を含有するハイスドリルを用いて H v硬さで 1 6 0〜 3 5 0の高硬度機械構造部品に（穴深さ） Ζ (穴直径）が 5以上の所謂「深穴」をあける場合、「ドリル寿命」としての穿孔個数を 1 5 0以上にすることができる。

( c ) 上記 f n 1 の値を 7 . 5以上にすれば、上記（ b ) で述べた穿孔個数を 3 0 0以上にすることができる。したがって、深穴加工時のドリル寿命が極めて重要視されるものの、靱性はそれほど必要とはされないクランク軸のような機械構造部品に対しては、 Sの含有量を高めるのがよい。

( d ) 被削性としての「切り屑処理性」を高めることは、特にドリル穿孔の場合にドリルの寿命安定化や高寿命化が図れるとともに、切り屑の後処理を不要にして作業工程を自動化するために重要不可欠である。

( e ) 組織中に占めるフヱライトの割合を適正に制御することに加えて、「切り屑切断指数」、つまり、前記（ 2 ) 式で表される f n 2の値を 3. 0以上にすれば、上記の高硬度機械構造部品に対して、前記ドリル加工（ドリル穿孔）を行う場合の切り屑処理性が改善されて切り屑の排出が容易となる。このため、ドリル寿命を安定して高めることができるし、切り屑の後処理が不要になるので作業工程を自動化することができる。

( f ) 前記（3) 式で表される f n 3の値を 1 0 0以下にすれば、 H v 硬さで 1 60〜 3 50の高硬度機械構造部品に対して、 JIS Ζ 2202に規定の 3号シャルビ一衝撃試験片を用いた衝撃試験における室温での吸収エネルギー（ uE_KT) が 4 0 J以上の良好な靱性を具備させることがでぎる。

( g ) 鋼材の L断面における介在物に関して、前記（4) 式で表される f n 4の値を 5. 0以上にすれば、例えば熱間鍛造による成形後の機械構造部品が、超音波探傷検査や磁粉探傷検査といつた非破壊検査で不良品とされることを防止できる。更に、機械構造部品に最終処理として浸炭焼入れ、高周波焼入れといつた表面硬化処理が施される場合の割れを防止することもできる。

本発明は、上記の知見に基づいて完成されたものである。

以下、本発明の各要件について詳しく説明する。なお、各元素の含有量の「％」表示は「質量％」を意味する。

(鋼材の化学組成）

C ： 0. 0 5〜 0. 5 5 %

Cは、鋼の硬さを高めて機械構造部品に所望の高い硬さを付与するのに必須の元素である。加えて Cには、被削性としての「切り屑処理性」を高める作用がある。しかし、その含有量が 0. 0 5 %未満では前記効果が得難い。一方、 Cの含有量が高すぎると「切り屑処理性」は飽和あるいは却って低下するし、更に、旋削時の工具摩耗量の増大、つまり、旋削工具寿命の低下をきたす。特に、その含有量が 0. 5 5 %を超えると、被削性は前記の旋削摩耗性を含めてすべて低下する。したがって、 Cの含有量を 0. 0 5〜 0. 5 5 %とした。

S i ： 0. 5 0〜 2. 5 %

S i は、被削性改善に有効な元素である。前記の作用は S i を 0. 5 0 %以上含有させることで得られる。一方、 S i含有量が 2. 0 %程度で被削性改善効果は飽和し、 2. 5 %を超えると切り屑の変形様式が断続的な剪断変形へと移行して切り屑厚さが大きく変動し、却って工具寿命が損なわれる。したがって、 S i の含有量を 0. 5 0〜 2. 5 %とした。なお、 S i は硬さの向上には余り寄与しないものの多量に添加すると靱性を劣化させるので、被削性改善のために S i を多量使用した機械構造用鋼材を、ホイールハブ、スピンドル、ナックルアーム、トルクァームのような良好な靱性が要求される部品の素材鋼として用いる場合には、靱性保持との兼ね合いが重要となる。

M n ： 0. 0 1〜 2. 0 0 %

Mnは、硬さを高める作用及び靱性改善作用を有する。更に、 M nには鋼中の Sを固定して熱間加工性を高める作用もある。しかし、その含有量が 0. 0 1 %未満では前記の効果が得られない。一方、 Mn含有量が 2. 00 %程度で前記の効果は飽和する。したがって、 Mnの含有量を 0. 0 1〜 2. 00 %とした。

なお、 M n含有量は、機械構造部品に要求される特性に応じて、後述の S含有量との関係で変化させることが好ましい。

すなわち、ホイールハブ、スピンドル、ナックルアーム、トノレクァームのように、機械構造部品に対して靱性と被削性がともに高いレベルで要求される場合には、 Sの含有量を 0. 0 05〜 0. 080 %にして M n含有量は機械構造部品に所望の硬さを付与できる限りなるべく低くすることが好ましい。すなわち、 M n含有量の上限は 1. 5 0 %とするのがよく、 1. 0 0 %を M n含有量の上限とすれば一層よい。なお、 Mn 含有量を低くすると、主に M n Sを減少させることになつて介在物の微細分散化が行えるので、最終処理として表面硬化処理が施される場合の割れを防止することができる。

機械構造部品に対して靱性と被削性がともに極めて高いレベルで要求される場合には前記の S含有量に対して M n含有量の上限を 0. 5 0 % とすることがより一層望ましい。なお、 M n含有量の上限を 0. 3 0 % とすれば、靱性、なかでも低温域における靱性を高めることができ、しかも、被削性の向上と M n S系介在物が減少して最大直径が 3 mを超える介在物が減少するので、介在物の微細分散化に対しても一層の効果が得られる。

一方、クランク軸、コンロッド、プリン夕一シャフトなどのように、機械構造部品に対して良好な被削性が要求されるものの靱性はそれほど必要とされない場合には、 0. 0 8 0 %を超えて 0. 2 %以下の量の S を含有させ、 Mnは S固定のために 0. 1 5 %以上の含有量とすることが好ましい。一層好ましい M n含有量の下限値は 0. 3 0 %である。

P ： 0. 03 5 %以下

Pは熱間加工性を低下させてしまう。特にその含有量が 0. 03 5 % を超えると熱間加工性の低下が著しくなる。したがって、 Pの含有量を 0. 035 %以下とした。

S ： 0. 00 5〜 0. 2 %

Sは、鋼中で M n Sを形成して被削性を改善する作用、なかでも旋削における工具寿命を改善する作用を有する。しかし、その含有量が 0. 005 %未満では前記の効果が得難い。一方、 Sの含有量が 0. 2 %を超えると、表面硬化処理としての浸炭焼入れや高周波焼入れなどの焼入れ時に割れが発生し製品に不良が多発する。したがって、 Sの含有量を 0. 00 5〜 0. 2 %とした。

なお、 S含有量は、機械構造部品に要求される特性に応じて変化させることが好ましい。

すなわち、ホイールハブ、スピンドル、ナックルアーム、トルクァ一ムのように、機械構造部品に対して靱性と被削性がともに高いレべルで要求される場合には、前記した f n 3の値を 1 0 0以下にし、更に、 S の含有量を 0. 0 05〜 0. 08 0 %にすることが好ましい。これは、 Sの含有量が 0. 08 0 %を超えると、 L断面において、最大直径が 3 mを超える M n Sが多くなつて靱性の異方性が顕著になるとともに、靱性そのものが劣化する場合があるからである。

なお、靱性に顕著な異方性を生じさせることなく高硬度鋼材の被削性を高めるためには、 L断面における M n Sの最大直径を小さくし、しかも被削性を高めることができる手段が必要となる。このため、本発明においては、合金元素の組み合わせゃフヱライトの割合を適正に制御する。靱性の確保が極めて重視される場合の S含有量の上限は 0. 03 5 % とすることが望ましい。この場合には、合金元素の組み合わせやフェラィトの割合に対する制御を厳しくすることで、十分な被削性を確保することができる。靱性の確保がより重視される場合の S含有量の上限は 0 . 0 2 %とすることが好ましい。この場合にも、例えば、 S i の含有量を高めるとともに Mnの含有量を低くし、更に、適正量の C rや Vを含有させることによつて十分な被削性を確保することが可能である。

一方、クランク軸、コンロッド、プリンターシャフトなどのように、機械構造部品に対して靱性はそれほど必要とされないものの良好な被削性が要求される場合には、 0. 0 80 %を超える量の Sを含有させることが好ましい。この場合には、深穴加工時の「ドリル寿命」としての穿孔個数を安定してしかも確実に 3 00以上にすることができる。

C u ： 0〜 1. 5 % C uは添加しなくてもよい。添加すれば、硬さの向上に効果がある。更に、鋼中で低融点の硫化物を形成して被削性を改善する作用も有する。 H v硬さで 1 6 0〜 2 80の所謂「軟らかい」機械構造用部品の場合に、前記した効果を確実に得るには、じリは 0. 0 2 %以上の含有量とするのが好ましく、 0. 0 5 %以上の含有量とすれば一層好ましい。一方、 H v硬さで 2 80を超える所謂「硬い」（本発明においては H v硬さで 2 80を超えて 35 0以下）機械構造用部品の場合に、前記した効果を確実に得るには、 C uは 0. 2 %以上の含有量とするのが好ましい。しかし、 C uの含有量が 1. 5 %を超えると熱間加工性の著しい低下を招く。したがって、 C uの含有量を 0〜 1. 5 %とした。

N i ： 0〜 2. 0 %

N i は添加しなくてもよい。添加すれば、硬さと靱性を高める作用、更に焼入れ処理を実施する鋼材においては焼入れ性を高める作用がある。こうした効果を確実に得るには、 N i tt O. 2 %以上の含有量とすることが好ましい。しかし、その含有量が 2. 0 %を超えると前記の効果が飽和するばかりか、切り屑と工具との凝着が著しくなって工具寿命が低下し、コストが嵩んで経済性に欠ける。したがって、 N i の含有量を 0〜 2. 0 %とした。

C r ： 0〜 2. 0 %

C rは添加しなくてもよい。添加すれば、硬さを高める作用がある。更に、被削性としての「切り屑処理性」を高める作用や微細な介在物（ C r S) を鋼材中に生成させる作用も有する。こうした効果を確実に得るには、 C r^i O. 2 %以上の含有量とすることが好ましい。 C rの含有量は 0. 5 %以上とすることが一層好ましい。しかし、その含有量が 2. 0 %を超えると組織中のフヱライトの割合が大きく低下するので、「切り屑処理性」は逆に著しく低下する。したがって、 C rの含有量を 0〜 2. 0 %とした。なお、 C r含有量の上限は、 C含有量が 0. 2 5 %程度以下の場合には 1. 5 %とすることが好ましい。 0. 5 5 %を上限とする前記範囲の C含有量に対して、 C r含有量の上限は 1. 0 %とすることがー層好ましい。

M o ： 0〜 1. 5 %

M oも添加しなくてもよい。添加すれば、硬さと靱性を高める作用、更に焼入れ処理を実施する鋼材においては焼入れ性を高める作用がある。こうした効果を確実に得るには、 M oは 0. 1 %以上の含有量とすることが好ましい。しかし、その含有量が 1. 5 %を超えると前記の効果が飽和しコストが嵩んで経済性に欠ける。したがって、 M oの含有量を 0〜 1. 5 %とした。

V ： 0〜 0. 50 %

Vは添加しなくてもよい。添加すれば、靱性ゃドリル寿命を大きく低下させることなく硬さを大きく高める作用を有し、更に、旋削時の工具摩耗を抑制する効果もある。こうした効果を確実に得るには Vは 0. 0 1 %以上の含有量とすることが好ましい。しかし、その含有量が 0. 5 0 %を超えると、未固溶の V炭窒化物が生成して硬さの向上に寄与しないばかりか、靱性、被削性の大きな低下を招く。したがって、 Vの含有量を 0〜 0. 5 0 %とした。

N b ： 0〜 0. 1 %

N bは添加しなくてもよい。添加すれば、結晶粒を微細にして靱性を高めるとともに強度、特に降伏強度を高める作用がある。こうした効果を確実に得るには N bは 0. 0 0 5 %以上の含有量とすることが好ましい。しかし、その含有量が 0. 1 %を超えると粗大で硬質の N b炭窒化物が未固溶で残留し、却って靱性が低下するし、被削性も低下する。したがって、 N bの含有量を 0〜 0. 1 %とした。

T i ： 0〜 0. 04 %未満

T i は添加しなくてもよい。添加すれば、 T i の硫化物を形成して M n Sの生成を抑制するので、介在物の微細分散化が行える。更に、 T i の炭化物が析出するので硬さを高めることもできる。こうした効果を確実に得るには T i は 0. 0 0 5 %以上の含有量とすることが好ましい。しかし、 T i を多く含有させると T i Cによる硬さの向上が大きくなり延性、つまり、伸びと絞りとが低下する場合があり、特に、その含有量が 0. 04 %以上になると延性が著しく低下する場合がある。したがつて、 T i の含有量を 0〜 0. 04 %未満とした。

B ： 0〜 0. 0 1 %

Bは添加しなくてもよい。添加すれば、被削性を一段と高める作用がある。この効果を確実に得るには Bは 0. 00 1 0 %以上の含有量とすることが好ましい。しかし、その含有量が 0. 0 1 %を超えると靱性及び熱間加工性の低下をきたす。したがって、 Bの含有量を 0〜 0. 0 1 %とした。

A 1 ： 0. 04 %以下

A 1 は鋼の脱酸に有効な元素であるが、本発明においては既に述べた量の S i を含有させるので、 S i で脱酸することができる。したがって、 A 1 で脱酸処理することは特に必要でないため、 A 1 は添加しなくてもよい。なお、 A 1 の含有量が 0. 04 %を超えると工具と切り屑との凝着が著しくなるので、ドリル加工や旋削で工具寿命の低下が生じる。したがって、 A 1 の含有量を 0. 04 %以下とした。

ホイールハブ、スピンドル、ナックルアーム、トルクアームのような高いレベルの靱性が要求される機械構造部品の場合、良好な靱性を確保するためには鋼中の〇（酸素）含有量を 0. 0 1 5 %以下に制御することが望ましい。このため、脱酸効果を有する C、 S i の含有量が低い場合には、 A 1 の含有量を 0. 0 1 0 %以上とすることが好ましい。

N ： 0. 0 1 5 %以下

Nはその含有量を制限することが極めて重要である。すなわち、 Nは「切り屑処理性」を劣化させてしまい、特に、その含有量が 0. 0 1 5 %を超えると、「切り屑処理性」の低下が極めて著しくなる。このため、他の「切り屑処理性」改善元素を添加しても「切り屑処理性」が改善できない。したがって、 Nの含有量を 0. 0 1 5 %以下とした。なお、従来 Nは非調質鋼の硬さの向上のために添加されていたが、既に述べた C、 S i 、 Mn、 C r及び Vなどの含有量を適正に制御することで、 N を意図的に添加しなくても所望の硬さが得られるため、 N含有量はできるだけ低く抑えることが望ましく、 0. 0 1 0 %以下にするのがよい。特に、硬さが H V 2 80以下になつて切り屑処理性が劣化し易い場合には、 Nの含有量は 0. 00 6 %以下にすることが好ましい。しかし、 N 含有量が 0. 0 0 2 %未満になると切り屑処理性が劣化する場合があるため、 N含有量の下限値は 0. 0 0 2 %とするのがよい。

B i ： 0〜 0. 1 0 %

B i は添加しなくてもよい。添加すれば、被削性を一段と高める作用がある。この効果を確実に得るには B i は 0. 0 1 %以上の含有量とすることが好ましい。しかし、その含有量が 0. 1 0 %を超えると靱性及び熱間加工性の低下をきたす。したがって、 8 1 の含有量を 0〜 0. 1 0 %とした。

C a : 0〜 0. 0 5 %

C aは添加しなくてもよい。添加すれば、主に Mn Sを球状化するので、例えば熱間鍛造による成形後の機械構造部品が非破壊検査で不良品とされることを防止できるし、最終処理として表面硬化処理が施される場合の割れを防止することもできる。この効果を確実に得るには C aは 0. 0 0 1 %以上の含有量とすることが好ましい。しかし、その含有量が 0. 0 5 %を超えると熱間加工性の著しい低下をきたす。更に、表面硬化処理としての浸炭焼入れや高周波焼入れなどの焼入れ時に割れが発生し製品に不良が多発する場合がある。したがって、 C aの含有量を 0 〜 0. 0 5 %とした。

P b : 0〜 0. 1 2 %

P bも添加しなくてもよい。添加すれば、被削性を一段と高める作用がある。この効果を確実に得るには P bは 0. 0 2 %以上の含有量とすることが好ましい。しかし、その含有量が 0. 1 2 %を超えると熱間加ェ性の低下をきたす。更に、表面硬化処理としての浸炭焼入れや高周波焼入れなどの焼入れ時に割れが発生し製品に不良が多発する場合がある。したがって、 P bの含有量を 0〜 0. 1 2 %とした。

T e : 0〜 0. 0 5 %

T eも添加しなくてもよい。添加すれば、主に M n Sを球状化するので、例えば熱間鍛造による成形後の機械構造部品が非破壊検査で不良品とされることを防止できるし、最終処理として表面硬化処理が施される場合の割れを防止することもできる。この効果を確実に得るには T eは 0. 0 05 %以上の含有量とすることが好ましい。しかし、その含有量が 0. 05 %を超えると熱間加工性の著しい低下をきたす。したがって、 T eの含有量を 0〜 0. 0 5 %とした。

N d : 0〜 0. 0 5 %

N dは添加しなくてもよい。添加すれば、主に M n Sを球状化するので、例えば熱間鍛造による成形後の機械構造部品が非破壊検査で不良品とされることを防止できるし、最終処理として表面硬化処理が施される場合の割れを防止することもできる。この効果を確実に得るには N dは 0. 0 0 5 %以上の含有量とすることが好ましい。しかし、その含有量が 0. 0 5 %を超えると熱間加工性の著しい低下をきたす。したがって、 N dの含有量を 0〜 0. 0 5 %とした。

S e : 0〜 0. 5 %

S eは添加しなくてもよい。添加すれば、被削性を一段と高める作用を有する。この効果を確実に得るには S eは 0. 05 %以上の含有量とすることが好ましい。しかし、その含有量が 0. 5 %を超えると靱性と熱間加工性の著しい低下を招く。したがって、 3 6の含有量を 0〜 0. 5 %とした。

本発明においては、〇（酸素）の含有量は特に規定しなくてもよい。しかし、その含有量が多いと鋼中の酸化物が粗大化し、超音波検査などにおける不良要因となって歩留りが低下する場合があるので、その含有量は 0. 0 1 5 %以下とすることが好ましい。良好な靱性を確保したい場合には、〇の含有量は 0. 0 1 5 %以下とすることが極めて好ましいなお、従来の快削鋼には所謂「脱酸調整鋼」として実用化されているものがある。この「脱酸調整鋼」は S i や A 1 の含有量を規制して十分な脱酸を実施せず、 C aなどの元素を添加して S i 、 A l 、 C aなどの複合酸化物を形成させ、且つ、これらの複合酸化物の組成比を適正に制御することで酸化物の融点を低下させ、被削性を改善するものである。

これに対して、本発明に係る機械構造用鋼材及び機械構造部品においては、被削性改善のために上記の低融点酸化物を利用する必要はない。前記各元素の含有量及び次に詳しく述べる前記（ 1 ) 式と（ 2 ) 式で表される f n 1 と f n 2の値を適正な範囲に制御し、更に、後述する組織中に占めるフ Iライ卜の割合を適正な範囲に制御することで、 H v硬さ 1 6 0〜 3 50という高硬度であつても、十分な被削性が確保できるのである。したがって、たとえ本発明に係る機械構造用鋼材及び機械構造部品における酸化物が、前記した「脱酸調整鋼」の場合の組成比にあつたとしても、被削性の改善はその酸化物に基づくものではない。

f n 1 ： 0以上

機械構造用鋼材の場合には、被削性のなかでも特にドリル加工性を高めることが重要である。すなわち、機械構造部品にはドリル加工によつて油穴で代表されるように、最大直径に対して深さが大きい所謂「深穴」があけられる。この「深穴」を加工する場合のドリル材質としては、耐摩耗性に優れた超硬合金を使用することが困難なため、 C oを含有し靱性と耐摩耗性に優れた高速度鋼（ハイス）が専ら使用されている。このため、ドリル加工性としてのドリル寿命については、ドリル材質の改良による向上は大きくは望めず、被加工材である機械構造用鋼材に依存するところが大きい。

機械構造用鋼材のドリル加工性としては、「ドリル寿命」としての穿孔個数と「切り屑処理性」の 2つを高める必要があり、このうち「ドリル寿命」は被加工鋼材の硬さと化学組成に依存する。すなわち、被加工鋼材の硬さが高くなると「ドリル寿命」は低下するものの、それは被加ェ鋼材の化学組成に大きく依存し、前記（ 1 ) 式で表される f n l の値が 0以上の場合、機械構造部品に通常の C oを含有するハイスドリルを用いて所謂「深穴」つまり、（穴深さ） / (穴直径）が 5以上の穴を加ェすると、「ドリル寿命」として 1 5 0以上の大きな穿孔個数が得られる。したがって、 f n 1 の値を 0以上とした。なお、 1^ 11含有量を 0. 1 5〜 2. 0 0 %、 S含有量を 0. 080 %を超えて 0. 2 %以下にし、更に、 f n 1 の値を 7. 5以上にすれば、 3 0 0以上の極めて大きな穿孔個数が得られる。この f n l の上限の値は、本発明の鋼材が H v硬さで 1 60〜 3 5 0という硬さ範囲で、下記の被削性に関する f n 2の規定も満たす必要があることから決定される。

f n 2 ： 3. 0以上

後で述べる組織中に占めるフェライトの面積割合を適正に制御することに加えて、「切り屑切断指数」としての前記（ 2) 式で表される f n 2の値を 3. 0以上にした場合に初めて切り屑処理性が改善され、深穴加工において、切り屑の排出が容易となる（図 1参照）。このため、ドリル寿命を安定して高めることができるし、切り屑の後処理が不要になるので作業工程を自動化することができる。なお、「切り屑切断指数」である f n 2の値が 3. 0未満の場合には切り屑切断性が著しく低下するので、図 1 に示すように長く伸びた切り屑が発生する。このため、切り屑の後処理が必要となって、作業工程の自動化は困難である。更に、ドリル寿命も低下してしまう。したがって、 f n 2の値を 3. 0以上とした。

合金元素の含有量とフ Xライトの面積割合で規定される「切り屑切断指数」 f n 2は、硬さ、靱性及びドリル寿命と関連を有する。つまり、硬さが高くなると切り屑切断性は良好になるが、靱性とドリル寿命は低下する。一方、硬さが低くなると、靱性とドリル寿命は高くなるものの、延性が向上するため切り屑処理性が劣化する。したがって、この f n 2の上限の値は、本発明の鋼材が H v硬さで 1 6 0〜 350という硬さ範囲で、被削性に関する f η 1及びフェライトの割合の各規定も満たす必要があることから決定される。なお、実質的には 8. 0程度が f η 2 の上限の値となる。

f η 3 ： 1 0 0以下

S含有量が 0. 0 0 5〜 0. 0 8 0 %、 S以外の各元素の含有量が既に述べた範囲で、しかも前記（ 3 ) 式で表される f η 3の値が 1 0 0以下であれば、 JIS Ζ 2202に規定の 3号シャルビ一衝撃試験片を用いた衝撃試験で、 4 0 J以上の室温吸収エネルギー（ uE _RT) が得られ、高硬度機械構造部品に良好な靱性を付与できる。したがって、ホイ一ルハブ、スピンドル、ナックルアーム、トルクアームのような高い靱性が必要とされる機械構造部品に対しては、 Sの含有量を 0. 005〜 0. 0 8 0 %にし、更に、 f n 3の値を 1 0 0以下にするのがよい。この f n l の下限の値は、鋼材が H v硬さで 1 6 0〜 3 5 0という硬さ範囲及び被削性に関する f n l、 f n 2の規定も満たす必要があることから決定される。

なお、機械構造部品が寒冷地で使用される場合には、 JIS Z 2202に規定の 3号シャルピー衝撃試験片を用いた衝撃試験で、 5 0 °Cにおける吸収エネルギー（uE - ₅₀) として 2 0 J以上の値が要求されることがある。この場合には、下記（5) 式で表される f n 5の値を 1 0 0以下にすることが好ましい。

f n 5 = 87 C + 7 S i + 1 0 M n + 4 1 C r + 1 5 M o + 5 0 V • · . (5 )

なお、上記（5) 式における元素記号もその元素の質量％での含有量を示す。 (鋼材の組織）

上記の化学組成を有する機械構造用鋼材の被削性、なかでもドリル穿孔時の「切り屑処理性」を高めるためには、組織に占めるフヱライ卜の割合を面積割合で 1 0〜 80 %とする必要がある。フヱライトは軟質相であるため、ドリル加工の際に優先的に変形し、切り屑切断の起点となつて「切り屑処理性」が高まるのである。しかし、フェライトの割合が 1 0 %未満では、上記の効果が得られず切り屑処理性が低下する。更に、「切り屑処理性」としての「切り屑切断指数」 f n 2の値が 3. 0を下回ってしまう場合もある。一方、フェライトの割合が 8 0 %を超えると、次項（C) で述べる H v硬さで 1 6 0以上の高硬度が確保し難くなるし、軟質の組織が過剰となって却って「切り屑処理性」が低下してしまう。したがって、組織に占めるフェライトの割合を 1 0〜 8 0 %とした。

ここで、既に述べたように組織の割合、つまり、面積割合は、顕微鏡観察したときの組織割合のことを指す。

組織におけるフヱライト以外の残りの部分は、パ一ライト、ペイナイトゃマルテンサイトである。なお、所定の組織は非調質処理、つまり最終の熱間加工後に冷却したままでも得られるし、熱間加工後に焼ならし、焼ならし一焼戻し、焼入れ一焼戻しなどの熱処理を行っても得られる。なお、組織にベイナイトやマルテンサイトといつた低温での変態生成物が含まれる場合には、焼戻し処理することが好ましい。一方、コスト面からは熱処理を行わずに所定の組織が得られる非調質処理とすることが好ましい。この「非調質処理」の場合には、熱処理を行う必要がないためコスト面で有利であるし、工程が簡素化できるために納期の面でも有利である。

(H V硬さ）

硬さが H V硬さで 1 6 0未満の機械構造部品は、使用時に変形したり、大きな摩耗を生じたり、疲労破壊を起こしたりするので、たとえ被削性に優れていても利用し難い。一方、硬さが H v硬さで 3 5 0を超えると、所望の良好な被削性を確保することが困難となる。特に、「非調質処理」の場合には、組織に占めるフヱライトの割合を 1 0〜 80 %として被削性を確保することが極めて困難になる。したがって、 H v硬さを 1 6 0〜 3 50とした。

(介在物）

ホイールハブ、スピンドル、ナックルアーム、トルクアームのような高い靱性が必要とされる機械構造部品の場合には、 Sの含有量を 0. 0 0 5〜 0. 080 %、前記（ 3 ) 式で表される f n 3の値を 1 0 0以下にするとともに、鋼材の L断面における介在物について、前記（4) 式で表される f n 4の値を 5. 0以上にするのがよい。これは、前記の S 含有量範囲と f n 3の値を満たす機械構造用鋼材の場合、 f n 4の値を 5. 0以上にすることで長く延びた M n Sが極めて少なくなつて、熱間鍛造など熱間加工による成形後の機械構造部品が非破壊検査で不良品とされることを防止できるし、最終処理として表面硬化処理が施される場合の割れを防止することもできるからである。

なお、既に規定した化学組成を有する機械構造用鋼材のうち Sの含有量が 0. 0 05〜 0. 080 %の鋼材においては、最大直径が 3〃 mを超える介在物の大部分は M n Sであり、最大直径が 0. 5〜 3 mの介在物は硫化物（例えば C r S) 、炭化物、窒化物などで M n Sも一部含まれる。

f n 4の値が 1 0以上になると介在物の大部分は最大直径が 3 u m以下となる。このため、非破壊検査における不良判定基準が厳しい場合には、 f n 4の値を 1 0以上とすることが望ましい。この； f n 4の上限の値は、特に規定されるものではなく、大きければ大きいほどよい。

前記介在物の個数は、顕微鏡の倍率を最大直径 0. 5 mの介在物が認識できる程度の倍率、例えば 4 0 0倍、として測定すればよい。

ここで、 f n 4の値を 5. 0以上とするためには、 C rを添加しない場合は、例えば、（a ) M nと Sの含有量をそれぞれ 0. 5 %以下、 0 . 0 5 %以下と低くするか、（b) T e、 T i や N dを適正量添加するかして、 M n Sを鋼の凝固段階で微細にし、且つ後の熱間加工で長く延伸しない組成にすればよい。 C rを添加して介在物を C r Sとして微細分散させる場合は、例えば、 1^ 0の含有量を 0. 5 %以下にするとともに、 S iや A 1 で脱酸した後で C rを添加し、更にその後で M nを添加すればよい。

なお、上記のいずれの場合においても、真空精鍊やとりべ精鍊など 2 次精鍊の過程で溶鋼を十分攪拌して粗大な M n Sを浮上させ、更に、凝固時の鋼塊の冷却速度を十分大きくして、 2次デンドライトアーム間隔を 2 5 0 m以下にすることが望ましい。このため、鋼塊は連続铸造で製造することが好ましい。上記の処理を行えば、所謂「マクロ偏析」や「S偏析」が極めて少ない良好な鋼塊が得られる。

介在物形態を制御して被削性を改善する従来型の快削鋼は所謂「脱酸調整鋼」として実用化されている。この「脱酸調整鋼」の場合には、セミキルド型の鋼を基本の組成として、 S i 〇₂ 、 M n O、 A l ₂〇₃、 C a〇、 T i O 2 など酸化物の組成比を適正に制御することで初めて被削性を高めることが可能となる。これに対して、本発明に係る機械構造用鋼材の場合には、酸化物を初めとする介在物の組成範囲には関係なく、つまり、介在物の組成範囲がいかなるものであろうと、既に述べた化学組成規定と組織規定とを満たせば、 H v硬さで 1 6 0〜 3 5 0という硬さ範囲で、良好な被削性が得られるものである。

更に、 S含有量が 0. 0 0 5〜 0. 0 8 0 %、 f n 3の値が 1 0 0以下の鋼材が、既に述べた介在物規定を満たすことで、例えば熱間鍛造による成形後の機械構造部品が非破壊検査で不良品とされることを防止できるし、最終処理として表面硬化処理が施される場合の割れを防止することもできるのである。

本発明に係る機械構造部品は、既に述べた本発明に係る機械構造用鋼材を熱間鍛造などの熱間加工で所定の形状に粗加工し、次いで、所望形状に切削加工して製造される。あるいは、上記の切削加工の後、例えば、焼ならし、焼ならし一焼戻し、焼入れ一焼戻しなどの熱処理を施して製造される。又、前記熱間加工の後に熱処理を施され、次いで、所望形状に切削加工して製造されることもある。なお、一部の部品には表面硬化処理として、浸炭焼入れ、窒化及び高周波焼入れなどの熱処理ゃショットピーニングなどの塑性加工が施されることもある。

(実施例）

次に実施例によって本発明をより具体的に説明するが、本発明はこれらの実施例に限定されるものではない。

(実施例 1 )

表 1〜 4に示す化学組成の鋼を 1 5 0 k gの真空溶解炉又は 7 0 トン転炉を用いて溶製した。 7 0 トン転炉を用いて溶製したのは鋼 A 4と鋼 B 8で、転炉で溶製後連続铸造した。他の鋼はすべて 1 5 O k g真空溶解炉で溶製したものである。なお、表 1 〜 4には、それぞれ（ 1 ) 式で表される f n 1 の値も併せて示した。〇（酸素）の含有量は、鋼 B 1 1 が 0. 0 1 8 7 %と 0. 0 1 5 %を上回っていたが、他の鋼はすべて 0 . 0 1 5 %以下であった。

表 1〜 4における鋼 A 1〜B 2 0及び鋼 D 1〜D 4は、各元素の含有量の値が本発明で規定する範囲内で、しかも、 f n 1 の値が本発明で規定する条件を満たす鋼である。

一方、表 3、表 4における鋼 C 1 〜C 1 3は、各元素のいずれかの含有量が本発明で規定する範囲から外れた鋼である。このうち鋼 C 8は f n 1 の値も本発明で規定する条件から外れた鋼である。

鋼化学組成（質量％) 残部： F eおよび不純物

C Si Mn S Cr P V N Al その他 fnl

Al 0. 09 0. 97 1 .87 0 .149 ― 0.017 0.30 0. 0040 0. 010 ― 16. 2

A2 0. 33 0. 88 1 .22 0 .117 0.033 ― 0. 0068 一 12. 5

A3 0. 49 1. 16 0 .23 0 .096 ― 0.010 0.11 0. 0050 0. 016 ― 9. 9

A4 0. 42 0. 99 0 .34 0 .106 ― 0.029 一 0. 0021 0. 023 ― 13. 0

A5 0. 26 1. 03 0 .89 0 .083 一 0.007 0.33 0. 0030 0. 025 8. 8

A6 0. 36 1. 15 1 25 0 .100 0.013 0. 0081 0. 006 Ca:0.005, Te:0. 03 10. 2

A7 0. 39 1. 03 0 52 0 .119 0.023 0. 0070 0. 010 Pb: 0.11, Se:0. 10 14. 4

A8 0. 40 0. 69 0 82 0 • 097 0.12 0. 0059 0. 024 Nb:0.04 9. 0

A9 0. 41 0. 69 0 77 0 .114 0.09 0. 0065 0. 003 B:0.0023, Bi :0. 09 11. 0

A10 0. 24 1. 24 1 49 0 .086 0.00o9 o 0.20 0. 0070 0. 012 Mo:0.21 8. 8

Bl 0. 08 1. 06 0 82 0 .129 1.56 0.016 0.24 0. 0035 0. 009 14. 5

B2 0. 52 1. 26 0 17 0 .127 0.16 0.025 0.08 0. 0090 0. 013 12. 5

B3 0. 26 0. 51 0 38 0 .096 1.51 0.027 0. 0035 0. 027 10. 0 f n 1 - 2 3 C + S i ( 5一 2 S i ) - 4 M n + 1 0 4 S - - 3 C r - 9 V + 1 0

(上記各式における元素記号はその元素の含有量を示す。）

2

鋼化学組成（質量％) 残部： F eおよび不純物

C S i Mn S Cr P V Ν Al その他 fnl

B4 0.28 1. 00 0 79 0 .123 0.79 0.004 0. 0025 0. 030 13. 8

B5 0.30 0. 79 1 03 0 .103 0.90 0.13 0. 0080 0. 012 8. 5

B6 0.37 2. 03 0 37 0 .139 1.09 0.010 0. 0052 0. 036 Te:0. 03 13. 1

B7 0.09 1. 13 0 .51 0 .099 1.68 0.016 0.22 0. 0021 0. 023 12. 3

B8 0.34 1. 09 0 35 0 .088 0.57

0. 0043 0. 007 Pb:0. 08, Nb:0. 03 10. 4

B9 0.23 1. 02 0 18 0 .083 1.57 0.009 0. 0037 0. 013 Ni :0. 85， Ti :0. 02 10. 9

BIO 0.49 1. 26 0 22 0 .100 0.88 0. 0055 0. 009 Cu:0. 55, Se:0. 11 8. 7

Bl 1 0.46 1. 10 0 38 0 .120 0.23 0.021 0.40 0. 0047 0. 002 9. 2

B12 0.25 1. 06 0 67 0 .092 1.42 0.022 0.10 0. 0044 0. 007 9. 0

B13 0.33 1. 00 0 51 0 .093 0.99 0.014 0.11 0. 0056 0. 020 Ti :0. 034, Nd:0 .03 9. 1

B14 0.27 1. 15 0 87 0 .144 1.09 0.017 0.36 0. 0026 0. 008 Mo:0. 14, Ca:0. 002 11. 9

B15 0.25 0. 98 0 78 0 .100 1.42 0.006 0.10 0. 0075 0. 002 Bi :0. 03 9. 3

B16 0.20 1. 16 0 80 0 .103 1.53 0.013 0.10 0. 0090 0. 033 10. 5 f n 1 = - - 2 3 C + S i ( 5 - 2 S i ) - 4 Μ η + 1 0 4 S - - 3 C r - 9 V + 1 0

(上記各式における元素記号はその元素の含有量を示す。）

表 3

：鋼化組成（質量％) 残部： F eおよび不純物

C Si Mn S Cr P V N Al その他 fnl

B17 0.35 1.16 0.80 0.143 0.83 0.013 0.10 0.0146 0.033 13.3 IB18 0.31 0.69 1.30 0.119 1.57 0.027 0.0066 0.029 7.8 B19 0.52 0.56 1.30 0.144 0.33 0. Oil 0.0103 0.026 9.0 B20 0.26 0.59 1.06 0.092 1.34 0.029 0.0146 0.017 7.6 CI *0.04 1.79 0.89 0.086 0.007 0.0123 0.023 17.0 C2 *0.59 0.68 0.55 0.075 0.25 0.022 0.08 0.0026 0.010 3.0 C3 0.40 *0.27 1.37 0.103 0.017 0.06 0.0065 *0.047 6.7 C4 0.39 .66 1.28 0.081 0.013 0.0125 0.010 3.3 C5 0.33 0.95 *2.47 0.091 0.030 0.0073 0.026 1.6 C6 0.37 0.87 1.13 0.096 *2.29 *0.053 0.0062 0.021 2.9 C7 0.25 1.16 0.77 0.075 1.52 0.017 *0.57 0.0056 0.010 2.4 f n l = - 2 3 C + S i (5 - 2 S i ) — 4 M n + 1 04 S - 3 C 9 V + 1 0

(上記各式における元素記号はその元素の含有量を示す。）

*印は本発明で規定する条件から外れていることを示す。

4

次いで、これらの鋼の鋼塊を 1 2 5 0 °Cに加熱してから 1 0 0 0 °C以上で仕上げる熱間鍛造を行い、直径 6 0 mmの丸棒を作製した。熱間鍛造後は空冷して非調質鋼材の製造プロセスを模擬した。なお、鋼 A 3、鋼 A 4、鋼 A 8、鋼 B 4、鋼 B 5、鋼 B 1 9、鋼 C 5、鋼 C 6、鋼 C 1 2、鋼 D 2及び鋼 D 3は熱間加工後の空冷を行った後、鋼の化学組成に応じて 85 0〜 1 0 0 0 °Cに加熱して焼ならし又は焼入れを行い、鋼 D 2を除いて、その後更に焼戻しも行った。

こうして得られた丸棒の半径の 1ノ 2の位置、つまり、丸棒の表面から 1 5 mmの位置から、熱間鍛造方向に平行に JIS Z 2201に規定の 1 4 A号引張試験片（平行部の直径： 8 mm) を採取し、室温での引張特性を調査した。なお、以下の説明では、丸棒の半径の 1 Z 2の位置を RZ 2部位置という。

直径 6 O mmの丸棒から 2 O mm長さの硬さ試験片を切り出し、断面にて RZ 2部位置の H v硬さ測定も行った。なお、 6ケ所測定した平均の値を Ην硬さとした。

更に、丸棒の RZ2部位置を中心にして、熱間鍛造方向に平行に採取した試験片の L断面を鏡面研磨し、被検面をナイタルで腐食して倍率が 4 0 0倍の光学顕微鏡で観察して RZ 2部位置の組織観察を行い、フライトの割合（面積率）測定と組織の判定を行った。

ドリル穿孔試験及び旋削試験による被削性の調査も行つた。

ドリル穿孔試験は、直径 6 0 mmの丸棒の直径方向に深さ 50 mmの穴をあけ、刃先磨損により穿孔不能となった時の直前の穴の数をドリル寿命とした。穿孔は、ドリル直径が 6. 0 mm、全長が 2 2 5 mmで先端角が 1 1 8度の C oを 6 %含有するハイスドリルを使用し、ェマルジヨン（水溶性潤滑剤）で潤滑しながら、回転速度 9 80 r p m、送り量 0. 1 5 mm/ r e v. の条件で行った。

旋削試験は、超硬合金のチップにチップブレーカ一を施したものをべ —スに、 T i (C、 N) —アルミナ一 T i Nのコ一ティングを施したものを用いて、無潤滑、切削速度 1 6 0 m /分、送り量 0. 2 5 mmZ r e v. 、切り込み 3 mmの条件で行った。なお、 3 0分切削した後のチップの逃げ面の摩耗量で被削性を評価した。

なお、鋼 C 1 0及び鋼 C 1 1 は熱間鍛造で割れを生じたので、これらの鋼に対しては上記の RZ 2部位置の組織観察を行い、フェライトの割合（面積率）測定と組織の判定だけを行った。

表 5〜 8に、上記の各種試験結果を示す。この表 5〜 8の熱処理欄における「N」は焼ならし、「T」は焼戻し、「Q」は焼入れを示し、「一」は非調質処理であることを示す。又、組織欄における「F」はフエライト、「P」はパーライト、「B」はべイナイト、「M」はマルテンサイトを示す。「 α」が組織におけるフェライトの面積割合を指すことは既に述べたとおりである。上記の表には焼戻し温度（°C) も括弧内に併せて示した。

なお、鋼 C 1 0及び鋼 C I 1 の各々の組織は、相が「B +M」と「F + M」であり、フェライト割合（）が 0 %と 2 1 %であった。したがつて、前記条件で直径 6 0 mmの丸棒を作製した際の f n 2の値は、鋼 C 1 0の場合が 3. 6、鋼 C 1 1 の場合が 5. 4であった。

5

組織引張特性ドリル

験鋼熱処理 fn2 H v 寿命旋削番相 TS YS YS/TS 絞り硬さ (穿孔摩禾里口

(%) (MPa) (MPa) (%) 個数） m)

1 A1 ― F+P 73 6.2 590 453 0.77 69.4 1 84 1059 20

2 A2 ― F+P 61 6.0 718 435 0.60 24.5 225 681 74

3 A3 NTC600) F+P+B 29 4.6 890 505 0.57 26.5 28 1 408 126

4 A4 NT(600) F+P+B 25 4.5 775 423 0.55 26.5 244 565 112

5 A5 F+P 79 5.7 736 538 0.73 41.8 23 1 351 16

6 A6 F+P 56 5.8 771 483 0.63 20.4 243 514 82

7 A7 F+P 73 5.9 755 412 0.55 28.6 238 908 91

8 A8 QT(650) F+M+B 23 4.2 796 489 0.61 23.5 25 1 311 106

9 A9 F+P 64 6.3 794 462 0.58 28.6 25 1 513 107

10 A10 F+P 65 5.8 749 544 0.73 58.1 236 401 12

11 B1 F+P 29 4.9 639 444 0.70 69.4 200 899 34

12 B2 F+P 62 5.7 925 480 0.52 28.6 293 833 126 熱処理欄の「-」は非調質、「N」は晓ならし、「T」は焼戻し、「Q」は焼入れ、括弧内の数値は焼戻し温度（°C) を示す。

組織欄の「F」はフラ仆、「P」は -ラ仆、「B」は 'イナ仆、「M」はマルテンサ仆、「ひ」はフェラ仆の面積割合を示す。引張特性欄の「TS」は引張強度「YS」は降伏強度を示す。

6

試組織引張特性ドリル

験鋼熱処理 fn2 H v 寿命旋削番相 a TS YS YS/TS 絞り硬さ (穿孔摩耗量

(%) (MPa) (MPa) ( ) 個数） U m)

13 B3 ― F+P 21 4.3 697 411 0.59 35.7 2 2 8 366 103

14 B4 NT(600) F+B+M 16 4.1 811 513 0.63 27.5 2 2 8 628 62

15 B5 QT(650) F+M 26 4.5 860 623 0.72 46.9 2 2 8 428 77

16 B6 F+P 28 5.0 883 479 0.54 30.6 2 7 9 1215 54

GO 17 B7 F+P 31 4.9 641 455 0.71 59.2 2 0 1 698 21

18 B8 F+P 57 5.9 742 444 0.60 26.5 2 3 3 519 98

19 B9 F+P 30 4.7 687 414 0.60 37.7 2 1 6 577 76

20 B10 F+P 27 4.8 938 514 0.55 27.5 2 9 7 399 150

21 B11 F+P 19 4.1 984 609 0.62 17.3 3 1 9 305 90

22 B12 F+P 20 4.2 760 493 0.65 43.9 2 4 0 358 64

23 B13 F+P 34 5.0 852 544 0.64 24.5 2 7 0 359 89

24 B14 F+P 13 4.1 898 580 0.65 30.6 3 0 0 662 6 熱処理欄の「-」は非調質、「N」は陡ならし、「T」は焼戻し、「Q」は焼入れ、括弧内の数値は焼戻し温度（°C) を示す。

組織欄の「F」はフェラ仆、「P」は Λ° -ラ仆、「B」は 'イナ仆、「M」はマルテンサ仆、「 α」はラ仆の面積割合を示す。引張特性欄の「TS」は引張強度「YS」は降伏強度を示す。

7 oo

熱処理欄の「-」は非調質、「N」は焼ならし、「T」は焼戻し、「Q」は焼入れ、括弧内の数値は焼戻し温度（°C ) を示す。

組織欄の「FJはフ Xラ仆、「P」はハ° - -：ラ仆、「B」は Vイナ仆、「M」はマルテンサ仆、「ひ」はフェラ仆の面積割合を示す。引張特性欄の「TS」は引張強度「YS」は降伏強度を示す。

8

組織張特性 Kリノレ

鋼熱処理 fn2 H v 寿 'ロ卩旋削相 a TS YS YS/TS 硬さ (穿孔

(%) (MPa) (MPa) 個数） ( u j

36 C6 QT(600) M 0 3.0 952 591 0.62 31. 3 0 2 152 226 37 C7 F+P 11 3.2 934 605 0.65 27. 2 9 6 168 37 38 C8 B+M 0 1.2 931 636 0.68 24. 2 9 5 45 234

GO 39 C9 B+M 0 2.3 1086 765 0.70 12. 3 4 8 111 276

40 C12 QT(600) F+B+M 6 2.3 766 460 0.60 16. 2 4 2 284 195 41 C13 F+P 9 2.6 1016 605 0.60 18. 3 2 2 150 218 42 Dl F+P 11 2.9 865 564 0.65 33. 2 7 3 150 118 43 D2 B+M 0 2.6 1008 630 0.62 24. 3 2 0 150 239 44 D3 QT(550) F+B 5 2.6 853 658 0.77 38. 2 7 0 223 47 45 D4 F+P 33 5.2 941 591 0.63 28. 2 5 9 173 199 熱処理欄の「-」は非調質、「N」は焼ならし、「T」は焼戻し、「Q」は焼入れ、括弧内の数値は焼戻し温度（°C) を示す。

組織欄 I <の「F」はフ Xライト、「P」は Λ。-ラ仆、「B」はイナ仆、「M」はマルテンサ仆、「」はフェラ仆の面積割合を示す。引張特 ^:性欄の「TS」は引張強度「YS」は降伏強度を示す。

表 5〜 8に示したように、各元素の含有量の値が本発明で規定する範囲内にあり、しかも f n l の値、 f n 2の値及び組織に占めるフェライトの割合も本発明の規定を満足する試験番号 1〜 2 6及び試験番号 4 5 の場合、 H v硬さが 1 84〜 3 1 9の高硬度であるにも拘わらず、ドリル寿命に優れ、「切り屑処理性」も良好であった。上記の各試験番号の場合には、旋削摩耗量も 2 00 m未満と旋削での被削性も優れていた。上記のうちでも特に試験番号 1 〜 2 6は、その供試鋼の M n含有量は 0. 1 7〜 1. 8 7 %、 S含有量は 0. 0 83〜 0. 1 4 9 %で、 Mn 含有量が 0. 1 5〜 2. 00 %、 S含有量が 0. 08 0 %を超えて 0. 2 %以下という条件を満たし、しかも f n l の値が 8. 5〜 1 6. 2と大きく 7. 5以上であるので、 3 0 0以上の極めて大きな穿孔個数が得られており、極めて良好なドリル寿命を有することが明らかである。一方、試験番号 2 7と 42の場合は、供試鋼である鋼 B 1 7と鋼 D 1 の各元素の含有量の値は本発明で規定する範囲内で、 f n 1 の値も本発明で規定する条件を満たすものの（表 3、表 4参照）、 f n 2の値が本発明で規定する条件から外れるため「切り屑処理性」は劣るものであつた。

試験番号 2 8〜 30、 43及び 44の場合は、供試鋼である鋼 B 1 8 〜 2 0、鋼 D 2及び鋼 D 3の各元素の含有量の値は本発明で規定する範囲内にあり、 f n 1 の値も本発明で規定する条件を満たすものの（表 3 、表 4参照）、 f η 2の値及び組織に占めるフ Xライ卜の割合が本発明で規定する条件から外れるため「切り屑処理性」は劣るものであった。試験番号 3 1〜 4 1 の場合は、供試鋼における各元素のいずれかの含有量、 f η 1 の値、 f η 2の値、組織に占めるフライトの割合の少なくとも 1つが本発明の条件から外れるため、 H v硬さで 1 3 5と硬さが低かったり、ドリル穿孔数が 1 5 0未満とドリル寿命が短かったり、「切り屑処理性」や旋削摩耗性に劣っていた。なお、鋼 C I O及び鋼 C I 1が熱間鍛造で割れを生じたため、組織観察によるフ Xライトの割合測定と組織の判定だけを行い、他の試験は実施しなかったことは既に述べたとおりである。

(実施例 2)

0. 43 % C - 0. 6 %M n - 0. 1 0 % S— 0. 5 % C r - 0. 0 1 % A 1 - 0. 0 05 %N - 0. 0 2 % Pを基本の化学組成とし、 S i 含有量を変化させた各種の鋼を 1 5 0 k gの真空溶解炉を用いて溶製した。

次いで、これらの鋼の鋼塊を 1 2 5 0 °Cに加熱してから 1 0 0 0 °C以上で仕上げる熱間鍛造を行い、直径 6 0 mmの丸棒を作製した。なお、熱間鍛造後は空冷して非調質鋼材の製造プロセスを模擬した。

こうして得られた直径 6 0 mmの丸棒を前記実施例 1 と同じ条件で旋削試験を行った。

図 2に、旋削摩耗量に及ぼす S i 含有量の影響を整理して示す。

図 2から、 S i含有量が 0. 5 0 %以上になると、旋削摩耗量が 2 0 0 m以下となるが、 S i の含有量が 2. 5 %を超えると旋削摩耗量は急速に大きくなってしまうことが明らかである。

(実施例 3)

表 9〜 1 2に示す化学組成の鋼を 1 5 0 k gの真空溶解炉又は 7 0 トン転炉を用いて溶製した。 7 0 トン転炉を用いて溶製したのは鋼 E 4と鋼 F 8で、転炉で溶製後連続铸造した。他の鋼はすべて 1 5 0 k g真空溶解炉で溶製したものである。なお、表 9〜 1 2には、それぞれ前記（ 1 ) 式、（3) 式及び（5) 式で表される f n l、 f n 3及び f n 5の値も併せて示した。なお、〇（酸素）の含有量は、鋼 F l 1 が 0. 0 1 9 5 %と 0. 0 1 5 %を上回っていたが、他の鋼はすべて 0. 0 1 5 % 以下であった。

表 9、表 1 0、表 1 2における鋼 E 1 〜F 1 6及び鋼 H I は、各元素の含有量の値が本発明で規定する範囲内で、しかも、 f n 1 の値が本発明で規定する条件を満たす鋼である。

表 1 1 における鋼 G 1 及び鋼 G 7は、 f n 1 の値は本発明で規定する条件を満たすものの、各元素のいずれかの含有量が本発明で規定する範囲から外れた鋼である。又、表 1 2における鋼 H 2〜H 8は、各元素の含有量の値は本発明で規定する範囲内にあるものの、 f n 1 の値が本発明で規定する条件から外れた鋼である。更に、表 1 1、表 1 2における鋼 G 2〜G 6、鋼 G 8〜G 1 4及び鋼 J 1 は、各元素のいずれかの含有量が本発明で規定する範囲から外れるとともに、 f n 1 の値も本発明で規定する条件から外れた鋼である。前記の鋼のうちで鋼 J 1 は従来型の S快削鋼に相当する鋼である。

なお、鋼 E 3と鋼 E 4は、 M n及び Sの含有量を低くし、 Mn Sを微細にして前記（ 4 ) 式で表される f n 4の値が 5. 0以上になるようにした。

鋼 F 1〜F 3、鋼 F 6〜F 1 6、鋼 G 2、鋼 G 6、鋼 G 7、鋼 H l、

H 2及び鋼 H 5は、 C rの硫化物を優先的に生成させるために、先ず S i で脱酸した後 C rを添加し、次に A 1 を添加し、最後に M nを添加して（ 4 ) 式で表される f n 4の値が 5. 0以上になるようにした。

9

co

f n 5=87C+7 S i + 10Mn+41 C r + 15Mo+50V (上記各式における元素記号はその元素の含有量を示す。）

10

鋼化学組成 (質量％) 残部： F eおよび不純物

c Si Mn s Cr P V N Al その他 fnl fn3 fn5

F4 0.27 0.99 0 78 0.052 0 78 0. 003 0 0024 0. 029 6.7 77 70

F5 0.29 0.78 1 02 0.032 0 89 0. 002 0.12 0 0079 0. on 1.5 85 83

F6 0.36 2.02 o 36 0.068 1 08 0. 009 o 0051 o. 035 Te:0.02 6.1 99 93

F7 0.08 1.12 0 50 0.028 1 67 0. 015 0.21 0 0020 0. 022 5.3 84 99

F8 0.33 1.08 0 34 0.008 0 56 0. 013 0 0042 0. 006 Pb:0.08，Nb:0.02 3.3 69 63

F9 0.22 1.01 0 08 0.012 1 56 0. 008 0 0036 0. 012 Ni:0.87,Ti:0.03 4.2 84 91

F10 0.48 1.25 0 21 0.029 0 87 0. 019 0 0054 0. 008 Cu:0.59,Se:0.12 1.7 93 88

Fll 0.45 1.09 0 37 0.049 0 22 0. 020 0.39 0 0046 0. 001 2.2 73 79

F12 0.24 1.05 0 66 0.021 1 41 0. 021 0.09 0 0043 0. 006 2.0 93 97

F13 0.32 0.99 0 50 0.022 0 98 0. 013 0.10 0 0055 0. 019 Ti :0.038, Nd: 0.03 2.1 84 85

F14 0.26 1.14 0 86 0.073 1 08 0. 016 0.35 0 0025 0. 007 Mo:0.15.Ca:0.001 4.9 97 103

F15 0.24 0.97 0 77 0.029 1 41 0. 005 0.09 0 0074 0. 001 Bi:0.03 2.3 94 98

F16 0.19 1.15 0 79 0.032 1 52 0. 012 0.09 0. 0089 0. 032 3.5 95 99 f n 1 = - 23 C + S i (5- 2 S i ) - 4Mn + 104 S — 3 C r -9 V+ 10

f n 3 = 100 C+ 1 1 S i + 1 8 n+32C r+45Mo+6V

f n 5 = 87C + 7 S i + 1 OMn + 4 l C r + 15Mo + 5 O V

(上記各式における元素記号はその元素の含有量を示す。）

1 1

化組成（質量％) 残部： F eおよび不純物

C Si Mn S Cr P V N A1 その他 fnl fn3 fn5

G1 *0.03 1.78 0 88 0.015 0. 006 0. 0122 0. 022 9.9 38 24

G2 *0.58 0.67 0 54 *0.004 0 24 0. 021 0.07 0. 0025 0. 009 * -4.0 83 74

G3 0.39 *0.26 1 36 0.032 0. 016 0.05 0. 0064 *0. 046 木 -0.4 67 52

G4 0.38 *2.65 1 27 0.008 0. 012 0. 0124 0. 009 -3.8 90 64

G5 0.32 0.94 *2 46 0.020 1 10 0. 029 0. 0072 0. 025 -5.5 122 104

G6 0.36 0.86 1 12 0.025 *2 28 *0. 052 0. 0061 0. 020 木 -4.2 139 142

G7 0.24 1.15 0 76 *0.110 1 51 0. 016 *0.56 0. 0055 0. 009 6.4 102 1 6

G8 0.39 0.56 * 42 0.020 1 02 0. 026 *0. 0250 0. 008 *Ni:2.25 * -7.5 121 104

G9 0.35 0.76 1 12 0.024 1 25 0. 016 0.17 0. 0074 0. 016 *Mo:l.86 -2.7 188 135

G10 0.45 1.14 0 89 0.016 1 56 0. 007 0. 0046 0. 029 *B:0.012,*Bi 0. 17 * -3.8 123 120

G11 0.29 0.99 1 20 0.019 0 89 0. 029 0. 0042 0. 031 *Pb:0.26, *Te 0. 06 0.8 90 81

G12 0.38 0.57 1 25 0.039 0. 022 0. 0102 0. 029 *Cu:1.88 2.5 67 50 f n 1 =-23C + S i (5 - 2 S i ) - 4Mn + 104 S-3 C r 9 V+ 10

f n 3= 10 OC+ 1 l S i + 18Mn + 32C r + 45Mo + 6 V

f n 5 = 87C + 7 S i + 1 OMn + 4 l C r + 15Mo + 50 V

(上記各式における元素記号はその元素の含有量を示す。）

ネ印は本発明発明で規定する条件から外れていることを示す。

1 2

鋼化学組成 (質量％) 残部 F eおよび不純物

c Si Mn s Cr p V N Al その他 fnl f_n3 fn5

G13 0.50 0.92 1.21 0.055 0.59 0.014 0.14 *0.0170 0.022 *Nb:0.12 * -0.7 102 93

G14 0.39 0.55 0.98 0.036 0.78 0.017 0.11 00035 0.020 *Ti:0.32 * -0.3 88 85

HI 0.48 1.15 0.79 0.072 0.82 0.012 0.09 0.0145 0.032 3.1 102 96

H2 0.30 0.68 1.29 0.048 1.56 0.026 0.0065 0.028 0.7 111 108

H3 0.36 0.89 1.06 0.009 0.99 0.020 0.08 0.0119 0.019 * -2.4 97 93

H4 0.51 0.55 1.29 0.073 0.32 0.010 0.0102 0.025 1.9 91 74

H5 0.48 0.71 1.08 0.019 1.05 0.029 0.13 0.0067 0.031 * -5.2 110 107

H6 0.15 2.24 1.29 0.008 1.55 0.023 0.29 0.0059 0.016 * -3.9 114 120

H7 0.25 0.58 1.05 0.021 1.33 0.028 0.0145 0.016 0.5 93 91

H8 0.40 0.58 1.45 0.021 0.21 0.028 0.0087 0.016 * -1.2 79 62

Jl 0.48 *0.29 1.20 0.043 0.025 0.0093 0.019 * -0.1 73 56 f n 1 = - 23 C + S i (5- 2 S i ) -4Mn+ l 04 S -3 C r一 9 V+ 10

f n 3 = 100 C+ 1 1 S i + 1 8Mn + 32C r + 45Mo + 6V

f n 5 = 87 C + 7 S i + 1 OMn+41 C r + 1 5Mo + 50 V

(上記各式における元素記号はその元素の含有量を示す。）

次いで、これらの鋼の鋼塊を 1 2 50 °Cに加熱してから 1 0 00 °C以上で仕上げる熱間鍛造を行い、直径 6 O mmの丸棒を作製した。熱間鍛造後は空冷して非調質鋼材の製造プロセスを模擬した。なお、鋼 E 3、鋼 E 4、鋼 E 8、鋼 F 4、鋼 F 5、鋼 G 5、鋼 G 6、鋼 G 1 2及び鋼 H 4〜H 6は熱間加工後の空冷を行った後、鋼の化学組成に応じて 8 50 〜 1 0 00 °Cに加熱して焼ならし又は焼入れを行い、鋼 H 5を除いて、その後更に焼戻しも行った。

こうして得られた丸棒の RZ 2部位置から、熱間鍛造方向に平行に JI S Z 2201に規定の 1 4 A号引張試験片（平行部の直径： 8 mm) と JIS Z 2202に規定の 3号シャルビ一衝撃試験片（ 2 mmUノッチシャルピー試験片）を採取し、室温での引張特性と靱性（吸収エネルギー： UE RT

) 及び一 5 0 °Cでの靱性（吸収エネルギー： uE -₅。）を調査した。

直径 6 O mmの丸棒から 2 O mm長さの硬さ試験片を切り出し、断面にて 2部位置の H v硬さ測定も行い、実施例 1 の場合と同じく 6ケ所測定した平均の値を Η V硬さとした。

更に、丸棒の RZ2部位置を中心にして、熱間鍛造方向に平行に採取した試験片の L断面を鏡面研磨し、倍率が 40 0倍の光学顕微鏡で 6 0 視野観察して、介在物の調査も行った。この後更に、鏡面研磨した被検面をナイタルで腐食して倍率が 4 0 0倍の光学顕微鏡で観察して 2 部位置の組織観察を行い、フェライトの割合（面積率）測定と組織の判定を行った。

直径 60 mmの丸棒について、前記実施例 1 と同じ条件でドリル穿孔試験及び旋削試験による被削性の調査も行った。

なお、鋼 G 1 0及び鋼 G 1 1 は熱間鍛造で割れを生じたので、これらの鋼に対しては上記の RZ2部位置の組織観察を行い、フェライトの割合（面積率）測定と組織の判定だけを行った。

表 1 3〜 1 6に、上記の各種試験結果を示す。この表 1 3〜 1 6における記号は既に述べたように、熱処理欄の記号は「N」が焼ならし、「 T」が焼戻し、「Q」が焼入れ、「一」が非調質処理を指し、組織欄の記号は「 F」がフライト、「 P」がパーライト、「 B」がべイナイト、「M」がマルテンサイト、「」が組織におけるフェライトの面積割合を指す。熱処理欄における括弧内の数値は焼戻し温度（°C) である。なお、鋼 G 1 0及び鋼 G 1 1 の各々の組織は、相が「B + M」と「F + M」であり、フェライト割合（α) が 0 %と 2 1 %であった。したがつて、前記条件で直径 6 0 mmの丸棒を作製した際の f η 2の値は、鋼 G 1 0の場合が 3. 2、鋼 G 1 1 の場合が 4. 9であった。

13

試組織弓張特性靭性ドリル験鋼熱処理 fn2 fn4 H v 寿命旋削相 TS YS YS/TS 絞りじ E RT し- E 50 硬さ (穿孔摩本 ¾里口

(%) (MPa) (MPa) (%) (J) (J) 個数）

46 E1 一 F+P 72 5.9 0. 0 602 467 0.78 68 125 60 188 909 25

47 E2 一 F+P 60 5.6 0. 0 733 448 0.61 24 106 51 230 531 93

48 E3 NT (600) F+P+B 28 4.1 9. 1 908 521 0.57 26 102 58 287 258 157

49 E4 NTC600) F+P+B 24 4.1 5. 5 791 436 0.55 26 117 45 249 415 140

4^

^ 50 E5 ― F+P 78 5.3 0. 0 751 555 0.74 41 125 52 236 201 20

51 E6 F+P 55 5.4 0. 0 787 498 0.63 20 92 46 248 364 103

52 E7 F+P 72 5.5 0. 0 770 425 0.55 28 116 51 243 758 114

53 E8 QTC650) F+M+B 22 3.7 0. 0 812 504 0.62 23 119 54 256 161 133

54 E9 F+P 63 5.9 0. 0 810 476 0.59 28 109 55 256 363 134

55 E10 F+P 64 5.4 0. 0 764 561 0.73 57 103 53 241 251 15

56 F1 F+P 28 4.4 5. 4 652 458 0.70 68 62 24 204 749 43

57 F2 F+P 61 5.2 16. 0 944 495 0.52 28 89 30 299 683 158

58 F3 F+P 20 3.8 16. 1 711 424 0.60 35 60 24 233 216 129 熱処理欄の「-」は非調質、「N」は焼ならし、「T」は焼戻し、「Q」は焼入れ、括弧内の数値は焼戻し温度（°C)を示す。組織欄の「F」はフェラ仆、「PJは Λ°-ラ仆、「Β」はイナ仆、「Μ」はマルテンサ仆、 a J はフェラ仆の面積割合を示す。引張特性欄の「TS」は引張強度、「YS」は降伏強度を示す。

14

組織弓 ¾ 特性靭性ドリル

,験鋼熱処理 fn2 fn4 Hv 寿命旋削相 TS YS YS/TS 絞り U E RT U E - 50 硬さ (穿孔摩耗量

(%) (MPa) (MPa) (%) (J) (J) 個数） { mj

59 F4 NT(600) F+B+M 15 3.6 3.5 828 529 0.64 27 77 33 233 478 78

60 F5 QT(650) F+M 25 4.0 0.4 878 642 0.73 46 80 29 233 278 96

61 F6 ― F+P 27 4.5 】7.8 901 494 0.55 30 41 23 285 1065 68

62 F7 ― F+P 30 4.4 10.4 654 469 0.72 58 48 24 205 548 26 cn 63 F8 F+P 56 5.5 7.5 757 458 0.61 26 94 42 238 369 123

64 F9 F+P 29 4.1 19.7 701 427 0.61 37 61 30 220 427 95

65 F10 F+P 26 4.3 19.6 957 530 0.55 27 43 33 303 249 188

66 F11 F+P 18 3.6 9.6 1004 628 0.63 17 45 23 325 155 112

67 F12 F+P 19 3.7 9.8 776 508 0.65 43 47 24 245 208 80

68 F13 F+P 33 4.5 10.3 869 561 0.65 24 43 21 275 209 111

69 F14 F+P 12 3.6 6.5 916 598 0.65 30 48 18 306 512 7

70 F15 F+P 20 3.7 8.5 777 505 0.65 43 54 24 245 218 80 熱処理欄の「-」は非調質、「N」は焼ならし、「T」は焼戻し、「Q」は焼入れ、括弧内の数値は焼戻し温度（°C)を示す _c 組織欄の「F」はフェラ仆、「P」はハ。-ラ仆、「B」はイナ仆、「M」はマルテンサ仆、 faj はフ Xラ仆の面積割合を示す。

引張特性欄の「TS」は引張強度、「YS」は降伏強度を示す。

15

日 m a

■vf 1土 W Ί土 i ) し

¾h Λπ Tffl

m I Πώ 1114 丄 1 V 7^f 叩 Wc Hリ

γς vc / u>り

や日 (X I I I / i ¾¾ リヒ - 50 牙 iL 摩耗 IS 口 ( /\ (οΛ

/ ) ηι α) ^ΠΓίΙノ /oJ ( π リノ 1E1女乂ノ U ΓΠノ

71 + Ρ 0.9 01

r 1 D Γナ Γ 1 ύ. 7 U. DO Όύ 乙 1 A 11 o

υ r

Ιύ Gl 6. I υ. 44» ο4 λοθ U. ί I 51 l / r o

00 loo 1 lo 1 lb

73 G2 F+P 5 2.8 8.9 1017 598 0.59 17 64 29 323 15 258

74 G3 F+P 40 5.3 0.0 795 500 0.63 24 99 35 251 55 279

75 G4 F+P 50 4.8 0.0 925 616 0.67 20 50 29 293 18 266

76 G5 NT (550) Μ+Β 0 2.8 0.0 906 648 0.72 26 10 3 287 12 134

77 G6 QT(600) Μ 0 2.6 16.8 971 609 0.63 31 10 3 308 2 282

78 G7 F+P 10 3.2 14.6 953 624 0.66 27 24 2 302 0 46

79 G8 Β+Μ 0 0.8 0.0 950 656 0.69 24 36 17 301 0 292

80 G9 Β+Μ 0 1.9 4.5 1108 789 0.71 12 12 3 355 0 345

81 G12 QT(600) F+B+M 5 1.8 0.0 782 474 0.61 16 26 12 247 25 244 熱処理欄の「-」は非調質、「N」は焼ならし、「T」は焼戻し、「Q」は焼入れ、括弧内の数値は焼戻し温度（°C)を示す。組織欄の「F」はフェラ仆、「P」は -ラ仆、「B」はイナ仆、「M」はマルテンサ仆、「α」はフラ仆の面積割合を示す。

引張特性欄の「TS」は引張強度、「YS」は降伏強度を示す。

1 6

熱処理欄の「-」は非調質、「N」は焼ならし、「T」は焼戻し、「Q」は焼入れ、括弧内の数値は焼戻し温度（°C)を示す。組織欄の「F」はフェラ仆、「P」は Λ° -ラ仆、「Β」はイナ仆、「Μ」はマルテンサ仆、 \ \ はフ Iラ仆の面積割合を示す。

引張特性欄の「TS」は引張強度、「YS」は降伏強度を示す。

表 1 3〜 1 6に示したように、各元素の含有量の値が本発明で規定する範囲内にあり、しかも f n l の値、 f n 2の値及び組織に占めるフエライトの割合も本発明の規定を満足する試験番号 4 6〜 70の場合、 H V硬さが 1 88〜 3 2 5の高硬度であるにも拘わらず、ドリル寿命に優れ、「切り屑処理性」も良好であった。上記の各試験番号の場合には、旋削摩耗量も 2 0 0 m未満と旋削での被削性も優れていた。上記の各試験番号の場合、その供試鋼の f n 3の値は 54〜 9 9でいずれも 1 0 0以下を満たしているので、 υ·Ε _RTが 4 0 J以上という良好な靱性を有していることも明らかである。更に、試験番号 4 6〜 6 8及び試験番号 7 0における供試鋼の： f η 5の値はいずれも 1 0 0以下であるので、 2 0 J以上の υΕ - 50が得られており、低温での靱性にも優れていることが明らかである。

なお、前記の試験番号 4 6〜 7 0のなかでも f n 4の値が 5. 0以上という介在物に関する規定を満たす試験番号 48、 4 9、 5 6〜 5 8及び 6 1〜 7 0の場合には、熱間鍛造後は勿論のこと、浸炭焼入れ又は高周波焼入れによる表面硬化処理後の磁粉探傷試験においても異常な磁気模様、つまり、供試材の表面または表面直下に存在する割れなどにより生じる磁粉の模様は観察されなかった。これに対して、 f n 4の値が 5 . 0未満の場合のうちで、試験番号 54及び 6 0の場合、熱間鍛造後には疵は無かったものの、表面硬化処理により異常な磁気模様が生じる場合があった。

一方、試験番号 7 1、 84の場合は、供試鋼である鋼 F 1 6と鋼 H 1 の各元素の含有量の値は本発明で規定する範囲内にあり、 f n l の値も本発明で規定する条件を満たすものの（表 1 0、表 1 2参照）、 f n 2 の値が本発明で規定する条件から外れるため「切り屑処理性」は劣るものであった。

試験番号 72〜 83、 8 5〜 9 1 の場合は、供試鋼における各元素のいずれかの含有量、 f n 1 の値、 f n 2の値、組織に占めるフェライトの割合の少なくとも 1 つが本発明の条件から外れるため、 H V硬さで 1 3 8と硬さが低かつたり、ドリル穿孔数が 1 5 0未満とドリル寿命が短かったり、「切り屑処理性」や旋削摩耗性に劣っていた。

試験番号 9 2の場合は、従来型の S快削鋼に相当する鋼 J 1 を供試鋼とするため、 S i の含有量が本発明で規定する範囲から外れ、更に、 f n 1 の値も本発明で規定する条件から外れるのでドリル穿孔数が 9 4 とドリル寿命が短かった。更に、その旋削摩耗量は 2 0 0 〃 mを超えるものであった。

なお、鋼 G 1 0及び鋼 G 1 1 が熱間鍛造で割れを生じたため、組織観察によるフ Xライトの割合測定と組織の判定だけを行い、他の試験は実施しなかったことは既に述べたとおりである。

(実施例 4 )

0 . 1 5 % C - 1 . 0 % S i - 0 . 0 2 5 % S - 0 . 5 % C r - 0 . 0 1 % A 1 - 0 . 0 0 5 % N - 0 . 0 2 % Pを基本の化学組成とし、 M n含有量を変化させた各種の鋼を 1 5 0 k gの真空溶解炉を用いて溶製した。

次いで、これらの鋼の鋼塊を 1 2 5 0 °Cに加熱してから 1 0 0 0 °C以上で仕上げる熱間鍛造を行い、直径 6 0 m mの丸棒を作製した。なお、熱間鍛造後は空冷して非調質鋼材の製造プロセスを模擬した。

こうして得られた直径 6 0 m mの丸棒を前記実施例 1 と同じ穿孔条件で、その直径方向に深さ 5 0 m mの穴をあけるドリル穿孔試験を行った図 3に、ドリル寿命としての穿孔個数に及ぼす M n含有量の影響を整理して示す。

図 3から、 M n含有量が低いほどドリル穿孔個数が多く被削性が良好なことが明らかである。 (実施例 5 )

0. 4 3 % C - 1. 0 % S i - 0. 0 5 % S— 0. 5 %C r — 0. 0 1 % A 1 - 0. 0 0 5 %N - 0. 0 2 % Pを基本の化学組成とし、 M n 含有量を変化させた各種の鋼を 1 5 0 k gの真空溶解炉を用いて溶製した。

こうして得られた直径 6 0 mmの丸棒について、前記実施例 3 と同様に RZ 2部位置を中心にして、熱間鍛造方向に平行に採取した試験片の L断面を鏡面研磨し、倍率が 4 0 0倍の光学顕微鏡で 6 0視野観察して介在物を調査した。

図 4に f n 4、つまり介在物の微細化に及ぼす M n含有量の影響を整理して示す。

図 4から、 M n含有量が低いほど ί n 4の値が大きくなることが明らかである。

(実施例 6 )

0. 4 3 % C - 0. 6 %M n - 0. 0 4 % S - 0. 5 %C r - 0. 0 1 % A 1 - 0. 0 0 5 %N - 0. 0 2 % Pを基本の化学組成とし、 S i 含有量を変化させた各種の鋼を 5 0 k gの真空溶解炉を用いて溶製した次いで、これらの鋼の鋼塊を 1 2 5 0 °Cに加熱してから 1 0 0 0 °C以上で仕上げる熱間鍛造を行い、直径 6 0 mmの丸棒を作製した。なお、熱間鍛造後は空冷して非調質鋼材の製造プロセスを模擬した。

こうして得られた直径 6 0 mmの丸棒を前記実施例 1 と同じ穿孔条件で、その直径方向に深さ 5 0 m mの穴をあけるドリル穿孔試験を行った。更に、前記実施例 1 と同じ条件で旋削試験も行った。、図 5及び図 6に、それぞれドリル寿命としての穿孔個数及び旋削摩耗量に及ぼす S i 含有量の影響を整理して示す。

図 5、図 6から、 0. 4 3 %C— 0. 6 %M n - 0. 0 4 % S - 0. 5 % C r - 0. 0 1 % A 1 - 0. 0 0 5 %N - 0. 0 2 % Pを基本の化学組成とする場合に、 S i 含有量が 0. 5 0 %以上になるとドリル穿孔個数は 1 5 0を超え、旋削摩耗量も 2 0 0 以下となるが、 S i の含有量が 2. 5 %を超えるとこれらの特性は急速に劣化してしまうことが明らかである。産業上の利用可能性

本発明の機械構造用鋼材は被削性と硬さに優れているので、機械構造部品の素材として利用することができる。この機械構造用鋼材を素材とし、切削加工の工程を経ることで各種の機械構造部品を比較的容易に製造することができる。

Claims

請求の範囲

1 . 質量％で、 C ： 0 0 5〜 0. 5 5 %、 S i : 0. 5 0〜 2. 5 %、 M n ： 0. 0 1 〜 2 0 0 %、 P ： 0. 0 3 5 %以下、 S : 0. 0 0 5〜 0. 2 %、 C u : 0〜 l . 5 %、 N i : 0〜 2. 0 %、 C r : 0 〜 2. 0 %、 M o : 0〜 l . 5 %、 V : 0〜 0. 5 0 %、 N b : 0〜 0 . 1 %、 T i : 0〜 0. 0 4 %未満、 B : 0〜 0. 0 1 %、 A 1 : 0. 0 4 %以下、 N : 0. 0 1 5 %以下、 B i : 0〜 0. 1 0 %、 C a : 0 〜 0. 0 5 %、 P b : 0〜 0. 1 2 %、 T e : 0〜 0. 0 5 %、 N d : 0〜 0. 0 5 %、 S e ： 0〜 0. 5 %を含有し、下記（ 1 ) 式で表される f n 1 の値が 0以上、下記（ 2 ) 式で表される f n 2の値が 3. 0以上を満たし、残部が F e及び不純物からなる化学組成を有し、面積割合で組織に占めるフェライト相の割合が 1 0〜 8 0 %、 H v硬さが 1 6 0 〜 3 5 0である機械構造用鋼材。

f n l = - 2 3 C + S i ( 5 - 2 S i ) — 4 M n + 1 0 4 S— 3 C r — 9 V + 1 0 · . · ( 1 )

f n 2 = 3. 2 C + 0. 8 M n + 5. 2 S + 0. 5 C r — 1 2 0 N + 2. 6 P b + 4. I B i — 0. 0 0 1 a ² + 0. 1 3 · · · (2 ) ここで、各式における元素記号はその元素の質量％での含有量を示し、 αは組織におけるフェライト相の％での面積割合を示す。

2. S含有量が 0. 0 0 5〜 0. 0 8 0 %、下記（ 3 ) 式で表される f n 3の値が 1 0 0以下である請求の範囲 1 に記載の機械構造用鋼材。 f n 3 = 1 0 0 C + l l S i + 1 8 M n + 3 2 C r + 4 5 M o + 6 V • · · (3 )

ここで、上記（ 3 ) 式における元素記号はその元素の質量％での含有量を示す。

3. 鋼材の加工長手方向縦断面における介在物に関して、を最大直径が 0. 5〜 3 mの介在物の個数、 n ₂ を最大直径が 3 mを超える介在物の個数として、下記（ 4 ) 式で表される f n 4の値が 5. 0以上である請求の範囲 2に記載の機械構造用鋼材。

f η 4 = η ι/ η 2 · · · (4)

4. 下記（5 ) 式で表される f n 5の値が 1 0 0以下である請求の範囲 2と 3のいずれかに記載の機械構造用鋼材。

f n 5 = 87 C + 7 S i + 1 0 M n + 4 l C r + 1 5 M o + 5 0 V • . . (5)

ここで、上記（ 5) 式における元素記号はその元素の質量％での含有量を示す。

5. Mn含有量が 0. 1 5〜 2. 0 0 %、 S含有量が 0. 08 0 %を超えて 0. 2 %以下で、上記（ 1 ) 式で表される f n 1の値が 7. 5以上である請求の範囲 1 に記載の機械構造用鋼材。

6. 請求の範囲 1〜 5のいずれかに記載の機械構造用鋼材を素材とする機械構造部品。