(57)【特許請求の範囲】
【請求項１】
冷間鍛造用金型に使用される金型用快削鋼において、Ｃ：１．４０乃至１．６０質量％、Ｓｉ：０．４０質量％以下、Ｍｎ：０．６０質量％以下、Ｐ：０．０１５乃至０．０３０質量％、Ｓ：０．００１乃至０．０４５質量％、Ｃｒ：１１．０乃至１３．００質量％、Ｍｏ：０．８０乃至１．２０質量％、Ｖ：０．２０乃至０．５０質量％、Ａｌ：０．００６乃至０．２５６質量％、Ｎ：０．００１６乃至０．０２５８質量％、Ｏ：０．０００８乃至０．００７０質量％、及びＣａ：０．０００２乃至０．００１７質量％を含有し、残部がＦｅ及び不可避的不純物よりなり、Ａｌ＋Ｎ＝０．０１９９乃至０．２６８６質量％、Ａｌ＋Ｎ＋Ｃａ＝０．０２０１乃至０．２６８８質量％、又はＡｌ＋Ｎ＋Ｃａ＋Ｏ＝０．０２７乃至０．２７０質量％のいずれかを満足することを特徴とする金型用快削鋼。
【請求項２】
熱間加工用金型に使用される金型用快削鋼において、Ｃ：０．３２乃至０．４２質量％、Ｓｉ：０．８０乃至１．２０質量％、Ｍｎ：０．５０質量％以下、Ｐ：０．０３０質量％以下、Ｓ：０．００９乃至０．０１２質量％、Ｃｒ：４．５０乃至５．５０質量％、Ｍｏ：１．００乃至１．５０質量％、Ｖ：０．７５乃至１．２０質量％、Ａｌ：０．０９３乃至０．１９０質量％、Ｎ：０．００１６乃至０．００１８質量％、Ｏ：０．００６０乃至０．００８２質量％、及びＣａ：０．０００３乃至０．０００４質量％を含有し、残部がＦｅ及び不可避的不純物よりなり、Ａｌ＋Ｎ＝０．０９４８乃至０．１９１６質量％、Ａｌ＋Ｎ＋Ｃａ＝０．０９５１乃至０．１９２質量％、又はＡｌ＋Ｎ＋Ｃａ＋Ｏ＝０．１０１３乃至０．１９８質量％のいずれかを満足することを特徴とする金型用快削鋼。
【請求項３】
Ａｌ／Ｎ＝０．４３乃至４７．７８又はＡｌ／Ｏ＝０．９０乃至６８．９７を満足することを特徴とする請求項１に記載の金型用快削鋼。
【請求項４】
Ａｌ／Ｎ＝５１．６７乃至１１８．７５又はＡｌ／Ｏ＝１５．００乃至３１．６７を満足することを特徴とする請求項２に記載の金型用快削鋼。
【発明の詳細な説明】
【０００１】
【発明の属する技術分野】
本発明は、５３乃至６２ＨＲＣ又は３８乃至５３ＨＲＣを示す高硬度の冷間鍛造用金型鋼及び熱間加工用金型鋼に関し、特に、従来の放電加工に代わり、高硬度であるにも拘わらず切削加工による加工を可能とした金型用快削鋼に関する。
【０００２】
【従来の技術】
従来、金型の製作に際して、高硬度な金型鋼を素材として使用した場合には、放電加工が採用される。しかし、放電加工用の電極の作製には長時間必要であると共に、放電加工自体に長時間が必要である。また、放電加工時に噴煙が発生して、工場の環境を悪化させるという難点もある。更に、放電加工後には、仕上げ用の研磨作業が必要である。このため、高硬度の金型鋼を使用して金型を製作しようとすると、多大な加工費を投入する必要がある。
【０００３】
そこで、金型の製作に際し、放電加工ではなく、切削加工を採用したいという要望が強い。
【０００４】
【発明が解決しようとする課題】
しかし、素材が高硬度鋼であるために、切削加工では、切削時に発生する熱により切削温度が高くなってしまう。このため、Ｃａ及びＳの添加により硫化物系及び酸化物系の介在物を生成しても、これらの介在物は低切削速度域で快削性を示す介在物として作用するものの、高切削速度域のように、切削温度が高くなると、最適な快削性を示す介在物がないという問題点がある。このため、従来の金型鋼では、切削加工により金型を製造することが実用上困難であるという難点がある。
【０００５】
本発明はかかる問題点に鑑みてなされたものであって、高切削速度時においても工具寿命を延長させることができ、高硬度であるにも拘わらず、切削加工が可能であり、金型製造コストを著しく低減することができる高硬度金型用快削鋼を提供することを目的とする。
【０００６】
【課題を解決するための手段】
本願第１発明に係る金型用快削鋼は、冷間鍛造用金型に使用される金型用快削鋼において、Ｃ：１．４０乃至１．６０質量％、Ｓｉ：０．４０質量％以下、Ｍｎ：０．６０質量％以下、Ｐ：０．０１５乃至０．０３０質量％、Ｓ：０．００１乃至０．０４５質量％、Ｃｒ：１１．０乃至１３．００質量％、Ｍｏ：０．８０乃至１．２０質量％、Ｖ：０．２０乃至０．５０質量％、Ａｌ：０．００６乃至０．２５６質量％、Ｎ：０．００１６乃至０．０２５８質量％、Ｏ：０．０００８乃至０．００７０質量％、及びＣａ：０．０００２乃至０．００１７質量％を含有し、残部がＦｅ及び不可避的不純物よりなり、Ａｌ＋Ｎ＝０．０１９９乃至０．２６８６質量％、Ａｌ＋Ｎ＋Ｃａ＝０．０２０１乃至０．２６８８質量％、又はＡｌ＋Ｎ＋Ｃａ＋Ｏ＝０．０２７乃至０．２７０質量％のいずれかを満足することを特徴とする。
【０００７】
なお、Ａｌ＋Ｎとは、Ａｌの含有量とＮの含有量との総和を意味し、同様にＡｌ＋Ｎ＋Ｃａとは、Ａｌの含有量とＮの含有量とＣａの含有量との総和を意味し、Ａｌ＋Ｎ＋Ｃａ＋Ｏとは、Ａｌの含有量とＮの含有量とＣａの含有量とＯの含有量との総和を意味する。以下、同様である。
【０００８】
また、Ａｌ／Ｎ＝０．４３乃至４７．７８又はＡｌ／Ｏ＝０．９０乃至６８．９７を満足することが好ましい。なお、このＡｌ／ＮはＡｌの含有量とＮの含有量との比を意味し、Ａｌ／ＯとはＡｌの含有量とＯの含有量との比を意味する。以下、同様である。
【０００９】
本願第２発明に係る金型用快削鋼は、熱間加工用金型に使用される金型用快削鋼において、Ｃ：０．３２乃至０．４２質量％、Ｓｉ：０．８０乃至１．２０質量％、Ｍｎ：０．５０質量％以下、Ｐ：０．０３０質量％以下、Ｓ：０．００９乃至０．０１２質量％、Ｃｒ：４．５０乃至５．５０質量％、Ｍｏ：１．００乃至１．５０質量％、Ｖ：０．７５乃至１．２０質量％、Ａｌ：０．０９３乃至０．１９０質量％、Ｎ：０．００１６乃至０．００１８質量％、Ｏ：０．００６０乃至０．００８２質量％、及びＣａ：０．０００３乃至０．０００４質量％を含有し、残部がＦｅ及び不可避的不純物よりなり、Ａｌ＋Ｎ＝０．０９４８乃至０．１９１６質量％、Ａｌ＋Ｎ＋Ｃａ＝０．０９５１乃至０．１９２質量％、又はＡｌ＋Ｎ＋Ｃａ＋Ｏ＝０．１０１３乃至０．１９８質量％のいずれかを満足することを特徴とする。
【００１１】
また、Ａｌ／Ｎ＝５１．６７乃至１１８．７５又はＡｌ／Ｏ＝１５．００乃至３１．６７を満足することが好ましい。
【００１２】
本発明の金型用快削鋼においては、切削時に発生する熱により加熱されて鋼中の固溶Ａｌ及びＡｌＮがＡｌ２Ｏ３を含む複合酸化物を生成する。この複合酸化物は、切削工具上に堆積して、潤滑機能を示すため、工具寿命が延長し、快削性を示す。
【００１３】
一般に、Ａｌは、製鋼時の脱酸元素である。このＡｌを大量に添加した場合には、Ａｌが鋼中でＡｌ２Ｏ３及びＡｌＮを生成して、切削時に工具摩耗を促進させてしまう。本発明は、従来の実用的な金型鋼で採用されてきたＡｌ量以上のＡｌを含有するために、製鋼時にＡｌによる脱酸作用が大きく作用し、介在物の生成が従来金型鋼の約１／１０以下となる。このため、Ａｌ２Ｏ３の介在物は減少し、添加したＡｌの大部分は固溶状態となり、少量のＡｌ２Ｏ３又はＡｌＮが存在する。この固溶Ａｌ又はＡｌＮは、切削時に発生する加工熱により酸化して、工具上に堆積し、潤滑挙動を示す。なお、この現象が生じるには、Ａｌ又はＡｌＮを酸化させる切削温度が得られる切削速度と、切削時に生成したＡｌ２Ｏ２系複合酸化物と親和性を持つ工具材を選択する。
【００１４】
本発明においては、Ａｌの含有量を従来金型鋼の数倍以上にすることにより、快削性が向上し、高硬度鋼の高速切削時に工具寿命を延長させることができる。
【００１５】
【発明の実施の形態】
以下、本発明について更に詳細に説明する。本発明の金型用快削鋼の成分添加理由及び組成限定理由について説明する。なお、金型用快削鋼は、硬さ５３乃至６２ＨＲＣの冷間鍛造用金型鋼と、硬さ３８乃至５３ＨＲＣの熱間鍛造用又はダイカスト用等の熱間加工用金型鋼とに分類される。本発明の金型用快削鋼においても、これらの用途に使用される２種類の鋼種について、夫々適正な組成範囲がある。
【００１６】
Ｃ：１．４０乃至１．６０質量％（冷間鍛造用金型鋼）
Ｃ：０．３２乃至０．４２質量％（熱間加工用金型鋼）
Ｃは、鋼の硬さを増加させて、金型用快削鋼の耐摩耗性を向上するために、含有させる元素である。Ｃが少ないと、耐摩耗性としての効果が得られない。逆に、Ｃが多すぎると、粗大な炭化物が生成して、金型用快削鋼としての機械的性質が劣化する。このため、冷間鍛造用金型鋼の場合は１．４０乃至１．６０質量％、熱間加工用金型鋼の場合には、０．３２乃至０．４２質量％とする。
【００１７】
Ｓｉ：０．４０質量％以下（冷間鍛造用金型鋼）
Ｓｉ：０．８０乃至１．２０質量％（熱間加工用金型鋼）
Ｓｉは製鋼時に脱酸作用を有する元素であり、また固溶強化によって、金型用快削鋼の機械的性質の高強度化に寄与する元素である。冷間鍛造用金型鋼として、この効果を発揮させるには、比較的少量の添加でよく、逆に過剰に含有させると、被削性に悪影響を与えるために、Ｓｉ含有量の上限値を０．４０質量％とする。一方、熱間加工用金型鋼においては、上記効果を得るためには、０．８０質量％以上添加する必要があり、また被削性の劣化を防止するために、上限値を１．２０質量％とする。よって、熱間加工用金型鋼の場合は、０．８０乃至１．２０質量％とする。
【００１８】
Ｍｎ：０．６０質量％以下（冷間鍛造用金型鋼）
Ｍｎ：０．５０質量％以下（熱間加工用金型鋼）
Ｍｎは、Ｓｉと同様に脱酸剤として添加するものであり、金型用快削鋼の焼入れ性を高めて機械的強度を増加させる。更に、Ｍｎは硫化物系介在物を生成して、切削工具の摩耗低減に寄与する。しかし、Ｍｎを過剰に含有させると、素地の硬さが増大して被削性を劣化させ、強度と焼入れ性に悪影響を与える。このため、冷間鍛造用金型鋼ではＭｎを０．６０質量％以下、熱間加工用金型鋼ではＭｎを０．５０質量％以下とする。
【００１９】
Ｐ：０．００１５乃至０．０３０質量％（冷間鍛造用金型鋼）
Ｐ：０．０３０質量％以下（熱間加工用金型鋼）
Ｐは、素地の硬さを増大させ、更に粒界偏折を起こして靭性を低下させ、これにより耐衝撃特性を劣化させる。一方、Ｐは粒界偏折により脆性現象を発生させるため、被削性に効果がある元素である。このため、冷間鍛造用金型鋼及び熱間加工用金型鋼として、Ｐを０．０３０質量％以下の範囲で添加する。
【００２０】
Ｓ：０．００１乃至０．０４５質量％（冷間鍛造用金型鋼）
Ｓ：０．００９乃至０．０１２質量％（熱間加工用金型鋼）
Ｓは、硫化物系介在物を生成して、被削性を向上させる有効な元素である。しかし、Ｓの含有量が過剰になると、硫化物系介在物を起点として割れが発生し、、靭性の低下等の機械的性質の劣化が生じる。また、硫化物系介在物が伸延して鍛造時の異方性を発生させる。そのために、Ｓの含有量としては、冷間鍛造用金型鋼では０．００１乃至０．０４５質量％、熱間加工用金型鋼では０．００９乃至０．０１２質量％とする。
【００２１】
Ｃｒ：１１．０乃至１３．０質量％（冷間鍛造用金型鋼）
Ｃｒ：４．５０乃至５．５０質量％（熱間加工用金型鋼）
Ｃｒは、焼入れ性を向上させ、焼戻し時における軟化抵抗を付与する元素である。このような作用を奏して高強度鋼を得るために、冷間鍛造用金型鋼ではＣｒを１１．０質量％以上添加することが必要であり、熱間加工用金型鋼ではＣｒを４．５０質量％以上含有することが必要である。しかし、Ｃｒを多量に含有すると、脆化するために、冷間鍛造用金型鋼では１３．００質量％を上限値とし、熱間加工用金型鋼では５．５０質量％を上限値とする。
【００２２】
Ｍｏ：０．８０乃至１．２０質量％（冷間鍛造用金型鋼）
Ｍｏ：１．００乃至１．５０質量％（熱間加工用金型鋼）
Ｍｏは、焼戻し時に軟化抵抗を付与するものであり、焼入れ性を向上させる元素である。それには、冷間鍛造用金型鋼では０．８０質量％以上含有することが必要であり、熱間加工用金型鋼では１．００質量％以上含有することが必要である。冷間鍛造用金型鋼の場合は、１．２０質量％を超えてＭｏを添加しても効果が飽和し、熱間加工用金型鋼の場合は、１．５０質量％を超えてＭｏを添加しても効果が飽和し、鋼材費が増加するだけであるため、夫々１．２０質量％及び１．５０質量％を上限値とする。
【００２３】
Ｖ：０．２０乃至０．５０質量％（冷間鍛造用金型鋼）
Ｖ：０．７５乃至１．２０質量％（熱間加工用金型鋼）
Ｖは、鋼中で窒化物、炭化物及び炭窒化物等を生成する。これらの窒化物、炭化物及び炭窒化物は、オーステナイト粒の成長を抑制する作用を有するために、鍛造と熱処理時に変態点以上に加熱した場合のオーステナイト粒径の増大を防止する元素としてＶが添加される。このためには、冷間鍛造用金型鋼では０．２０質量％以上、熱間加工用金型鋼では０．７５質量％以上、Ｖを含有することが必要である。一方、冷間鍛造用金型鋼では０．５０質量％を、熱間加工用金型鋼では１．２０質量％を超えると、Ｖの添加効果が飽和し、また鋼材費が増加するために、夫々０．５０質量％及び１．２０質量％を上限値とする。
【００２４】
Ａｌ：０．００６乃至０．２５６質量％（冷間鍛造用金型鋼）
Ａｌ：０．０９３乃至０．１９０質量％（熱間加工用金型鋼）
Ａｌは、本発明における金型用快削鋼において、快削性を具備するために必要な添加元素である。本発明では、従来の金型鋼のＡｌ含有量を超えた量のＡｌを含有するために、製鋼時でのＡｌの脱酸作用が大きく働き、介在物の生成が従来鋼の約１／１０以下となる。このため、製鋼時に鋼内に生成するＡｌ２Ｏ３の介在物は減少し、添加したＡｌは、大部分が固溶状態となり、その残部の少量がＡｌ２Ｏ３又はＡｌＮとして存在する。その固溶Ａｌ及びサブミクロン以下のＡｌＮが、切削時に発生する熱により酸化して、工具面上に堆積し、潤滑挙動を示す。即ち、切削工具がｃＢＮ（cubic窒化ボロン）で形成されたものである場合に、この切削工具は通常バインダとしてＡｌ２Ｏ３及びＴｉＮを含有しており、このＴｉＮが切削時の熱によりＴｉＯ２に変化し、このＴｉＯ２とＡｌ２Ｏ３とが切削時の熱により生成した被削材内のＡｌ２Ｏ３と親和性を示す。これにより、工具面上に複合酸化物が選択的に付着し、潤滑作用を示す。このためには、冷間鍛造用金型鋼ではＡｌを０．００６質量％以上、熱間加工用金型鋼ではＡｌを０．０９３質量％以上含有することが必要である。また、この現象が生じるには、Ａｌ又はＡｌＮを酸化させる温度まで昇温する切削条件、特に切削速度を考慮することが必要である。また、切削時に生成したＡｌ２Ｏ３系複合酸化物と親和性を持つ工具材（ｃＢＮ等）を使用することが好ましい。
【００２５】
一方、Ａｌを冷間鍛造用金型鋼では０．２５６質量％を超えて含有し、熱間加工用金型鋼では０．１９０質量％を超えて含有した場合には、切削時に生成したＡｌ２Ｏ３系複合酸化物が、切削工具の摩耗を促進させる。即ち、Ａｌ２Ｏ３が多くなると、バインダ内のＡｌ２Ｏ３とＴｉＯ２との相互作用が消失する状態となり、バインダが工具内に留まることが不可能となり、摩耗が進行する。
【００２６】
Ｎ：０．００１６乃至０．０２５８質量％（冷間鍛造用金型鋼）
Ｎ：０．００１６乃至０．００１８質量％（熱間加工用金型鋼）
Ｎは、Ａｌと微細なＡｌＮを生成して、組織の微細化と機械的強度の向上に寄与する。また、ＡｌＮは切削時の熱によりＡｌ２Ｏ３に変化し、工具上で潤滑挙動を示す複合酸化物を生成し、工具摩耗の進行を抑制する。このような作用を得るためには、冷間鍛造用金型鋼及び熱間加工用金型鋼の双方とも、Ｎを０．００１６質量％以上含有させる必要があるが、Ｎが過剰になると、粗大なＡｌＮによる擦過が生じ、また多量のＡｌ２Ｏ３を切削時に生成して、工具内のバインダを溶解して工具摩耗を進行させる。また、固溶Ｎは鋼を硬化させ、特に、切削時においては動的ひずみ時効によって刃先近傍で硬化し、工具寿命の低下をもたらす。このため、冷間鍛造用金型鋼ではＮを０．０２５８質量％以下、熱間加工用金型鋼では０．００１８質量％以下とする必要がある。
【００２７】
Ａｌ／Ｎ：０．４３乃至４７．７８（冷間鍛造用金型鋼）
Ａｌ／Ｎ：５１．６７乃至１１８．７５（熱間加工用金型鋼）
ＡｌとＮとの含有量比Ａｌ／Ｎについては、この含有量比がＡｌＮの原子量比１．９３に比べて小さい場合には、Ａｌに対するＮの含有量が多いことから全ＡｌがＡｌＮとなり、更に余ったＮは固溶する。固溶Ｎは、鋼を硬化させ、特に切削時においては動的ひずみ時効によって刃先近傍で硬化し、工具寿命の低下をもたらす。このため、冷間鍛造用金型鋼では含有量比を０．４３以上、熱間加工用金型鋼では含有量比を５１．６７以上とすることが必要である。
【００２８】
また、ＡｌＮ原子量比１．９３に比べて、含有量比Ａｌ／Ｎが大きい場合には、Ｎに比してＡｌが多くなり、固溶Ａｌを生成する。固溶Ａｌは、切削時に発生する切削熱によりＡｌ２Ｏ３となり、工具上で潤滑挙動を示す複合酸化物を形成する。しかし、切削時における多量のＡｌ２Ｏ３の生成は、工具内のバインダーを溶解して、工具摩耗を促進するために、冷間鍛造用金型鋼では含有量比Ａｌ／Ｎが４７．７８以下、熱間加工用金型鋼では１１８．７５以下とすることが望ましい。
【００２９】
Ｏ：０．０００８乃至０．００７０質量％（冷間鍛造用金型鋼）
Ｏ：０．００６０乃至０．００８２質量％（熱間加工用金型鋼）
Ｏは、製鋼時に鋼中でＡｌ及びＳｉ等と結合して硬質酸化系介在物を生成するために、工具摩耗を促進させる。更に、ＯによりＣａがＣａＯとなり、切削時に潤滑機能を示すＣａＳを生成しなくなることから、冷間鍛造用金型鋼では０．００７０質量％以下、熱間加工用金型鋼では０．００８２質量％以下に制限する必要がある。また、Ｏは硫化物の晶出の核となる酸化物ＣａＯ、Ａｌ２Ｏ３などを生成させる元素であり、介在物の形状を制御することから、強度異方性の低下を防ぐために、冷間鍛造用金型鋼では０．０００８質量％以上、熱間加工用金型鋼では０．００６０質量％以上が必要である。冷間鍛造用金型鋼では０．０００８質量％より少なく、また熱間加工用金型鋼では０．００６０質量％より少ないと、高融点のＣａＳを多量に生成して、溶鋼の注湯時にノズルの閉塞を起こし、注湯性を低下させる。
【００３０】
Ａｌ／Ｏ：０．９０乃至６８．９７（冷間鍛造用金型鋼）
Ａｌ／Ｏ：１５．００乃至３１．６７（熱間加工用金型鋼）
ＡｌとＯとの含有量比Ａｌ／Ｏについは、この含有量比Ａｌ／ＯがＡｌＯの原子量比１．６９に比べて小さい場合には、Ａｌに対してＯが多すぎることから、全Ａｌが、製鋼時に鋼中で硬質介在物Ａｌ２Ｏ３になり、切削工具の摩耗を増大させる。このために、冷間鍛造用金型では含有量比０．９０以上、熱間加工用金型鋼では１５．００以上が必要である。また、Ａｌ／Ｏが原子量比１．６９に比べて大きい場合には、Ｏに対してＡｌが多くなり、固溶Ａｌが切削時の熱によりＡｌ２Ｏ３となり、工具上で潤滑挙動を示す複合酸化物が生成して工具摩耗を低減する。しかし、多量の固溶Ａｌが生じた場合には、切削時に生成したＡｌ２Ｏ３が工具内のバインダを溶解し、工具摩耗を促進するために、冷間鍛造用金型鋼では含有量比６８．９７以下、熱間加工用金型鋼では含有量比３１．６７以下が望ましい。
【００３１】
Ｃａ：０．０００２乃至０．００１７質量％（冷間鍛造用金型鋼）
Ｃａ：０．０００３乃至０．０００４質量％（熱間加工用金型鋼）
Ｃａは、ＣａＯを生成して、鋼の切削加工中に切削工具の表面にＡｌ２Ｏ３との複合酸化物を生成し、潤滑膜を形成して工具寿命を延長させるために含有させる。同様に、ＣａＳも生成し、このＣａＳが生成すると、工具上の潤滑挙動が発生し、工貝寿命を延長させることができる。冷間鍛造用金型鋼ではＣａが０．０００２質量％未満、また熱間加工用金型鋼ではＣａが０．０００３質量％未満では、この効果を示す複合酸化物系介在物又は硫化物系介在物の量が十分に得られない。また、冷間鍛造用金型鋼ではＣａが０．００１７質量％を超え、熱間加工用金型鋼ではＣａが０．０００４質量％を超えると、Ｃａは高融点のＣａＳを過剰に生成して、製鋼時の連続鋳造工程で、ノズルの閉塞を起こすなどの障害をおこす。
【００３２】
Ａｌ＋Ｎ＝０．０１９９乃至０．２６８６質量％、Ａｌ＋Ｎ＋Ｃａ＝０．０２０１乃至０．２６８８質量％、又はＡｌ＋Ｎ＋Ｃａ＋Ｏ＝０．０２７乃至０．２７０質量％のいずれかを満足する（冷間鍛造用金型鋼）
Ａｌ＋Ｎ＝０．０９４８乃至０．１９１６質量％、Ａｌ＋Ｎ＋Ｃａ＝０．０９５１乃至０．１９２質量％、又はＡｌ＋Ｎ＋Ｃａ＋Ｏ＝０．１０１３乃至０．１９８質量％のいずれかを満足する（熱間加工用金型鋼）
Ａｌ含有量はそれ単独で所定範囲に規定されるが、更に、Ａｌ含有量は、Ｎ、Ｎ＋Ｃａ又はＮ＋Ｃａ＋Ｏの含有量との兼ね合いで、上述の範囲に制限することが好ましい。Ａｌ単独の場合に比して、Ｎ、Ｃａ、Ｏが加わることにより、長期間の工具寿命が得られる範囲が狭くなる。しかし、上述の範囲にこれらの元素の総量を規制することにより、工具鋼の寿命を延長することができる。
【００３３】
なお、Ａｌは鋼材中の分析値であり、Ａｌ含有量には、固溶Ａｌ、Ａｌ２Ｏ３及びＡｌＮの全てが（Ａｌ換算値として）含まれる。
【００３４】
【実施例】
以下、本発明の実施例の鍛造用金型鋼（被削材）を作製し、その効果を試験した結果について従来鋼と比較して説明する。
【００３５】
切削加工時に発生する熱により、被削材内のＡｌ又はＡｌＮが酸化してＡｌ２Ｏ３が生成し、これが工具面上で潤滑挙動を示して工具摩耗を低減させる複合酸化物の生成を期待できる。そこで、Ａｌ量を変えて工具摩耗を比較検討するために、冷間鍛造用金型鋼及び熱間加工用金型鋼に相当する材料を作製した。この組成を下記表１（冷間鍛造用金型鋼）及び下記表２（熱間加工用金型鋼）に示す。変化させたＡｌ量は、従来の冷間鍛造用金型鋼が０．００２２質量％、従来の熱間加工用金型鋼が０．００８質量％であることから、冷間鍛造用金型鋼では、それよりも多い０．００６０乃至１．９１００質量％、熱間加工用金型鋼では０．０９３乃至０．２８６質量％の範囲とした。上記のように、Ａｌ量を広い範囲に変化させて、工具摩耗が減少するＡｌ量を求めた。
【００３６】
使用した切削工具は、下記表３に示す組成を有するｃＢＮ切削工具である。高硬度鋼を切削するために、現状で最も硬いｃＢＮ工具を使用した。バインダは、ＴｉＮとα−Ａｌ２Ｏ３である。特に、α−Ａｌ２Ｏ３に注目して、切削時での切削温度から生成するＡｌを含む複合酸化物との親和性の発生が期待できる。
【００３７】
切削条件は、ｃＢＮ工具による高硬度鋼の金型製作用フライス加工を想定して、下記表４に示すように、スローアウェイエンドミルを採用した。表４は切削条件を示す。また、ｃＢＮは、９００℃以上で、加水分解するために、無潤滑な乾式切削を行った。
【００３８】
冷間鍛造用金型鋼の場合、下記表５に示すように、切削速度が３００ｍ／分の場合に、Ａｌ材（０．００６０質量％Ａｌ）からＡ１２材（０．２５６０質量％Ａｌ）までのＡｌ量の範囲で、従来材Ａ０に比べて工具摩耗は小さい。また、切削速度が５００ｍ／分の場合には、Ａｌ材からＡ１０材（０．１５００質量％Ａｌ）の範囲で、従来材Ａ０に比べて工具摩耗は小さい。
【００３９】
一方、熱間加工用金型鋼の場合は、下記表６に示すように、切削速度３００ｍ／分の場合に、Ｂ１材（０．０９３質量％Ａｌ）からＢ３材（０．１９０質量％Ａｌ）までのＡｌ量の範囲で、従来材Ｂ０に比べて工具摩耗は小さい。切削速度が５００ｍ／分の場合には、Ｂ１材からＢ２材（０．１４５質量％Ａｌ）の範囲で、従来材Ｂ０に比べて工具摩耗は小さい。
【００４０】
冷間鍛造用金型鋼の場合、下記表７に示すように、従来材Ａ０に比べて工具寿命が長くなるＡｌの含有量が、切削速度３００ｍ／分では０．００６乃至０．２５６質量％、５００ｍ／分では、０．００６乃至０．１５０質量％の範囲である。３００ｍ／分のＡｌ＋Ｎでは、０．０１９９乃至０．２６８６質量％、５００ｍ／分では、０．０１９９乃至０．１６４２質量％である。３００ｍ／分のＡｌ＋Ｎ＋Ｃａでは０．０２０１乃至０．２６８８質量％、５００ｍ／分では、０．０２０１乃至０．１６４４質量％である。３００ｍ／分のＡｌ＋Ｎ＋Ｃａ＋Ｏでは、０．０２７乃至０．２７０質量％、５００ｍ／分では、０．０２７乃至０．１７０１質量％となる。
【００４１】
また、下記表８は、切削工具の寿命が従来材Ａ０に比して長くなるような含有量比Ａｌ／Ｎ及びＡｌ／Ｏの範囲を示す。３００ｍ／分のＡｌ／Ｎでは０．４３乃至４７．７８、５００ｍ／分では０．４３乃至１２．２０となる。また、３００ｍ／分のＡｌ／Ｏでは０．９０乃至６８．９７、５００ｍ／分では０．９０乃至２６．３２の範囲である。
【００４２】
下記表９は熱間加工用金型鋼について、従来材Ｂ０に比して工具寿命が長くなるようなＡｌ、Ａｌ＋Ｎ、Ａｌ＋Ｎ＋Ｃａ及びＡｌ＋Ｎ＋Ｃａ＋Ｏの範囲を示す。Ａｌの含有量は、切削速度３００ｍ／分では０．０９３乃至０．１９０質量％、５００ｍ／分では０．０９３乃至０．１４５質量％の範囲である。３００ｍ／分のＡｌ＋Ｎでは０．０９４８乃至０．１９１６質量％、５００ｍ／分では０．０９４８乃至０．１４６６質量％である。３００ｍ／分のＡｌ＋Ｎ＋Ｃａでは０．０９５１乃至０．１９２質量％、５００ｍ／分では０．０９５１乃至０．１４７質量％である。３００ｍ／分のＡｌ＋Ｎ＋Ｃａ＋○では０．１０１３乃至０．１９８質量％、５００ｍ／分では０．１０１３乃至０．１５５２質量％となる。
【００４３】
また、下記表１０は切削工具寿命が従来材Ｂ０に比して長くなるような含有量比Ａｌ／Ｎ及びＡｌ／Ｏの範囲を示す。３００ｍ／分のＡｌ／Ｎでは５１．６７乃至１１８．７５、５００ｍ／分では５１．６７乃至９０．６３となる。また３００ｍ／分のＡｌ／Ｏでは１５．００乃至３１．６７、５００ｍ／分では１５．００乃至１７．６８の範囲である。
【００４４】
以上の結果から切削工具が長寿命を示す各元素の重量比と含有量比の範囲が求まり、その原因を冷間鍛造用金型鋼を使用して解析した結果について説明する。
【００４５】
切削速度を１００ｍ／分から１０００ｍ／分に変化させた結果、下記表１１に示すように、切削速度２００ｍ／分から８００ｍ／分の範囲で、従来材Ａ０に比べて、Ａｌ含有量が０．０８６質量％であるＡ８材の工具摩耗は小さい。この現象から、Ａ８材の切削時には、切削速度を切削温度に換算し、その範囲の温度のときに、工具摩耗を低減させる物質が工具上に生成していると推定できる。
【００４６】
次に、切削速度が５００ｍ／分のときに、工具摩耗が従来材Ａ０材に比べて小さいＡ８材（０．０８６質量％Ａｌ）と、大きいＡ１２材（０．２５６質量％Ａｌ）を切削して、工具すくい面上の付着元素をＥＰＭＡで観察した。図１は、ＥＰＭＡによる測定結果から求められたＡｌ、Ｍｎ、Ｓｉ、Ｃａ及びＯ等の各元素の分布をスケッチした図である。Ａ８材の場合には、クレータ摩耗部にＡｌ、Ｃａ、Ｏが分布し、一部Ｍｎ、ＯとＳｉの分布も認められる。一方、Ａｌ２材の場合には、クレータ摩耗部でＭｎ、Ｓｉ、Ｏが多量に分布し、クレータ後部の一部にＡｌ、ＯとＣａが認められる。この両者の分布の違いから、工具摩耗が小さいＡ８材の場合には、耐摩耗性を示す物質として、ＡｌとＣａの複合酸化物質が存在していると考えられる。また、摩耗が大きいＡ１２材の場合には、ＭｎとＳｉの複合酸化物による摩耗促進物質が生成していることが推定される。
【００４７】
次に、工具摩耗部上の付着物を知るために、Ｘ線回折を行った。Ｘ線回折装置は、微小部・斜入射Ｘ線回折装置であり、Ｘ線入射角度１０°と発散スリット３０μｍから得る長軸１７０μｍ、短軸３０μｍの楕円回折面で実施した。回折時間２時間、管球Ｃｕ，管電圧４０ｋＶ、管電流３５０ｍＡ、ステップ幅０．０７９°の条件で測定した。図２は、Ａ８材切削後の工具摩耗部上のＸ線回折結果を示す。また、下記表１２は、その際の検出物質をまとめて示す。付着物のＸ線強度が極めて小さいことから、付着物は大部分が非晶質と思われる。
【００４８】
図３は、Ａ８材とＡ１２材とのＸ線回折結果を重ねて示すが、両者間に有意な差は無い。図３において、○で示すものは、図２に示したｃＢＮのＸ線強度である。この図３は長軸１７０μｍ、短軸３０μｍの楕円回折面での平均Ｘ線回折強度の抽出結果であるので、Ａ８材とＡ１２材とで差がでなかったものと考えられる。
【００４９】
ＥＰＭＡでの元素分布の結果と、大部分が非晶質のために強度は小さいが、Ｘ線回折結果と対応づけると、工具摩耗が小さいＡ８材切削時の摩耗部では、Ａｌ２Ｏ３・ＣａＯ（溶解温度１６０８℃）が存在し、一方、摩耗が大きいＡ１２材の場合には、ＭｎＯ・ＳｉＯ２（溶解温度１０４８℃）が存在していることがわかる。
【００５０】
Ｘ線回折強度が小さいことから、工具面上に検出された付着物は、大部分が非晶質のものと推定された。これを立証するために、２００ｋＶで加速された電子線を工具表面から５°の角度で入射し、螢光板上に回折像を得る反射高速電子回折法を用いて工貝摩耗部上の付着物を同定した。この反射高速電子回折法から得たパターンにおいて、工具摩耗が小さかったＡ８材切削後の刃先からは、明らかなハローパターンが認められて、非晶質の付着物が存在することが確認された。この現象は、工具摩耗が大きかったＡｌ２材の場合にも認められた。一方、新品工具では、ｃＢＮの結晶構造を示す回折像が認められる。
【００５１】
ＥＰＭＡ、Ｘ線回折および反射高速電子回折から、工具摩耗部で大部分が非晶質なＡｌ２Ｏ８・ＣａＯとＭｎＯ・ＳｉＯ２の存在が推定された。またＥＰＭＡ分析の結果、工具磨耗が小さいＡ８材と大きいＡ１２材で、両者の分布領域の違いが認められた。
【００５２】
これらの現象に基づいて、工具摩耗部での表面性状の違いが予想され、これを微視的視野を得る原子間力顕微鏡を用いて観察した。観察場所は、切削速度５００ｍ／分の工具摩耗部での切刃稜側である。そして、Ａ８材切削後の工具摩耗部表面の原子間力顕微鏡観察写真（低倍率写真、高倍率写真）と、Ａｌ２材切削後の工具摩耗部表面の原子間力顕微鏡観察写真（低倍率写真、高倍率写真）を撮影した。
【００５３】
これらの撮影写真から、Ａ８材切削後の工具摩耗部表面には、粒径１００ｎｍ以下の粒状物質（矢印部）が認められた。また、Ａｌ２材切削後の工具摩耗部では、振幅が約１００ｎｍ以上のうねりが認められ、Ａ８材の場合と、相当異なった表面性状を示していた。
【００５４】
以上の一連の実験から、工具摩耗の小さいＡ８材の場合と、工具摩耗の大きいＡｌ２材の場合で、工具摩耗部上の付着物及び性状の相違点が明確になった。そこで、被削材内の介在物が選択的に切削時に工具上に付着・堆積することが考えられる。両被削材内の介在物に電子線を照射するＥＰＭＡから物質同定を行った結果を図４及び図５に示す。図４はＡ８材における介在物の分析結果であり、図５はＡ１２材における介在物の分析結果である。Ａ８材に比べてＡｌ量が多いＡｌ２材では、介在物の量と種類が多い。また、両被削材内の介在物はＡｌ２Ｏ３とＣａＯの複合酸化物が主体である。工具摩耗が小さいＡ８材の場合には、摩耗部上にＡｌ２Ｏ３・ＣａＯがα−Ａｌ２Ｏ３と認められて、被削材内の介在物の組成と対応する。しかし、その介在物の量は、極めて少ない。一方、摩耗が大きいＡｌ２材では、摩耗部上にＭｎＯ・ＳｉＯ２が認められて、被削材内の介在物の組成と一致しない。
【００５５】
以上の一連の実験結果から、以下のように、冷間鍛造用金型用快削鋼及び熱間加工用金型用快削鋼の切削時の潤滑機構について解析する。冷間鍛造用金型鋼及び熱間加工用金型鋼を切削速度２００ｍ／分以上で切削すると、切削温度が高いことから、切削時に被削材内のＡｌ又はＡｌＮが酸化して、複合酸化物が生成し、工具摩耗の進行を抑制し、又は逆に促進しているものと推定する。即ち、適正なＡｌ量又はＡｌＮ量の場合には、切削時に生成するＡｌ２Ｏ３が近傍の任意の酸化物、例えばＣａＯと複合酸化物を生成する。その複合酸化物の溶解温度が切削温度と近似し、工具内のバインダα−Ａｌ２Ｏ３と親和性が発生して工具上に堆積し、潤滑挙動を示す。一方、Ａｌ量が多量である場合には、上記複合酸化物が多量に生成して、工具内のバインダα−Ａｌ２Ｏ３を溶解し、流出させるために、工具摩耗が進行するものと思われる。このことは、冷間鍛造用金型鋼でのＡｌが多いＡ１２材切削後の工具摩耗部表面の性状が、原子間力顕微鏡の観察から、振幅が約１００ｎｍ以上のうねり状態であり、工具表面が溶解状態となっていることと一致する。その結果、溶解温度がＡｌ２Ｏ３・ＣａＯに比べて低温であるＭｎＯ・ＳｉＯ２が摩耗部上に存在し、耐摩耗性を示すＡｌ２Ｏ３・ＣａＯは、流出して、存在しないものと思われる。
【００５６】
【表１】
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【００５７】
【表２】
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【００５８】
【表３】
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【００５９】
【表４】
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【００６０】
【表５】
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【００６１】
【表６】
0003901582.tif 000007
【００６２】
【表７】
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【００６３】
【表８】
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【００６４】
【表９】
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【００６５】
【表１０】
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【００６６】
【表１１】
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【００６７】
【表１２】
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【００６８】
【発明の効果】
以上詳述したように、本発明によれば、高硬度であるにも拘わらず、切削加工における工具寿命が長く、従来の放電加工に代わり、切削加工による実用的な金型製造を可能とし、高硬度の金型の製造コストを著しく低減することができる。従って、本発明は、鍛造等の金型製造技術の向上に多大の貢献をなす。
【図面の簡単な説明】
【図１】冷間鍛造用金型鋼において、Ａ８材とＡｌ２材との切削後の工具摩耗部における合金元素分布状況を比較する図である。
【図２】冷間鍛造用金型鋼において、Ａ８材切削後の工具摩耗部におけるＸ線回折による物質同定結果を示す図である。
【図３】冷間鍛造用金型鋼において、切削工具摩耗が少ないＡ８材と、切削工具摩耗が大きいＡ１２材との切削後の工具摩耗部におけるＸ線回折による物質同定の比較結果を示す図である。
【図４】冷間鍛造用金型鋼のＡ８材におけるＥＰＭＡによる介在物の分析結果を示す図である。
【図５】冷間鍛造用金型鋼のＡｌ２材におけるＥＰＭＡによる介在物の分析結果を示す図である。
【図１】
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【図２】
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【図３】
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【図４】
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【図５】
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