技術論文

浸炭焼入れ後、再加熱焼入れした肌焼鋼の機械的性質に及ぼす旧γ粒径の影響
Effect of Austenite Grain Size on Mechanical Properties of Carburized and repeatedly Quenched Case Hardening Steel
西川元裕*１

平岡和彦*２Motohiro Nishikawa and Kazuhiko Hiraoka

Synopsis:We studied strengthening of carburizing steel by refining Austenite grain. To refine the Austenite grain, Ti-BModified carburizing steel was repeatedly quenched and tempered after carburizing. The effect of Austenite grain
refinement was evaluated by Charpy impact test and static bending test. Austenite grain of Ti-B-Modified
carburizing steel was refined as small as 2μm by the repeated quenching. Oxidized non-martensitic layer
produced during carburizing was removed to exclude its effect. Charpy impact value and static bending strength
were improved by refining Austenite grain. We think this is because fracture origins show fine intergranular surface
with the unit size of Austenite grain.
Key words:Carburizing steel;Austenite grain size;Grain refinement;Charpy impact value;Bending strength;Repeatedquenching;Carburizing;Martensite;Titanium;Boronいる。一方、村井ら２)は浸炭焼入れ後、高周波焼入れする

１. 緒言

ことにより、約5μmの旧γ粒を得ている。また、それぞ自動車のギアやシャフト等の動力伝達部品には、耐摩耗れの強度に及ぼす旧γ粒径の影響について、田中ら１)は、静性や疲労強度向上を目的に浸炭焼入・焼戻しを施して使用

的曲げ強度は旧γ粒径が小さくなるほど向上するが、曲げする肌焼き鋼が広く用いられている。近年、地球の温暖化

疲労強度は10μm程度で最大になり、5μmまでの微細化が深刻な問題となっており、CO２排出量削減のための燃費ではやや低下するとしている。また、村井ら２)も旧γ粒径向上を目的に、自動車部品の高強度化による小型・軽量化が小さいほど静的曲げ強度が向上するとしている。この様ニーズが高まっており、肌焼鋼にも高強度化が強く求めらに、肌焼鋼において、旧γ粒の微細化により種々の強度はれている。肌焼鋼の高強度化には、一般に、Mo、Niを始向上すると考えられるが、肌焼き鋼の超微細粒組織の実用めとした合金元素を添加する手法が用いられてきたが、合化を考えた場合、前述の方法は、設備及び部品形状による金元素の添加は、部品成形時の加工性の悪化、コストアッ制約を受けると考えられるので、より簡素な方法が望まれプなどの問題があり、その添加量には制約がある。特に近る。
そこで、本研究ではTi添加肌焼鋼を用いて、浸炭焼入れ

年、合金価格の著しい高騰により、合金元素に頼らない高後に再加熱焼入れを繰返すという比較的容易な方法で旧γ強度化が強く望まれている。
合金元素の添加に頼らず肌焼鋼を高強度化するための一粒の微細化を試み、種々の旧γ粒径の試験片を作製し、衝手法として結晶粒の微細化が考えられるが、この手法は材撃特性、静的曲げ特性に及ぼす旧γ粒径の影響を調査し、料の延性や靭性を損なわずに高強度化が可能であり、どの旧γ粒微細化による肌焼鋼の高強度化について検討をおこ様な成分の材料にも適用できるという利点があり、有効ななった。

手法と言える。

２．実験方法

肌焼鋼の微細粒の研究としては、加工熱処理を用いたもの 、高周波焼入れを利用したもの などが報告されてい
１)

２)

２・１

る。田中ら１)は、あらかじめ浸炭した鋼をオーステナイト供試材の化学成分（以下γ）化温度まで加熱して冷却過程の773〜1083Kで本実験に用いた供試材の化学成分をTable１に示す。供温間加工し、一旦パーライト変態終了まで冷却した後、短試材はJIS SCr420に対し、Siを低減し、BとTiを添加した時間加熱焼入れすることにより、約3μmの旧γ粒を得て材料である。Tiは鋼中にTiCとして微細に分散析出し、加*１*２

研究・開発センター
研究・開発センター

軸受・構造用鋼グループ
軸受・構造用鋼グループ長42

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浸炭焼入れ後、再加熱焼入れした肌焼鋼の機械的性質に及ぼす旧γ粒径の影響熱時の結晶粒粗大化防止効果が非常に高い元素である。再いても結晶粒の微細化により通常鋼では焼入性が不足する

加熱焼入れを繰り返して結晶粒を微細化させる際に結晶粒ところをBで補う効果がある。また、結晶粒の粗大化防止の粗大化を防止するためにTiを約0.15％添加している。Bには鋼中に微細に分散析出したTiCがピンニング粒子としは10〜20ppmの添加で鋼材の焼入性を著しく向上させ、て作用するが、Nを多く含有するとTiNの生成量が多くな鋼材の加工性を損なわず焼入性を上げ、鋼材の強度も向上

り、TiCの量が減少するため、Nは50ppm以下としている。

させる元素であり、近年広く使用されている。本実験におTable １ Chemical composition (mass％，N,B:ppm)

２･２

試験片作製方法

Condition3〜6は細かいフェライト＋パーライト組織であ

供試材は100kg真空溶解炉で溶製し、溶解、凝固過程った。

で析出したTiの炭化物、炭窒化物を固溶させ、その後の熱その後、衝撃試験片、曲げ試験片の粗加工をおこなった処理で微細析出させるために1523Kで18ks保持した後、後、Fig.1の浸炭焼入･焼戻し処理をおこなった。

40角に鍛伸した。その後、旧γ粒径の異なる6種類の試験Condition4〜6についてはさらにFig.2の条件で1〜3回の片を作製するためにTable２の条件で各試験片の熱処理を再加熱焼入・焼戻し処理をおこなった。全ての熱処理終了おこなった。まず、浸炭焼入・焼戻し後の旧γ粒径を変化後、強度に影響を及ぼすと考えられる浸炭異常層（深さ約させるために3種類の前熱処理を施した。前熱処理後のミ10μm）などの表面欠陥を取り除くために、ノッチ部とクロ組織は、Condition1は粗いフェライト＋パーライトノッチ面を0.1mm研削した。側面と背面は、2mm研削を組織、Condition２は粗いフェライト＋ベイナイト組織、おこない、浸炭層を完全に除去した。

Table ２ Heat-treatment condition

Fig.1

Carburizing and tempering condition.

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２･５

静的曲げ試験

曲げ試験片はFig.４に示す様に10×10×70mmの2mmVノッチとした。静的曲げ試験は、支点間距離50mmの3点曲げにておこない、圧下速度は2mm/minとした。表面層にき裂が生じた時点での荷重をき裂発生荷重とし、最終破断に至るまでの荷重の最大値を最大荷重として評価しFig.2 Quenching and tempering condition.
２･３た。試験は、各条件５本づつ室温にておこなった。また試験後、SEMを用い、き裂発生起点部及びき裂伝ぱ部の破試験片確性調査

面観察をおこなった。

作製した試験片のミクロ組織は、ノッチ底断面を鏡面研磨後、ナイタール腐食し、光学顕微鏡にて観察した。また、
旧γ粒径は、同断面において、ピクリン酸飽和水溶液と界面活性剤の混合液中に333〜353Kで浸漬して旧γ粒界を現出し、切断法により平均旧γ粒径を測定した。また、試験片のノッチ底からの断面硬さ分布をマイクロビッカース

Fig.4 Bending test specimen.

硬度計にて測定した。
２･４３．実験結果

シャルピー衝撃試験

衝撃試験片形状はFig.3に示す様に10×10×55mmの10R 2mmCノッチとした。衝撃試験は、計装化シャルピ

３・１試験片の調査結果

ー衝撃試験機を用い、き裂発生エネルギーとき裂伝ぱエネ

３・１・１ 試験片のミクロ組織

ルギーにて評価をおこなった。き裂発生から最大荷重までFig.5，6に衝撃試験片のミクロ組織観察結果を示す。のエネルギーをき裂発生エネルギー、それ以後のエネルギ

ミクロ組織は表層部も芯部もマルテンサイト相に残留オーーをき裂伝ぱエネルギーとして評価をおこなった。試験は、ステナイトを含んだ組織であり、組織的な異常は認められ各条件5本づつ室温にておこなった。また試験後、走査型ず、表面部に顕著な炭化物の析出も認められなかった。ま電子顕微鏡(SEM)を用い、き裂発生起点部及びき裂伝ぱ部

た、結晶粒が微細化すると焼入性が低下するが、いずれのの破面観察をおこなった。

条件でも不完全焼入組織は認められず良好な組織であった。曲げ試験片についても同様のミクロ組織であった。

Fig.3 Charpy impact test specimen.

Fig.5 Microstructures of Charpy impact test specimens (surface).

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浸炭焼入れ後、再加熱焼入れした肌焼鋼の機械的性質に及ぼす旧γ粒径の影響

Fig.6 Microstructures of Charpy impact test specimens (core).
熱焼入･焼戻し回数を増すごとに旧γ粒径は小さくなり、３・１・２ 試験片の旧γ粒径Fig.7，8に、シャルピー衝撃試験片の旧γ粒観察結果

Condition6では、浸炭層で平均粒径約2μmまで微細化しを示す。また、それぞれの試験片の各処理条件における平た。浸炭層は芯部に比べ、旧γ粒がより微細化する傾向

均旧γ粒径測定結果をTable 3，4に示す。いずれの試験が見られるが、これは浸炭層のC量が高く、再加熱時のγ片もCondition1が最も旧γ粒が大きく、Condition1から再結晶粒生成の際に残留炭化物量が多くなり、γの核生Condition6の順に旧γ粒は小さくなっている。

成サイトが増えたことによりγ初期粒がより微細になっCondition1〜3は浸炭前組織の違いから浸炭後の旧γ粒径たためであると考えられる。に差が生じたと考えられる。また、Condition4〜6は再加Fig.7

Austenite grain structure of Charpy impact test specimens (surface).

Fig.8

Austenite grain structure of bending test specimens (core).

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Table 3 Austenite grain size of Charpy impact test specimens（Average μm）

Table 4 Austenite grain size of bending test specimens（Average μm）

3・1・3 試験片の硬さ分布に大きな差はない。曲げ試験片では表面硬さにややバラツ

衝撃試験片、曲げ試験片のノッチ底からの断面硬さ分布

キがあるものの硬化層深さ、芯部硬さは全ての試験片で同測定結果をFig.9に示す。衝撃試験片で、硬化層深さにや等であった。

やバラツキが見られるが、表面硬さ、芯部硬さは試験片間

Fig.9 Hardness distribution of Charpy impact test specimens and bending test specimens.
3・2 試験結果

Condition6にいくに従って高くなっている。き裂伝ぱエ

3・2・1 シャルピー衝撃試験結果

ネルギーもCondition1〜Condition6にいくに従ってややFig.10に各試験片のシャルピー衝撃試験結果を示す。

高くなる傾向はあるが、き裂発生エネルギーほど顕著に高き裂発生エネルギーはCondition1が最も低く、くなっていない。

Fig.10 Result of Charpy impact test.

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Fig.11，12に衝撃試験片の破面のSEM観察結果を示す。

ぱ部はへき開破面と延性破面(ディンプル破面)の混合破面

起点部は、ノッチ底表面であり、起点部の破面は粒界破面になっており、旧γ粒径が小さい方がディンプル破面率がを呈している。旧γ粒径が小さくなる程破面単位は小さくやや増加しているが、旧γ粒径の影響はほとんど見られななっており、粒界破面の面積も小さくなっている。き裂伝い。

Fig.11 SEM images of fractured surface after impact test (Crack initiation area)

Fig.12 SEM images of fractured surface after impact test (Crack propagation area)

3・2・2静的曲げ試験結果って高くなっており、Condition6ではやや低下している。

Fig.13に各試験片の静的曲げ試験結果を示す。き裂発

破断までの最大荷重はCondition1〜6でほとんど差がな

生荷重はCondition1が最も低く、Condition5にいくに従い。

Fig.13 Result of bending test

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浸炭焼入れ後、再加熱焼入れした肌焼鋼の機械的性質に及ぼす旧γ粒径の影響

Fig.14，15に曲げ試験片のSEMによる破面観察結果を破面)の混合破面になっており、旧γ粒径が小さい方がデ示す。起点部は、ノッチ底表面であり、起点部は粒界破面

ィンプル破面率が増えているが、旧γ粒径の影響はほとんを呈している。旧γ粒径が小さくなる程破面単位は小さくど見られない。

なっている。伝ぱ部はへき開破面と延性破面(ディンプル

Fig.14

SEM images of fractured surface after bending test (Crack initiation area)

Fig.15 SEM images of fractured surface after bending test (Crack propagation area)
4．考察

ル破面が増加するものの、その破面単位は旧γ粒径の影響

Fig.16に表面の平均旧γ粒径とシャルピー衝撃エネルをほとんど受けていないためであると考えられる。

ギーの関係を示す。旧γ粒径が小さくなるほどき裂発生エ

また、Fig.17に平均旧γ粒径と静的曲げ荷重の関係をネルギー、き裂伝ぱエネルギーともに大きくなっている。

示す。旧γ粒径が小さくなるほどき裂発生荷重は大きくな

しかし、き裂発生エネルギーは旧γ粒径が小さくなると大ったが、最大荷重は旧γ粒径の影響を受けずほぼ一定であきく向上しているのに対し、き裂伝ぱエネルギーはそれほった。これも、シャルピー衝撃エネルギーと同様、起点部ど向上していない。これは、き裂の起点部が粒界破面を呈が粒界破面を呈しており、その破面単位が旧γ粒径となっしており、その破面単位が旧γ粒径となっているのに対し、ているのに対し、伝ぱ部の破面単位は旧γ粒径の影響をほき裂伝ぱ部の破面は旧γ粒径が小さくなるとややディンプとんど受けていないためであると考えられる。

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浸炭焼入れ後、再加熱焼入れした肌焼鋼の機械的性質に及ぼす旧γ粒径の影響

Fig.16 Relationship between Austenite grain size and Charpy impact value.

Fig.17 Relationship between grain size and bending strength.
これらの結果から、衝撃特性（き裂発生エネルギー）、2μmまでの旧γ粒微細化により、衝撃試験でのき裂発静的曲げ特性（き裂発生荷重）ともに、2μmまでは旧γ生エネルギーは約2.3倍、曲げ試験でのき裂発生荷重粒微細化により向上し続けていることから、さらに旧γ粒は約29％向上しており、本報の方法での旧γ粒微細化を微細化しても強度が向上する可能性が高いと考えられによる肌焼き鋼の高強度化が可能である。

る。

(4)衝撃試験でのき裂発生エネルギー、静的曲げ試験でのき裂発生荷重が旧γ粒径が小さいほど向上したのは起5．結論

点部が粒界破面を呈しており、破面単位が旧γ粒径にTi添加肌焼き鋼を用いて浸炭焼入・焼戻し後に再加熱焼なっているためであると考えられる。

入・焼戻しを繰り返すことにより、旧γ粒を超微細化し、衝撃特性と静的曲げ特性に及ぼす再加熱焼入れと旧γ粒径

参考文献の影響を調査した結果以下の知見を得た。

1)田中利秋，松井宗久，団野敦：塑性と加工，41（2000），669．

(1)Ti添加肌焼き鋼を浸炭焼入・焼戻し後に再加熱焼入れ

2)村井暢宏，高山透，荒井正浩，鎌田芳彦，宇野光男，織田和幸，正木隆，を繰り返すことによって約2μmまで旧γ粒の微細化が有見幸夫，無田上章：鉄と鋼，83（1997），215．

可能である。
■著者(2)肌焼き鋼において、浸炭焼入れ・焼戻し後に再加熱焼入れをおこなった後、浸炭異常層などの表面欠陥を除去した場合、本実験の旧γ粒径（2〜25μm）の範囲において、衝撃特性（き裂発生エネルギー）、静的曲げ特性（き裂発生荷重）は旧γ粒径が小さくなるほど向上する。
(3)通常の浸炭焼入・焼戻し材（Condition3）に対し、約西川49

元裕平岡和彦Sanyo Technical Report Vol.14 (2007) No.1