技術報告

省合金型高強度はだ焼鋼
High strength carburizing steel based on Ni, Mo-free alloy
中名悟＊1

後藤洋昭＊2

西川元裕＊3

常陰典正＊4

Satoru Nakamyo, Hiroaki Goto, Motohiro Nishikawa and Norimasa Tsunekage

作成した資源枯渇加速指数と調達リスクの概念図をFig.1

1. はじめにに示す。資源枯渇加速指数は、各元素の地殻存在度、埋蔵自動車のギヤ等の動力伝達部品用鋼には、耐摩耗性や疲量、消費量から求めた数値であり、その金属資源1tの使用労強度向上を目的に浸炭焼入焼戻しを施して使用するはだが、鉄資源の何ｔ分の使用に相当する資源枯渇であるかを焼鋼が広く用いられている。近年、地球温暖化が深刻な問表す。一方、調達リスクは最大鉱山生産国のシェアと、過題となっており、CO2排出量削減のための燃費向上を目的

去数年間の平均価格と最大価格の比から求めた数値であに、自動車部品の高強度化による小型・軽量化ニーズが高り、資源の偏在に加え、価格変動の要因が含まれており、まっており、はだ焼鋼にも高強度化が強く求められている。

経済性も含んだ指標となっている。したがって、図中の左自動車のギヤにおける主要な破損形態としては、歯元の下に位置する元素は有効活用すべき元素であり、右上に位曲げ疲労破壊と歯面の面疲労（ピッチング）が挙げられる。

置する元素は代替、低減、リサイクルするべき元素である。

以前はギヤの破損は主として歯元の曲げ疲労破壊であった

構造用鋼の高強度化のために一般的に添加されるMoやNiによって歯元の曲げ疲などは、特殊鋼の主要元素であるCrやSi、Mnなどの合金労強度が飛躍的に向上したことにより、ギヤの破損は歯面元素と比較して、資源枯渇加速指数が高く、特にMoにおのピッチングが主体になってきている。また、燃費向上のいては調達リスクも高いことになる。

が、ショットピーニングの適用

1,2）

観点から動力伝達ロス低減のために潤滑油は低粘度化する

したがって、省合金型高強度はだ焼鋼としては、Moや傾向にあり、ますますギヤ歯面のピッチング強度が要求さNiを添加せずに、Si、Cr、Mn等の成分バランスで高強度れている。

化と加工性の両立を実現させることを開発のコンセプトに

はだ焼鋼の高強度化には、一般的に、Mo、Niなどの合した。

金元素を添加する手法が用いられているが、これらの合金元素の添加は、部品成形時の加工性の悪化、コストアップなどの問題がある。特に近年の合金元素においては、価格の不安定性や将来的な資源枯渇などが問題となっており、コスト変動が小さく供給不安の少ない合金元素を選定して高強度化を行うことが求められている。
このような背景の中、当社では省合金型の耐ピッチング特性に優れる高強度はだ焼鋼を開発した。本報では、本鋼種の成分設計のコンセプトと的確な材料方策をとるために行ったピッチング強度向上策の検討結果、ならびに開発した省合金型の高強度はだ焼鋼の特性評価結果と考察を報告する。
Fig.1

2. 成分設計のコンセプト

Relationship between depletion factor ofresource and supply risk.

物質材料研究機構の理論3）を基に、統計データを用いて＊1＊2＊3＊4

研究・開発センター 軸受・構造用鋼グループ
製鋼部 第一製鋼課、前 研究・開発センター 軸受・構造用鋼グループ
軸受営業部 軸受CS室、元 研究・開発センター 軸受・構造用鋼グループ
研究・開発センター 軸受・構造用鋼グループ長、博士（工学）38Sanyo Technical Report Vol.19 (2012) No.1

省合金型高強度はだ焼鋼ることが有効であると考えられる。

3. ピッチング強度向上策の検討
ギヤのピッチング強度向上のための合理的な材料設計方

3.2 浸炭異常層に着眼した耐ピッチング特性の向上策を見出すためには、ピッチング強度向上の指標を明確に

Fig.3はSCM420をベースとして、Si量を0.06mass%、することが必須課題である。そこで、まずはピッチング強0.11mass%、0.21mass%、0.50mass%に変化させた材度向上策について検討を行った。

料を用いたガス浸炭品のローラーピッチング試験結果である。試験片である小ローラーは、試験片加工後に浸炭焼入3.1 ピッチングモデル

焼 戻し（ 浸 炭 温 度:1203K、焼 入 温 度：1103K、焼 戻 温Fig.2に平板上をボールが転がる際の接触面にすべりが度:453K）を施し、掴み部のみについて仕上げ加工を施しない場合とすべりがある場合のせん断応力分布と発生き裂て試験に供した。大ローラーと小ローラーの接触面圧はの模式図を示す。まず（a）に示すように接触面にすべり340kgf/mm2ですべり率は-40%として、小ローラーの表がない場合、すなわち軸受のような純転がりによる接触負面がはく離するまでの応力繰り返し数にて評価した。Si量

荷において、面圧Pによるせん断応力はヘルツ理論によりが0.21mass%まではローラーピッチング寿命に大きな変表面直下で最大になり、表面のせん断応力はゼロである。

化はないが、0.50mass%では大きく向上している。

そのため、表面ではき裂が発生せず、内部のせん断応力がSiを0.50mass%まで増量した材料が長寿命であった要因最大になる位置付近で、例えば非金属介在物等の欠陥を起の一つは、従来からの知見である高Siによる焼戻軟化抵抗

点にき裂が生成し、そのき裂が伝ぱして表面に至ったとこ特性の向上である6,7）。すなわち、すべりによってギヤの表ろではく離が生じることが知られている4）。

面は局部的に温度上昇して軟化するが、高Si化によってこ一方、表面にすべりがある場合、（b）に示すように面圧れが抑制されたと考えられる。さらに、著者らは、以下のPに加え、接線力（摩擦力）:W（=μP）も作用する。接理由により、浸炭異常層の性状にも大きく影響したものと線力Wにより生成するせん断応力は表面を最大とし、深さ推定した8）。Fig.4はSCM420をベースとして0.02mass%が増すに従って急激に低下する。その結果、表面直下にはから1.02mass%までSi量を変化させた場合のガス浸炭後面圧Pによるせん断応力と接線力Wによるせん断応力の合の浸炭異常層の観察写真であり、Fig.5はSi量と浸炭異常層力が働く。接線力が大きくなると表面のせん断応力が最大深さの関係である。Si量が0.2%までは、Si増量により浸炭となり、表面からき裂が生成し、そのき裂が伝ぱしてはく異常層深さは増すが、さらにSi量が増えると逆に減少し、離、すなわちピッチングに至ると考えられる。すべりがあ0.50mass%以上で一定深さになる。ただし、この高Si材

る場合のせん断応力分布についてはCAE解析によっても検の浸炭異常層は、低Si材のそれと比較して、濃く腐食され証されている 。て緻密に観察されることが特徴である。一般に浸炭異常層

5）

上述のモデルから、接線力がピッチング発生の指標になは、粒界酸化層とそれに伴って合金が減少したことによっると考えられ、ピッチング強度向上には接線力を低下させて生じる不完全焼入層によって構成されており、正常な浸Fig.2

Schematic of relationship between shearing stress distribution and crack initiation.

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省合金型高強度はだ焼鋼

Fig.3

Fig.4

Influence of Si contents on roller pitting life.

Optical microstructures of intergranular oxides and partially hardened structure caused by gas-carburizing.

炭層のマルテンサイトと比較すると硬さなどの強度特性が低下することが知られている9）。したがって、浅い浸炭異常層は疲労によるき裂生成の点から有利であると考えられ、さらに表面全体に緻密に広がった浸炭異常層は、試験期間の極初期に塑性変形と摩耗によって接触面のなじみが進行し易く、試験片表面に存在する微小突起間干渉を抑制することにより接線力を低下させると考えられる。鈴木10）らは浸炭異常層がピッチング疲労強度に対する影響を調査しており、浸炭異常層が存在する場合や初期粗さが大きい場合でも摩耗などにより最終粗さは小さくなり、この最終粗さがピッチング強度とよい相関があることを示している。
このことから、ピッチング強度の向上には接触表面のなじみ性に優れた材料が有効であると考えられ、浸炭鋼におFig.5

いては、Si増量などで表面の浸炭異常層を浅く、緻密にす

Relationship between Si content and depth ofintergranular oxides layer.

ることが有効であると考えられる。

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4.2 耐ピッチング特性

4. 省合金型高強度はだ焼鋼の諸特性

前述のように、ギヤ用鋼に求められる特性の中でも、近4.1 化学成分

年特に耐ピッチング特性が重要視されている。そこで、ま2項で示した成分設計コンセプトならびに3項で示した

ずSteel Aの耐ピッチング特性をローラーピッチング試験

ピッチング強度向上策の検討結果からNi、Moを添加しなでSCM420と比較した。試験片の作製方法と試験条件は、

い高Si、高Cr型の省合金型はだ焼鋼 Steel Aを開発した。

3項で示したローラーピッチング試験と同条件である。そSteel Aの化学成分をJIS-SCM420と併せてTable1に示の結果をFig.6に示すように、Steel AはSCM420と比較す。耐ピッチング特性の向上のためSiは0.5%まで増量しし て 長 寿 命 と な っ て お り、50%累 積 破 損 確 率 寿 命 はた。Siと同様に焼戻軟化抵抗を向上させるCrはSCM420

SCM420対比で5.8倍であり大きく向上した。このように、よりも増量した。Mnは結晶粒度特性の向上11）、ならびにローラーピッチング寿命が上昇した要因を調べるため、以加工性確保の観点から低減した。衝撃値及び低サイクル疲

下に焼戻軟化抵抗と浸炭異常層の観察及び接線力の調査結

労強度の向上を図るためにBを添加

12,13）

し、結晶粒度特性果を示す。

改善のためにNbを添加した。以下にSteel Aの諸特性とし

まず、Fig.7にSteel AとSCM420の焼戻軟化抵抗特性て、耐ピッチング特性、低サイクル疲労特性、衝撃特性及を示す。焼戻軟化抵抗は、浸炭焼入後の焼戻温度を変化さ

び焼なまし材の冷間加工性、被削性について紹介する。

せ、各温度で2hr保持した後の表面から0.1mmの硬さを測Table 1

Chemical compositions of specimens.

Fig.7 Relationship between temper temperature andhardness of gas-carburized specimens.

Fig.6

Roller pitting test result of developed steel.

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省合金型高強度はだ焼鋼定して評価した。Steel AはSCM420に対し焼戻軟化抵抗

焼戻軟化特性の向上に加え、密に全体に拡がった異常層に特性に優れ、573K焼戻硬さでSCM420よりも35HV程度

より、試験開始の初期に塑性変形と摩耗により接触面のな高くなっている。

じみが進行して、接線力を低下させた効果があったためと次に、Fig.8にSteel A及びSCM420の浸炭異常層観察考えられる。

結果を示す。SCM420は深く、シャープな粒界酸化層を形成しているのに対し、Steel Aの浸炭異常層は浅く、表4.3 低サイクル疲労特性ならびに衝撃特性面全体に密に拡がった異常層の形態を示している。Fig.9

近年では自動車の商品価値向上の観点から、エンジントにローラーピッチング試験による接線力のモニタリング結ルクの増大、タイヤの大径化の傾向があり、それに対応す果を示す。Steel AとSCM420とも試験開始直後は、所定るために駆動系の部品にかかる負荷は大きくなっている。の試験荷重が負荷される3.0×102サイクルまで接線力は発進時などには、足回り部品には高負荷応力がるため、部増加するが、その後接線力は低下する。この間に浸炭異常品によっては耐ピッチング特性以外に、低サイクル域での層内での摩耗進行が認められており、初期摩耗すなわち な疲労強度や衝撃強度についても重要視される。

が進行しているものと推定される。2.0×10 サイ

Fig.10にSteel Aと比較鋼であるSCM420の4点曲げ疲

クル時点でのSteel Aの接線力はSCM420と比較して70N

労試験結果を示す。試験片は、角13mm×長さ100mmの程度低くなっており、その後の軌道面の粗さ変化によって3mmVノッチ試験片であり、ノッチ面とその裏面のみ浸接線力は変化するが、SCM420よりも低い値を推移して炭層を存在させた。浸炭条件は、3.2と同一である。試験いる。

は図中に示すように、上下2点支柱ずつで試験片に曲げ荷

じみ4

このように、Steel Aのピッチング寿命が向上したのは、重を負荷して行い、各荷重において破断するまでのサイ

Fig.8 Optical microstructures of intergranular oxides
and partially hardened structure caused by gascarburizing.

Fig.10

Fig.9

Result of tangential force by roller pitting test.

Result of four points bending fatigue test.

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ク ル 数 を 測 定 し た。Steel Aの 低 サ イ ク ル 疲 労 強 度 は、SCM420の起点部は粒界破面を呈しているのに対して、SCM420と比較して優れており、1.0×102サイクル疲労

Steel Aでは粒界破面よりも擬へき開破面が主体となって強度はSCM420対比で25%程度向上した。Fig.11に疲労おり、低サイクル疲労特性と同様に、B添加による粒界強試験片の破面を示すように、SCM420の起点部は粒界破化により耐衝撃強度が向上したものと考えられる。

面主体であるのに対し、Steel Aは擬へき開の粒内破面が主体になっており、B添加による粒界の強化が低サイクル疲労強度向上の一因となったと考えられる。
Fig.12にSteel AとSCM420の旧オーステナイト粒径とシャルピー衝撃値の関係を示す。試験片は、角10×長さ55mmの深さ2mmの10RCノッチ試験片を用いて、粗加工後、浸炭焼入焼戻し（浸炭温度:1203K、焼戻温度:453K）を行った後に側面及び背面について浸炭層を除去した仕上げ加工を施して試験に供した。なお、旧オーステナイト粒径を変化させるために焼入れは1123Kにて最大で3回までFig.13繰り返して行った。Steel A及びSCM420とも旧オーステ
ナイト粒が小さくなるほど衝撃値は向上したが、同一粒径

SEM images of fractured surface after charpy
impact specimens.

における鋼種間の強度を比較するとSteel Aが優れており、粒径10μmでは50%以上の衝撃値向上が認められた。ま4.4 焼なまし材の冷間加工性ならびに被削性た、Fig.13は シ ャ ル ピ ー 衝 撃 試 験 片 の 破 面 を 示 す。

NiやMoを使用した一般的な高強度鋼は、一般的なJIS鋼と比較して高強度化は実現出来ても、冷間加工性及び被削性は劣化する傾向にあり、部品製造時のコストアップをもたらす。
Fig.14はSteel Aと比較鋼であるSCM420における焼なま し 材 の 冷 間 加 工 性 の 評 価 結 果 で あ る。 試 験 片 は、 約1073Kか ら 徐 冷 し て 得 ら れ た 焼 な ま し 材 か ら、 直 径14mm×長さ21mmの試験片を採取して、冷間据え込みを行い、各据え込み率における変形抵抗を測定した。SteelAの焼なまし材の硬さは約75HRBであり、同条件で焼なましを行ったSCM420と比較して5HRB程度低い。さらに、Fig.11

各据え込み率での変形抵抗も、Steel AはSCM420と比較

SEM images of fractured surface after fourpoints bending fatigue test.

して低くなった。
Fig.15はSteel AとSCM420の焼なまし材の旋削試験結果である。試験は約1073Kから徐冷却して得られた試験片を用いて、各旋削時間での超硬チップの逃げ面の摩耗量で評価した。Steel Aを旋削した後のチップの摩耗量はSCM420と比較してほぼ同等であった。
このようにSteel Aは高強度にも関わらず、SCM420と比較して、焼なまし後の硬さが低いために、冷間加工性については優れており、被削性については同等である。

Fig.12

Result of Charpy impact test.

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Fig.14

Relationship between compressibility and deformation resistance of annealed.

Fig.15

Relationship between cutting time and flank wear.

5. まとめ参考文献

NiやMoの添加に頼らず、耐ピッチング特性に優れる省

1）久松定興,金沢孝:自動車技術,Vol.41（1987）,7,722.

合金型の高強度はだ焼鋼を開発するために、ピッチング強2）小島芳彦,須沢昌之,西村克典,有見幸夫,三輪能久:マ度向上策を検討した結果、Si増量などで表面の浸炭異常層

ツダ技報,No.5（1987）,165.

を浅く、緻密にすることで、接触面のなじみを進行させ、

3）原田幸明:材料と全面代替戦略 〜NIMSにおける取り接線力を低減する方策が有効であることがわかった。これ

組みからその可能性を探る〜,独立行政法人らの考え方を用いて成分設計したSteel Aの諸特性は汎用材料研究機構,5.のSCM420と比較して、ピッチング強度の他、衝撃特性、物質・

4）常陰典正, 橋本和弥,藤松威史,平岡和彦:山陽特殊製

低サイクル曲げ疲労強度も優れ、加工性は同等もしくは優鋼技報,Vol.18（2011）,1,23.

れることを確認した。

5）木南俊哉,中村貞行:電気製鋼,Vol.69（1998）,1,41.
6）安達裕司,福田康弘,笠松千尋,住田庸:愛知製鋼技報,Vol.22（2004）,1,19.

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7）坂本和夫,福住達夫,上野英生:三菱製鋼技報,Vol.30（1996）,1.
8）西川元裕:熱処理,Vol.48（2008）,3,140.
9）石井伸幸:熱処理,Vol.30（1990）,5,240.
10）鈴木智博,小川一善,堀田昇次:日本機械学会論文集,Vol.64（1998）,622,2199.
11）藤松威史,橋本和弥:山陽特殊製鋼技報,Vol.17（2010）,1,48.
12）中村貞行,秦野敦臣:電気製鋼,Vol.67（1996）,1,4.
13）田中高志:山陽特殊製鋼技報,Vol.10（2003）,1,53.

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