KR20130099145A

KR20130099145A - 고강도 스프링용 강, 고강도 스프링의 제조방법 및 고강도 스프링

Info

Publication number: KR20130099145A
Application number: KR1020137011793A
Authority: KR
Inventors: 히데키 오카다; 아키라 단게; 고이치 단고; 이사오 스미요시
Original assignee: 닛폰 하츠죠 가부시키가이샤
Priority date: 2010-11-11
Filing date: 2011-10-21
Publication date: 2013-09-05
Also published as: BR112013011406A2; JP2012102378A; US20130240093A1; EP2639328A4; WO2012063620A1; US9404547B2; EP2639328A1; EP2639328B1; HUE039225T2; ES2680631T3; JP5250609B2; CN103201404A; CN103201404B

Abstract

질량%로, C: 0.38 내지 0.44%, Si: 2.00 내지 2.30%, Mn: 0.79 내지 1.25%, Cr: 0.10 내지 0.43%, Ni: 0.15 내지 0.35%, Cu: 0.15 내지 0.35%, Ti: 0.05 내지 0.13%, P: 0.02% 이하, S: 0.02% 이하, Al: 0.003 내지 0.10%, N: 0.002 내지 0.012%, O: 0.0002% 이하를 함유하고, 잔부가 철 및 불가피 불순물로 이루어지며, 하기 식(1)으로 구한 탈탄 성능의 지표가 되는 Ac₃ 변태점이 859℃ 이상 885℃ 이하의 범위에 있고, 또한 하기 식(2)으로 구한 담금질 성능의 지표가 되는 최대 담금질 직경 DI가 70mm 이상 238mm 이하의 범위에 있으며, 또한 하기 식(3)으로 구한 스프링 성능의 지표가 되는 템퍼링 경도 HRC가 50 이상 55 이하의 범위에 있는 것을 특징으로 하는 고강도 스프링용 강.
Ac₃ = 910-203×√C-15.2Ni+44.7Si+104V+31.5Mo+13.1W …(1)
DI = D_O×f_Si×f_Mn×f_P×f_S×f_Cu×f_Ni×f_Cr …(2)
HRC = 38.99+17.48C+2.55Si-2.28Ni+2.37Cr+8.04Ti …(3)
단, D₀ = 8.65×√C, f_Si = 1+0.64×%Si, f_Mn = 1+4.10×%Mn, f_P = 1+2.83×%P, f_S = 1-0.62×%S, f_Cu = 1+0.27×%Cu, f_Ni = 1+0.52×%Ni, f_Cr = 1+2.33×%Cr이다.

Description

고강도 스프링용 강, 고강도 스프링의 제조방법 및 고강도 스프링{HIGH-STRENGTH SPRING STEEL, METHOD FOR PRODUCING HIGH-STRENGTH SPRING, AND HIGH-STRENGTH SPRING}

본 발명은 차량용 스프링 부품 등에 사용되는 고강도 스프링용 강, 고강도 스프링의 제조방법 및 그 방법에 의해 제조된 고강도 스프링에 관한 것이다.

지구 규모의 온난화 방지를 목적으로 하는 환경 평가를 받아 자동차 업계에서는 이산화탄소 가스 배출량을 규제하기 위해서, 차체의 경량화가 요망되고 있다. 차체의 경량화라는 요망을 실현하기 위한 하나의 접근법으로서 차체 지지용 코일 스프링의 고강도화가 있다. 또한, 한편으로는 차체 지지용 코일 스프링은 가혹한 부식 환경 하에 놓여지기 때문에, 그 내구성이 요구된다.

코일 스프링의 부식 환경 하에서의 내구성을 확보하기 위해서, 내식성에 효과 있는 Ni, Cr, Mo, V 등의 합금 원소를 첨가하여 재료의 내식성을 향상시키기 위한 연구 개발이 행해져, 여러가지의 제안이 되어 있다. 이러한 내식성 및 내지연 파괴성을 향상시키는 수단으로서 예컨대 특허문헌 1에 기재되어 있는 Ni, Cr, Mo, V 등의 비싼 합금 원소를 첨가한 코일 스프링용 고강도 강(이하, 기존 고Cr 강이라고 기재함)에서는, 합금 원소의 첨가량이, 사용 환경이 엄격해짐에 따라서 많아지기 때문에, 원료 비용이 상승한다. 또한, Cr의 다량 첨가는 고비용화뿐만 아니라, 원료 공급 체제의 불안정화를 초래하고, 또한 물리적으로도 부식 피트의 형상을 예각으로 한다고 하는 부정적인 면도 있다. 즉, Cr은 전면(全面) 부식에 대해서는 긍정적으로 작용하지만, 부식 피트(공식(孔蝕))에 대해서는 부정적으로 작용한다고 하는 상충(trade off)의 관계에 있어, 첨가량으로서 어디에 Cr량의 최적값이 있는 것인지 불분명하다.

또한, Ni는 내식성을 높이는 작용 및 녹의 비정질 조성을 증대시켜 부식 피트의 종횡비를 저감시키는 작용을 갖지만, 비용의 증대를 초래할 뿐만 아니라, Ni를 산출하는 나라나 지역은 편재되어 있어, 원료 공급 체제가 불안정하다.

이러한 배경에서, 전술한 불안정 요소를 해소하기 위한 연구가 더욱 진행되어, 여러가지의 제안이 되어 있다. 예컨대 특허문헌 2에는, 저Cr 함유량, 저Ni 함유량으로 원하는 고강도를 얻도록 한 코일 스프링용 고강도 강이 기재되어 있다. 이 특허문헌 2에서는, 저합금량의 고강도 스프링용 강을 실현하기 위해서, 3개의 파라미터값 Ceq 1, Ceq 2, Ceq 3을 이용하여 구성 원소의 조성비를 규정하는 것이 제안되어 있다.

일본 특허공개 평7-173577호 공보 일본 특허공개 2009-046764호 공보

그러나, 전술한 특허문헌 2에 기재된 스프링용 강(이하, 종래 강이라고 기재함)의 성능에 대하여 본 발명자들이 추가 시험을 행하여 조사한 결과, 종래 강 중에는 부식 수명이 코일 스프링으로서의 실용 영역에 도달하고 있지 않은 강종(鋼種)이 포함되어 있다는 것이 밝혀졌다. 즉, 특허문헌 2의 3개의 파라미터값 Ceq 1, Ceq 2, Ceq 3에 의한 해석은, 강도에 관해서는 충분하지만, 부식 수명(부식 내구성)에 관해서는 불충분하다는 것을 알 수 있었다. 따라서, 종래 강을 종합적으로 본 경우에, 코일 스프링용 강으로서 필요하고 충분한 성능을 갖추고 있다고는 반드시 말할 수 없는 면이 있다.

본 발명은 상기 과제를 해결하기 위해서 이루어진 것으로, 고강도화를 실현하고, 또한 Ni, Cr, Mo, V의 합금 원소의 첨가량이 적은 저비용의 고강도 스프링용 강으로서, 더구나 정의된 조성비에서 내식성 및 내공식성이 우수한 실용적인 부식 수명을 갖는 고강도 스프링용 강, 고강도 스프링의 제조방법 및 고강도 스프링을 제공하는 것을 목적으로 한다.

본 발명에 따른 고강도 스프링용 강(이하, 본 발명 강이라 함)은, 질량%로, C: 0.38 내지 0.44%, Si: 2.00 내지 2.30%, Mn: 0.79 내지 1.25%, Cr: 0.10 내지 0.43%, Ni: 0.15 내지 0.35%, Cu: 0.15 내지 0.35%, Ti: 0.05 내지 0.13%, P: 0.02% 이하(0%를 포함하지 않는다), S: 0.02% 이하(0%를 포함하지 않는다), Al: 0.003 내지 0.10%, N: 0.002 내지 0.012%, O: 0.0002% 이하(0%를 포함하지 않는다)를 함유하고, 잔부가 철 및 불가피 불순물로 이루어지며, 하기 식(1)으로 구한 탈탄 성능의 지표가 되는 Ac₃ 변태점이 859℃ 이상 885℃ 이하의 범위에 있고, 또한 하기 식(2)으로 구한 담금질 성능의 지표가 되는 최대 담금질 직경 DI가 70mm 이상 238mm 이하의 범위에 있으며, 또한 하기 식(3)으로 구한 스프링 성능의 지표가 되는 템퍼링 경도 HRC가 50 이상 55 이하의 범위에 있는 것을 특징으로 하는 고강도 스프링용 강.

Ac₃ = 910-203×√C-15.2Ni+44.7Si+104V+31.5Mo+13.1W …(1)

DI = D_O×f_Si×f_Mn×f_P×f_S×f_Cu×f_Ni×f_Cr …(2)

HRC = 38.99+17.48C+2.55Si-2.28Ni+2.37Cr+8.04Ti …(3)

단, D₀ = 8.65×√C, f_Si = 1+0.64×%Si, f_Mn = 1+4.10×%Mn, f_P = 1+2.83×%P, f_S = 1-0.62×%S, f_Cu = 1+0.27×%Cu, f_Ni = 1+0.52×%Ni, f_Cr = 1+2.33×%Cr이다.

본 발명에 따른 고강도 스프링의 제조방법은, 질량%로, C: 0.38 내지 0.44%, Si: 2.00 내지 2.30%, Mn: 0.79 내지 1.25%, Cr: 0.10 내지 0.43%, Ni: 0.15 내지 0.35%, Cu: 0.15 내지 0.35%, Ti: 0.05 내지 0.13%, P: 0.02% 이하(0%를 포함하지 않는다), S: 0.02% 이하(0%를 포함하지 않는다), Al: 0.003 내지 0.10%, N: 0.002 내지 0.012%, O: 0.0002% 이하(0%를 포함하지 않는다)를 함유하고, 잔부가 철 및 불가피 불순물로 이루어지며, 하기 식(1)으로 구한 탈탄 성능의 지표가 되는 Ac₃ 변태점이 859℃ 이상 885℃ 이하의 범위에 있고, 또한 하기 식(2)으로 구한 담금질 성능의 지표가 되는 최대 담금질 직경 DI가 70mm 이상 238mm 이하의 범위에 있으며, 또한 하기 식(3)으로 구한 스프링 성능의 지표가 되는 템퍼링 경도 HRC가 50 이상 55 이하의 범위에 있는 강을,

열간 또는 냉간으로 선재에 가공하여, 원하는 코일 스프링 형상으로 권입 성형하고, 담금질 템퍼링의 열처리를 실시하고, 핫 세팅(hot setting)하고, 온간(溫間) 숏 피닝하고, 프리세팅하는 것을 특징으로 한다.

Ac₃ = 910-203×√C-15.2Ni+44.7Si+104V+31.5Mo+13.1W …(1)

DI = D_O×f_Si×f_Mn×f_P×f_S×f_Cu×f_Ni×f_Cr …(2)

HRC = 38.99+17.48C+2.55Si-2.28Ni+2.37Cr+8.04Ti …(3)

본 명세서 중에 기재된 용어를 아래와 같이 정의한다.

담금질 계수 D_O는 결정 입도와 탄소 함유량으로 규정되는 계수이며, 최대 담금질 직경 DI를 산출할 때에 사용되는 것이다. 결정 입도 번호가 No.7일 때, 담금질 계수 D_O는 8.65×√C으로 주어진다. 즉, 담금질 계수 D_O의 수치 8.65는 그레인 사이즈(Grain Size) No.7에서 일의적으로 결정되는 계수이다. 예컨대, 이 계수는 그레인 사이즈 No.6일 때는 9.40이며, 그레인 사이즈 No.8일 때는 7.95이다.

도 1은 부식 피트의 발생으로부터 균열의 진전에 이르기까지의 모양을 각각 모식적으로 나타낸 단면 모식도이다.
도 2는 실시예와 비교예를 대비하여 반복 사이클수와 부식 감량의 상관을 나타내는 특성 선도이다.
도 3은 실시예와 비교예를 대비하여 반복 사이클수와 피트의 종횡비의 상관을 나타내는 특성 선도이다.
도 4는 실시예 시료에 발생한 부식 피트의 깊이와 발생 빈도의 상관을 나타내는 특성 선도이다.
도 5는 비교예 시료에 발생한 부식 피트의 깊이와 발생 빈도의 상관을 나타내는 특성 선도이다.
도 6은 각종의 코일 스프링이 파손하기까지의 횟수와 응력 진폭의 상관을 나타내는 특성도이다.
도 7은 각종의 코일 스프링의 체결 응력과 잔류 전단 변형의 상관을 나타내는 특성도이다.

이하, 본 발명을 실시하기 위한 바람직한 형태에 대하여 설명한다.

본 발명 강은 대별하면 이하의 3개의 특징을 갖는다.

첫째로, 탈탄은 스프링의 성능을 좌우하는 중요한 요소이며, 성분을 결정하는 데에 있어서 고려해야 하는 중요한 검토 항목의 하나이다. 탈탄을 검토하는 하나의 수단으로서 2상역과 오스테나이트역의 경계를 규정하는 Ac₃ 변태점이 있다. 이 Ac₃ 변태점이 작으면 가열 온도는 낮게 끝나고, 또 가령 같은 가열 온도의 경우이어도 담금질까지의 허용 온도를 낮게 채용할 수 있기 때문에 탈탄에 대하여 유리하다고 생각된다. 기존 고Cr 강의 최적 성분에서의 Ac₃점이 867℃이었기 때문에, 본 발명 강에서는 적어도 기존 고Cr 강과 동등한 Ac₃점이 되도록, 스프링 성능(대기 내구성, 새그(sag)성, 부식 내구성), 담금질성, 템퍼링 경도를 확보하면서 성분 설계의 검토를 행했다. 여기서 최적 성분은 반드시 상한치와 하한치의 중앙의 값(가산 평균치)이 해당하는 것은 아니다. 최적 성분은 스프링 성능, 담금질성, 템퍼링 경도를 종합적으로 평가하는 것에 의해 결정되어야 하는 것이며, 오히려 상한치와 하한치의 가산 평균치보다도 조금 낮은 값인 경우가 많다. 그 결과, 본 발명 강의 최적 성분에서의 Ac₃점은 867℃로 되어, 기존 고Cr 강과 거의 동등한 탈탄 성능을 V 무첨가, 저Ni의 성분으로 얻을 수 있었다. 탈탄의 지표가 되는 Ac₃ 변태점은 식(1)을 이용하여 산출했다. 탈탄의 수준은 기존 고Cr 강(종래 강)과 같게 되도록 조정했다. Ac₃ 변태점은 식(1)을 이용하여 산출했지만, 일반적으로 알려져 있는 실험식이다. 단, 이들의 성분은 탈탄만으로는 결정할 수 없고, 부식 내구성이나 새그에 대하여 긍정적으로 작용하기 때문에, Ni, V를 감하여 부식 내구성이나 새그가 열화된 부분을 보전하면서 Ac₃ 변태점과 템퍼링 경도가 기존 고Cr 강과 같게 되도록 조정했다.

둘째로, 스프링의 경도는 스프링의 성능을 좌우하는 중요한 요소이며, 스프링의 선 직경이나 크기에 좌우되지 않고 균일한 경도로 하는 것은 매우 중요한 일이다. 그것을 위해서는 담금질성을 고려한 검토가 필요하다. 본 발명에서는 담금질성을 검토하기 위해서 최대 담금질 직경 DI를 이용했다. 최대 담금질 직경 DI를 산출하기 위해서, 상기 (2)식으로 표시되는 H.Hollomon&L.D.Jaffe의 식을 이용했다.

셋째로, 템퍼링 경도는 코일 스프링의 최종 경도를 규정하여, 스프링 성능에 큰 영향을 미치며, 기존 고Cr 강과 같은 템퍼링 온도에서 같은 경도를 얻을 수 있으면, 템퍼링 온도를 변경함이 없이 생산가능하게 되기 때문에, 스프링의 생산성을 고려하는 데에 있어서 중요한 요소의 하나이다. 템퍼링 경도의 산출에는 상기 (3)식을 이용했다. 이 식(3)은, 과거에 시험을 행한 강종 차이의 시험 결과에 대하여 다변량 해석을 행하여 구한 회귀식(실험식)이다. 전술한 탈탄과 마찬가지로, 템퍼링 경도만으로는 강 성분의 조성은 결정되지 않고, 부식 내구성이나 새그성이나 Ac₃ 변태점이나 탈탄 등을 종합적으로 만족시키는 것 같은 강 성분의 조성으로 조정된다. 기존 고Cr 강의 템퍼링 온도 T℃에서의 템퍼링 경도는 최적 성분에서 52.5HRC이다. 이것에 비하여 본 발명 강에서는 같은 템퍼링 온도 T℃에서의 템퍼링 경도는 52.6HRC이다. 이상과 같이, 최적 성분에서 같은 템퍼링 경도가 얻어지 도록 C, Si, Ni, Cr, Ti의 양을 조정했다.

이들 3개의 특징을 구비하는 본 발명의 고강도 스프링용 강, 고강도 스프링의 제조방법 및 고강도 스프링을 이하에 순서대로 기재한다.

(1) 본 발명의 고강도 스프링용 강은, 질량%로, C: 0.38 내지 0.44%, Si: 2.00 내지 2.30%, Mn: 0.79 내지 1.25%, Cr: 0.10 내지 0.43%, Ni: 0.15 내지 0.35%, Cu: 0.15 내지 0.35%, Ti: 0.05 내지 0.13%, P: 0.02% 이하(0%를 포함하지 않는다), S: 0.02% 이하(0%를 포함하지 않는다), Al: 0.003 내지 0.10%, N: 0.002 내지 0.012%, O: 0.0002% 이하(0%를 포함하지 않는다)를 함유하고, 잔부가 철 및 불가피 불순물로 이루어지며, 하기 식(1)으로 구한 탈탄 성능의 지표가 되는 Ac₃ 변태점이 859℃ 이상 885℃ 이하의 범위에 있고, 또한 하기 식(2)으로 구한 담금질 성능의 지표가 되는 최대 담금질 직경 DI가 70mm 이상 238mm 이하의 범위에 있으며, 또한 하기 식(3)으로 구한 스프링 성능의 지표가 되는 템퍼링 경도 HRC가 50 이상 55 이하의 범위에 있는 것을 특징으로 한다.

Ac₃ = 910-203×√C-15.2Ni+44.7Si+104V+31.5Mo+13.1W …(1)

DI = D_O×f_Si×f_Mn×f_P×f_S×f_Cu×f_Ni×f_Cr …(2)

HRC = 38.99+17.48C+2.55Si-2.28Ni+2.37Cr+8.04Ti …(3)

본 발명에 의하면, 합금 원소의 첨가량이 적음에도 불구하고 부식 환경 하에서의 부식 감량이 기존 고Cr 강과 거의 같은 정도로 되거나, 또는 그 이하로 된다(도 2).

또한, 본 발명에 의하면, 부식 환경 하에서 발생하는 부식 피트의 형상이 평평하게 되어, 국부 응력 집중이 발생하기 어려워진다(도 3).

또한, 본 발명에 의하면, 부식 환경 하에서 발생하는 부식 피트의 깊이가 얕기 때문에, 피로 균열이 발생하기 어려워 부식 수명이 향상된다(도 4, 도 5, 도 6).

(2) 본 발명의 고강도 스프링의 제조방법은, 질량%로, C: 0.38 내지 0.44%, Si: 2.00 내지 2.30%, Mn: 0.79 내지 1.25%, Cr: 0.10 내지 0.43%, Ni: 0.15 내지 0.35%, Cu: 0.15 내지 0.35%, Ti: 0.05 내지 0.13%, P: 0.02% 이하(0%를 포함하지 않는다), S: 0.02% 이하(0%를 포함하지 않는다), Al: 0.003 내지 0.10%, N: 0.002 내지 0.012%, O: 0.0002% 이하(0%를 포함하지 않는다)를 함유하고, 잔부가 철 및 불가피 불순물로 이루어지며, 하기 식(1)으로 구한 탈탄 성능의 지표가 되는 Ac₃ 변태점이 859℃ 이상 885℃ 이하의 범위에 있고, 또한 하기 식(2)으로 구한 담금질 성능의 지표가 되는 최대 담금질 직경 DI가 70mm 이상 238mm 이하의 범위에 있으며, 또한 하기 식(3)으로 구한 스프링 성능의 지표가 되는 템퍼링 경도 HRC가 50 이상 55 이하의 범위에 있는 강을,

열간 또는 냉간으로 선재에 가공하여, 원하는 코일 스프링 형상으로 권입 성형하고, 담금질 템퍼링의 열처리를 실시하고, 핫 세팅하고, 온간 숏 피닝하고, 프리세팅하는 것을 특징으로 한다.

Ac₃ = 910-203×√C-15.2Ni+44.7Si+104V+31.5Mo+13.1W …(1)

DI = D_O×f_Si×f_Mn×f_P×f_S×f_Cu×f_Ni×f_Cr …(2)

HRC = 38.99+17.48C+2.55Si-2.28Ni+2.37Cr+8.04Ti …(3)

열간 스프링은, 선재 가열→권입(코일 스프링 형상으로 성형)→담금질→템퍼링→핫 세팅→온간 숏 피닝→프리세팅→화성 처리→도장의 일련의 공정을 거쳐 제조된다. 한편, 냉간 스프링은, 담금질 템퍼링 선재→권입 →변형 교정 어닐링→핫 세팅→온간 숏 피닝→프리세팅→화성 처리→도장의 일련의 공정을 거쳐 제조된다.

본 발명에 의하면, Ni, Cr, Mo, V 등의 비싼 합금 원소를 저감시킨 재료임에도 불구하고, 종래 강에 비하여 본 발명의 범위 내의 강종에 있어서 조성비의 차이에 의한 부식 수명(부식 내구성)의 저하를 억제할 수 있다.

(3) 상기 (2)에 있어서, 상기 선재를 열간 성형 또는 냉간 성형에 의해 상기 원하는 코일 스프링 형상으로 권입 성형하고, 온간 숏 피닝을 실시하는 것에 의해, 최대 전단 응력을 1176MPa 이상으로 한다.

본 발명에 의하면, 온간 숏 피닝을 실시하는 것에 의해, 표층부에 잔류하는 잔류 압축 응력이 높아져, 최대 전단 응력을 1176MPa 이상의 수준으로 향상시킬 수 있다. 한편, 코일 스프링 강의 최대 전단 응력을 무제한으로 크게 하는 것은 불가능하지만, 제조상의 여러가지의 제약으로부터 그 상한치는 1400MPa 정도이다.

(4) 상기 (2) 또는 (3)에 있어서, 온간 숏 피닝을 200℃ 이상 300℃ 이하의 범위에서 실시하는 것이 바람직하다.

200℃ 미만의 온도에서는 온간 숏 피닝의 효과가 얻어지지 않거나 또는 그 효과가 불충분하게 된다. 한편, 300℃을 초과하는 온도에서는, 재가열이 필요하게 되거나 또는 온도 조절이 어려워진다.

(5) 본 발명의 고강도 스프링은 상기 (2) 내지 (4)의 어느 하나의 방법을 이용하여 제조된 것을 특징으로 한다. 본 발명의 고강도 스프링은, 열간 성형된 코일 스프링 및 냉간 성형된 코일 스프링의 어느 것에도 적용할 수 있다.

이하, 각종 성분 원소의 바람직한 범위와 그 이유에 대하여 서술한다.

(1) C: 0.38 내지 0.44%

탄소(C)는 강 중에 필연적으로 포함되고, 담금질·템퍼링 후의 강도와 경도의 향상에 기여한다. 필요한 강도를 확보하는 관점에서 0.38% 이상의 C량의 첨가가 필요하지만, 보다 바람직하게는 0.39% 이상의 C량을 첨가한다. 한편, C량이 지나치게 많으면, 부식 피트의 종횡비가 증대하여 부식 피트 형상이 날카롭게 되어, 부식 피트에의 응력 집중이 증대되고, 또한 강 중 소지(素地)의 인성이 열화됨으로써 내수소 취성도 열화된다. 그 결과, C량이 과잉이면 부식 내구성이 열화되기 때문에 상한치를 0.44%로 하지만, 보다 바람직하게는 0.43%로 한다.

(2) Si: 2.00 내지 2.30%

Si는 고용 강화 원소로서 강도 향상에 기여하며, 내력도 향상시킨다. 그 때문에, Si량이 지나치게 적으면 소지 강도가 부족하다. 또한 Si는 템퍼링시의 탄화물 석출 온도를 고온측으로 이동시켜, 템퍼링 취성역을 고온측으로 이동시키는 것에 의해 내수소 취성을 향상시키는 작용도 갖는다. 이들의 효과를 얻기 위해서는 2.00% 이상의 첨가가 필요하다. 그러나, Si량이 과잉이면, 탈탄을 조장하여 가공성을 악화시키기 때문에 상한을 2.30%로 한다. 바람직하게는 2.20%로 한다.

(3) Mn: 0.79 내지 1.25%

Mn은 평형 상태도에 있어서의 오스테나이트 영역을 넓히는 원소이며, 안정되게 페라이트 탈탄을 억제하는 데 유효하다. 또한, 개재물 생성의 원인이 되는 S를 무해화하는 효과가 있다. 이들의 효과를 얻기 위해서는 0.79% 이상의 첨가가 필요하다. 그러나, Mn량이 과잉이면 강 소지의 인성이 열화되는 것에 의해 내수소 취성이 열화되고, 그 결과, 부식 내구성이 열화되기 때문에, 상한치를 1.25%로 한다. 보다 바람직하게는 Mn량의 상한치를 1.00%로 한다.

(4) Cr: 0.1 내지 0.43%

Cr은 고용 강화에 의해 강의 소지를 강화하고, 또한 담금질성을 향상시키는 작용을 갖는다. 이들의 효과를 얻기 위해서는 0.10% 이상의 첨가가 필요하다. 그러나, Cr은 부식 피트 저부의 PH값을 내려 부식 피트의 종횡비를 증대시키는(피트 형상이 날카롭게 되는) 것으로 부식 내구성이 열화되기 때문에 상한치를 0.43%로 한다. 보다 바람직하게는 Cr량의 상한치를 0.30% 이하로 한다.

(5) Ni: 0.15 내지 0.35%

Ni는 Cu와 마찬가지로 내식성을 높이는 작용 및 녹의 비정질 조성을 증대시켜 부식 피트의 종횡비를 저감시키는 작용을 갖는다. 이들의 효과를 얻기 위해서는 0.15% 이상의 첨가가 필요하다. 그러나, Ni량이 과잉이면, 비용의 증대를 초래하기 때문에 상한치를 0.35%로 한다. 보다 바람직하게는 Ni량의 상한치를 0.25% 이하로 한다.

(6) Cu: 0.15 내지 0.35%

Cu는 전기화학적으로 철보다도 이온화 경향이 높은 금속 원소이어서, 강의 내식성을 높이는 작용을 갖는다. 또한 Cu는 부식 중에 생기는 녹의 비정질 조성을 증대시켜, 부식 원인의 하나인 염소(Cl)가 부식 피트 저부에서 응축되는 것을 억제하는 작용을 갖는다. 이 작용에 의해 부식 피트의 종횡비가 제어되어, 응력 집중이 완화되어, 부식 내구성이 향상된다. 이들의 효과를 얻기 위해서는 0.15% 이상의 첨가가 필요하다. 그러나, Cu량이 과잉이면 열간 압연 균열을 발생시키는 경우가 있기 때문에 상한치를 0.35%로 한다. 보다 바람직하게는 Cu량의 상한치를 0.25%로 한다.

(7) Ti: 0.05 내지 0.13%

Ti는 담금질·템퍼링 후의 구오스테나이트 결정립을 미세화하여, 대기 내구성 및 내수소 취성의 향상에 유효하다. 이들의 효과를 얻기 위해서는 0.05% 이상의 첨가가(바람직하게는 0.07% 이상) 필요하다. 그러나, Ti량이 과잉이면, 조대한 Ti 질화물이 석출하여 피로 특성이 열화되기 때문에 상한치를 0.13%로 한다. 보다 바람직하게는 Ti량의 상한치를 0.11%로 한다.

(8) 함유량을 제한하는 것이 권장되는 불순물 원소

Al, P, S, O, N은 제강 공정에서 강 중에 들어오는 불순물 원소이며, 이들의 함유량을 제한하는 것이 권장된다. 이들의 불순물 원소의 바람직한 허용 함유량을 스프링 성능과 제조 설비 능력의 관점에서 아래와 같이 각각 규정했다.

(8-1) Al: 0.003 내지 0.10%

Al은 용강 처리시의 탈산제로서 작용하는 원소이다. 또한, Al은 미세한 알루미늄 질화물을 형성하여, 그 피닝 효과에 의해 결정립을 미세화하는 효과가 있다. 이들의 효과를 얻기 위해서는 적어도 0.003% 이상의 Al량의 첨가가 필요하다. 더 바람직하게는 0.005% 이상의 Al량을 첨가한다.

그러나, Al량이 과잉이면 조대한 알루미늄 질화물(AlN)을 형성하여, 피로 특성에 악영향을 미치기 때문에 상한치를 0.10%로 한다. 더 바람직하게는 Al량의 상한치를 0.03%로 한다.

(8-2) P: 0.02% 이하(0%를 포함하지 않는다)

P는 구오스테나이트립계에 편석하여 입계를 취화시켜, 피로 특성을 저하시키는 원소이다. 이것 때문에 P량은 가능한 한 낮게 하는 것이 바람직하지만, 보통 수준의 피로 특성을 얻기 위해서는 0.02% 이하로 억제하는 것이 바람직하고, 더욱 높은 수준의 피로 특성을 얻기 위해서는 0.01% 이하로 억제하는 것이 바람직하다.

(8-3) S: 0.02% 이하(0%를 포함하지 않는다)

S는 P와 마찬가지로 구오스테나이트립계에 편석하여 입계를 취화시켜, 피로 특성을 저하시키는 원소이다. 이것 때문에 S량은 가능한 한 낮게 하는 것이 바람직하지만, 보통 수준의 피로 특성을 얻기 위해서는 0.02% 이하로 억제하는 것이 바람직하고, 더욱 높은 수준의 피로 특성을 얻기 위해서는 0.01% 이하로 억제하는 것이 바람직하다.

(8-4) O: 0.002% 이하(0%를 포함하지 않는다)

산소(O)는 산화물계 개재물을 생성시켜, 피로 특성을 저하시키는 원소이다. O량이 과잉으로 되면 알루미나(Al₂O₃) 등의 조대한 산화물계 개재물이 생성되어, 피로 특성을 현저히 저하시킨다. 이것 때문에 O량은 가능한 한 낮게 하는 것이 바람직하지만, 보통 수준의 피로 특성을 얻기 위해서는 0.002% 이하로 억제하는 것이 바람직하다.

(8-5) N: 0.002 내지 0.012%

질소(N)는 Al과 함께 질화물을 형성하여 결정립의 미세화에 기여한다. 이를 위해서는 0.002% 이상의 첨가가 필요하다. 그러나, N량이 과잉이면 Ti나 Al과 함께 조대한 질화물을 형성하여, 결정립 조대화 방지의 효과가 얻어지지 않고, TiN 계 개재물을 생성시켜, 피로 특성의 저하를 초래하기 때문에 N량의 상한치를 0.012%로 한다. 또한 N량의 상한치를 0.010%로 하는 것이 보다 바람직하다.

(9) Ac₃ 변태점

Ac₃ 변태점이 낮은 곳에 있으면 가열 온도는 낮게 끝나, 탈탄에 대하여 유리하다. 역으로, 가열 온도가 같다고 가정하면, 담금질까지의 허용 온도를 낮게 잡을 수 있기 때문에 탈탄에 대하여 유리하다고 생각된다.

표 1을 참조하여 Ac₃ 변태점에 관한 본 발명 강의 성분 설계의 일례를 설명한다.

본 발명 강은, 기존 고Cr 강의 조성을 바탕으로 하여 성분의 기본 설계를 행하고, 추가로 Ac₃점의 최적값이 기존 고Cr 강과 동등한 정도의 Ac₃점의 최적값이 되도록 겨냥하여 성분의 상세 설계를 행했다. 즉, 기존 고Cr 강의 최적 성분(C: 0.41%, Si: 1.75%, Ni: 0.5%, V: 0.16%)에서의 Ac₃점이 867.3℃이기 때문에, 적어도 기존 고Cr 강과 동등한 정도의 Ac₃점이 되도록, 스프링 성능(대기 내구성, 새그성, 부식 내구성), 담금질성, 템퍼링 경도를 확보하면서(고강도 스프링용 강으로서의 성능 수준의 유지의 확인을 하면서) 본 발명 강의 성분 설계의 검토를 행했다. 그 결과, 본 발명 강의 최적 성분(C: 0.415%, Si: 2.05%, Ni: 0.2%, V 무첨가)에서의 Ac₃점은 867.8℃로 되어, 기존 고Cr 강과 실질적으로 동등한 탈탄 성능을 본 발명 강에서는 V 무첨가, 낮은 Ni량으로 얻을 수 있었다. 여기서 「최적값」이란, Ac₃점의 최소치로부터 최대치까지의 사이에서 최선의 스프링 특성이 얻어지는 이상적인 성분 조성을 말한다. 이 최적값은 반드시 최소치와 최대치의 중앙의 값(가산 평균치)가 해당하는 것은 아니다. 최적값은 오히려 최소치와 최대치의 가산 평균치보다도 조금 낮은 값인 경우가 많다.

이와 같이 Ac₃점은 강의 탈탄 성능의 지표가 되는 중요한 요소이다. Ac₃점은 하기 식(1)으로 주어진다. 단, 식 중의 기호는 강 중 원소의 함유량(질량%)이다.

Ac₃ = 910-203×√C-15.2Ni+44.7Si+104V+31.5Mo+13.1W …(1)

Ac₃점이 859℃가 되는 경우의 본 발명 강의 성분 설계의 일례는 C: 0.44%, Si: 2.0%, Ni: 0.35%, V 무첨가이다. 또한, Ac₃점이 885℃가 되는 경우의 본 발명 강의 성분 설계의 일례는 C: 0.38%, Si: 2.3%, Ni: 0.15%, V 무첨가이다.

Ac₃점이 867℃가 되는 경우의 본 발명 강의 최적 성분 설계의 일례는 C: 0.415%, Si: 2.05%, Ni: 0.20%, V 무첨가이다.

한편, 기존 고Cr 강에 있어서는, Ac3점이 861℃가 되는 경우의 기존 고Cr 강의 성분 설계의 일례는 C: 0.42%, Si: 1.70%, Ni: 0.6%, V: 0.15%이다. 또한, Ac₃점이 886℃가 되는 경우의 기존 고Cr 강의 성분 설계의 일례는 C: 0.38%, Si: 1.90%, Ni: 0.3%, V: 0.20%이다. 또한, Ac₃점이 867.3℃가 되는 경우의 기존 고Cr 강의 최적 성분 설계의 일례는 C: 0.41%, Si: 1.75%, Ni: 0.5%, V: 0.16%이다.

[표 1]

(10) 담금질성

스프링의 경도는 스프링의 성능을 좌우하는 중요한 요소이며, 스프링의 선 직경이나 크기에 좌우되지 않고 균일한 경도로 하는 것은 중요하다. 그것을 위해서는 담금질성을 고려한 검토가 필요하다. 담금질성을 평가하기 위해서, 환봉(丸棒)을 물 담금질했을 때에 중심 부분의 50% 이상이 마텐사이트 변태할 수 있을 때의 최대 직경 DI를 이용했다.

표 2를 참조하여 담금질성에 관한 본 발명 강의 성분 설계의 일례를 설명한다.

본 발명 강은, 기존 고Cr 강의 조성을 바탕으로 하여 성분의 기본 설계를 행하고, 추가로 최대 직경 DI의 최적값이 기존 고Cr 강과 동등한 정도의 최대 직경 D 의 최적값이 되도록 겨냥하여 성분의 상세 설계를 행했다. 즉, 하기 식(2)으로 주어지는 H.Hollomon&L.D.Jaffe의 식을 이용하여 최대 직경 DI를 구했다.

DI = D_O×f_Si×f_Mn×f_P×f_S×f_Cu×f_Ni×f_Cr …(2)

단, D_O = 8.65×√C, f_Si = 1+0.64×%Si, f_Mn = 1+4.10×%Mn, f_P = 1+2.83×%P, f_S = 1-0.62×%S, f_Cu = 1+0.27×%Cu, f_Ni = 1+0.52×%Ni, f_Cr = 1+2.33×%Cr이다.

본 발명에 있어서, 위 식(2)으로 규정되는 최대 직경 DI가 70 내지 238mm의 범위가 되도록 성분 설계하는 것이 바람직하다. DI값이 70mm를 하회하면, 코일 스프링에 요구되는 원하는 담금질이 불가능해진다. 한편, DI값이 238mm를 초과하면, 담금질시에 균열이 발생할 우려가 있다.

최대 직경 DI가 70mm가 되는 경우의 본 발명 강의 성분 설계의 일례는 C: 0.38%, Si: 2.0%, Mn: 0.79%, P: 0%, S: 0%, Cr: 0.1%, Ni: 0.15%, Cu: 0.15%, V 무첨가이다. 또한, 최대 직경 DI가 238mm가 되는 경우의 본 발명 강의 성분 설계의 일례는 C: 0.44%, Si: 2.3%, Mn: 1.25%, P: 0.02%, S: 0.02%, Cr: 0.43%, Ni: 0.35%, Cu: 0.35%, V 무첨가이다.

또한 최대 직경 DI의 최적값인 115mm를 목적으로 하여, 최대 직경 DI를 115±10mm(105-125mm)의 범위로 하는 것이 가장 바람직하다. 최대 직경 DI가 115mm가 되는 경우의 본 발명 강의 성분 설계의 일례는 C: 0.415%, Si: 2.05%, Mn: 1.00%, P: 0.009%, S: 0.006%, Cr: 0.2%, Ni: 0.2%, Cu: 0.2%, V 무첨가이다.

한편, 기존 고Cr 강(종래 강)에 있어서는, 최대 직경 DI가 63mm가 되는 경우의 기존 고Cr 강의 성분 설계의 일례는 C: 0.38%, Si: 1.7%, Mn: 0.1%, P: 0%, S: 0%, Cr: 1.0%, Ni: 0.3%, Cu: 0.2%이다. 또한, 최대 직경 DI가 189mm가 되는 경우의 기존 고Cr 강의 성분 설계의 일례는 C: 0.42%, Si: 1.9%, Mn: 0.45%, P: 0.02%, S: 0.02%, Cr: 1.1%, Ni: 0.6%, Cu: 0.3%이다. 또한, 최대 직경 DI가 95mm가 되는 경우의 기존 고Cr 강의 최적 성분 설계의 일례는 C: 0.41%, Si: 1.75%, Mn: 0.18%, P: 0.009%, S: 0.006%, Cr: 1.04%, Ni: 0.5%, Cu: 0.22%이다.

[표 2]

(11) 템퍼링 경도

템퍼링 경도는 스프링의 최종 경도가 되어, 스프링 성능에 큰 영향을 미친다. 기존 고Cr 강과 같은 템퍼링 온도에서 같은 경도를 얻을 수 있으면, 템퍼링 온도를 변경함이 없이 생산 가능하게 되기 때문에, 스프링의 생산성을 생각한 경우에는 중요한 요소이다.

강의 템퍼링 경도는 록웰 C 스케일(Rockwell C Scale, HRC)로 평가했다. 템퍼링 경도 HRC는 하기 식(3)으로 주어진다.

HRC = 38.99+17.48C+2.55Si-2.28Ni+2.37Cr+8.04Ti …(3)

이 식(3)은, 과거에 시험을 행한 강종 차이의 시험 결과에 대하여 다변량 해석을 행하여 구한 회귀식(실험식)이다. 템퍼링 경도만으로는 강 성분의 조성은 결정되지 않고, 부식 내구성이나 새그성이나 Ac₃ 변태점이나 탈탄 등을 종합적으로 만족시키는 것 같은 강 성분의 조성으로 조정된다.

표 3을 참조하여 담금질성에 관한 본 발명 강의 성분 설계의 일례를 설명한다.

본 발명 강은, 기존 고Cr 강의 조성을 바탕으로 하여 성분의 기본 설계를 행하고, 추가로 템퍼링 경도 HRC의 최적값이 기존 고Cr 강(종래 강)과 동등한 정도의 템퍼링 경도 HRC의 최적값이 되도록 겨냥하여 성분의 상세 설계를 행했다.

기존 고Cr 강의 어떤 템퍼링 온도 T℃에서의 템퍼링 경도가 최적 성분에서 52.5HRC이다. 이에 비하여 본 발명 강의 최적 성분에서는 같은 템퍼링 온도 T℃ 에서의 템퍼링 경도가 52.6HRC이다. 이상과 같이, 최적 성분에서 같은 템퍼링 경도가 얻어지도록 C, Si, Ni, Cr, Ti의 양을 각각 조정했다.

본 발명에 있어서, 템퍼링 경도는 48 내지 58HRC의 범위가 바람직하고, 특히 50 내지 56HRC의 범위가 가장 바람직하다. 템퍼링 경도가 48HRC를 하회하면, 코일 스프링에 요구되는 원하는 기계적 특성이 얻어지지 않고, 스프링에 새그가 생기기 쉬워진다. 한편, 템퍼링 경도가 58HRC를 초과하면, 스프링의 표면에 상처가 난 경우에 악영향을 받기 쉬워져, 내구성이 저하된다.

템퍼링 경도가 HRC 54.3이 되는 경우의 본 발명 강의 성분 설계의 일례는 C: 0.44%, Si: 2.3%, Ni: 0.35%, Cr: 0.43%, Ti: 0.13%이다. 또한, 템퍼링 경도가 HRC 50.6이 되는 경우의 본 발명 강의 성분 설계의 일례는 C: 0.38%, Si: 2.0%, Ni: 0.15%, Cr: 0.10%, Ti: 0.05%이다.

또한 템퍼링 경도의 최적값인 HRC 52.6을 목적으로 하여, 본 발명 강의 성분 설계의 일례는 C: 0.415%, Si: 2.05%, Ni: 0.20%, Cr: 0.38%, Ti: 0.09%이다.

한편, 기존 고Cr 강(종래 강)에 있어서는, 템퍼링 경도가 HRC 51.4가 되는 경우의 기존 고Cr 강의 성분 설계의 일례는 C: 0.38%, Si: 1.7%, Ni: 0.60%, Cr: 1.00%, Ti: 0.05%이다. 또한, 템퍼링 경도가 HRC 53.8이 되는 경우의 기존 고Cr 강의 성분 설계의 일례는 C: 0.42%, Si: 1.9%, Ni: 0.30%, Cr: 1.10%, Ti: 0.09%이다. 또한 템퍼링 경도의 최적값인 HRC 52.5를 목적으로 하여, 기존 고Cr 강의 성분 설계의 일례는 C: 0.41%, Si: 1.75%, Ni: 0.50%, Cr: 1.05%, Ti: 0.07%이다.

[표 3]

(12) 부식 감량

부식 감량은 재료의 전면 부식에 대한 내구성을 평가하기 위한 하나의 판단기준이다. 보통, 금속 재료에 있어서, 전면 부식(부식 감량)이 큰 경우는 부식 피트(공식)의 발생 빈도가 작고, 전면 부식(부식 감량)이 작은 경우는 부식 피트(공식)의 발생 빈도가 커진다고 하는 상충의 관계에 있다. 예컨대, Cr의 첨가는, 전면 부식에 대해서는 긍정적으로 작용하지만, 부식 피트(공식)에 대해서는 부정적으로 작용한다.

(13) 부식 피트의 발생 빈도와 깊이

부식 피트의 발생 빈도 등은 기준화 변수 y를 이용하여 평가했다. 본 발명 강과 기존 고Cr에 대하여 부식 피트의 발생 빈도와 깊이의 관계를 조사한 결과를 후술하는 도 4와 도 5에 각각 나타내었다. 여기서, 기준화 변수 y란, 금속 재료의 개재물 평가에 사용되는 극치(極値) 통계(누적 분포 함수나 2중 지수 분포 함수를 이용하는 통계 방법) 중 2중 지수 분포 함수를 이용하는 방법에서 산출되는 변수의 것을 말한다. 산출된 기준화 변수 y를 극치 통계 그래프 중에 순차적으로 기입해 나가는 것에 의해, 극치 통계 그래프에서의 플롯 점군(點群)의 경사가 결정된다. 이 경사로부터 발생 빈도(본 실시 형태에서는 개재물 대신에 부식 피트의 발생 빈도)를 파악할 수 있다. 한편, 2중 지수 분포의 기준화 변수 y를 이용하는 극치 통계의 수법에 관해서는, 「금속 피로 미소 결함과 개재물의 영향; 村上敬宜 저; 養賢堂 발행; 부록 A p233-p239」에 자세히 기재되어 있다.

도 1을 참조하여 부식 피트의 발생으로부터 균열 진전까지 이르는 메커니즘을 설명한다.

스프링을 구성하는 강의 표면에 부식성이 강한 용질 이온이 농축하는 등의 원인에 의해 국부적인 전기화학 반응이 생기면, 도 1의 (a)에 나타낸 바와 같이 작은 오목상의 부식 피트가 생긴다. 이 초기의 부식 피트가 도 1의 (b)에 나타낸 바와 같이 성장하여 깊어지면, 피트의 저부에 국부 응력 집중이 생겨 도 1의 (c)에 나타낸 바와 같이 작은 균열이 생긴다. 그리고, 또한 반복 응력에 의해, 도 1의 (d)에 나타낸 바와 같이 균열이 진전하여 최종적으로 스프링이 파단하기에 이른다.

부식에 의해 발생하는 피트의 발생과 성장을 늦추는 것 또는 그 형상을 제어하는 것은, 피트 바닥으로부터의 균열의 발생을 늦추는 것으로 연결되고, 그 결과로서 부식 피로 수명이 길어진다.

부식 피트의 폭은 금속 현미경의 관찰 시야 내에서 측정할 수 있다.

또한, 부식 피트의 깊이도 금속 현미경의 관찰 시야 내에서 측정할 수 있다.

측정한 부식 피트의 깊이와 폭을 이용하여 피트 형상을 구할 수 있다.

(14) 대기 내구성

스프링 재료를 대기 중에 폭로했을 때의 대기 내구성도 중요한 평가 항목의 하나이다. 대기 내구성 시험은 스프링이 파단(파손)할 때까지 압축하는 방향으로 반복 하중을 대기 중에서 부하하는 것이다. 스프링이 파손하기까지의 반복 횟수가 많을수록 대기 내구성이 우수한 재료라고 평가된다.

(15) 새그 성능

새그 성능은 스프링 재료의 중요한 평가 항목이다. 코일 스프링의 새그 성능은 스프링에 압축 하중을 인가하는 체결 시험에 의해 측정한다. 체결 시험에 있어서, 스프링을 소정 조건(압축 하중, 시간, 온도) 하에 두고, 하중을 해제했을 때에 원래의 형상으로 어느 정도까지 회복하는가를 측정하여 평가한다.

(16) 부식 내구 시험

부식 내구 시험은 염수 분무 시험→피로 시험→항온 항습조 유지를 1일당 1사이클로 하여, 이 사이클을 도장 없는 코일 스프링이 파손(파단)할 때까지 반복하는 시험이다. 염수 분무 시험은 도장 없는 코일 스프링에 5% NaCl 수용액을 30분간 분무하는 시험이다(JIS Z2371 준거). 피로 시험은 도장 없는 코일 스프링에 3000회 가진(加振)하는 (반복 교번 하중) 시험이다. 항온 항습조는 피로 시험 후의 스프링을 실온(23 내지 25℃) 하에서 상대습도 50 내지 60%의 상태에 23시간 유지하는 용기이다. 항온 항습조 유지한 후에, 코일 스프링은 다시 염수 분무 시험에 제공된다.

(17) 스프링의 제조방법

본 발명은 열간 코일 스프링과 냉간 코일 스프링의 양쪽에 적용가능하다.

열간 코일 스프링은 하기의 공정을 거쳐 제조된다.

선재 가열(고주파 가열)→권입(코일 스프링 형상으로 성형)→담금질(기름 담금질)→템퍼링→핫 세팅→온간 숏 피닝→수냉→프리세팅→화성 처리→도장

냉간 코일 스프링은 하기의 공정을 거쳐 제조된다.

담금질 템퍼링 선재→권입(코일 스프링 형상으로 성형)→변형 교정 어닐링→핫 세팅→온간 숏 피닝→프리세팅→화성 처리→도장

실시예

이하, 첨부 도면과 표를 참조하고 실시예를 들어 본 발명을 비교예 및 참조예와 대비하면서 구체적으로 설명한다. 단, 본 발명은 이하의 실시예만에 한정되는 것은 아니고, 본 발명의 과제나 목적에 적합할 수 있는 범위에서 여러가지 변경을 가하여 실시하는 것이 가능하다.

표 4 및 표 5에 나타내는 조성의 비교예 1 내지 4(강종 A 내지 D), 실시예 1 내지 7(강종 E 내지 K) 및 참고예 1, 2(강종 L, M)의 각 강종을 이용하여 표 6에 나타내는 열간 코일 스프링 및 냉간 코일 스프링을 각각 제작했다. 여기서, 비교예의 강종 A 내지 D는 특허문헌 2에 기재된 조성비의 종래 강을 재현한 것이다. 또한, 참고예의 강종 L, M은 특허문헌 1에 기재된 조성비의 기존 고Cr 강을 재현한 것이다.

열간 코일 스프링은 선재 가열(980℃ 이상으로 고주파 가열 또는 노 내 가열)→권입(코일 스프링 형상으로 성형)→담금질(기름 담금질)→템퍼링(약 390℃)→핫 세팅→온간 숏 피닝→수냉→프리세팅→화성 처리→도장의 공정을 갖는 열간 가공 프로세스에 의해 제조했다.

냉간 코일 스프링은 담금질 템퍼링 선재→권입(코일 스프링 형상으로 성형)→변형 교정 어닐링(약 380℃)→핫 세팅→온간 숏 피닝→프리세팅→화성 처리→도장의 공정을 갖는 냉간 가공 프로세스에 의해 제조했다.

핫 세팅은 250℃의 온도에서 1300MPa의 응력이 발생할 때까지 스프링을 눌러, 스프링을 소성 변형시켰다.

프리세팅은 실온 하에서 1300MPa의 응력이 발생할 때까지 스프링을 눌러, 스프링을 소성 변형시켰다.

화성 처리는 인산아연계 피막을 생성하는 처리를 행했다.

도장은 정전 도장을 행했다.

표 5 중의 3개의 파라미터값 Ceq 1, Ceq 2, Ceq 3은 하기 식(4), (5), (6)을 이용하여 각각 얻어지는 특허문헌 2에 기재된 종래 강을 규정하는 파라미터이다.

Ceq1 = [C]+0.11[Si]-0.07[Mn]-0.05[Ni]+0.02[Cr] …(4)

Ceq2 = [C]+0.30[Cr]-0.15[Ni]-0.70[Cu] …(5)

Ceq3 = [C]-0.04[Si]+0.24[Mn]+0.10[Ni]+0.20[Cr]-0.89[Ti]-1.92[Nb]…(6)

[표 4]

[표 5]

[표 6]

이들의 코일 스프링을 이하의 각종 시험을 이용하여 각각 평가했다.

[부식 감량 시험]

복합 사이클 시험 모드

염수 분무(35℃, 5% NaCl) 8hr→항온 항습(35℃, 60R.H.) 16hr을 1사이클로 하여, 14사이클까지 실시했다.

시험편 형상: φ 10mm, 길이 100mm

시험편 경도: 53.5HRC

7, 14사이클 후에 중량 및 부식 피트 형상을 현미경으로써 측정하여, 정리한 결과이다.

시험 결과:

실시예 스프링과 비교예 스프링에 관하여 사이클수와 부식 감량의 관계를 각각 조사한 결과를 도 2에 나타내었다. 도면 중의 특성선 E1은 실시예의 결과를, 특성선 C1은 비교예의 결과를 나타내었다.

이들의 결과로부터 분명한 바와 같이, 실시예는 합금 원소의 첨가량이 많은 비교예와 비교하여 보아도 손색이 없는 내식성을 갖추고 있다는 것을 확인할 수 있었다.

[부식 피트 형상의 평가 시험]

부식 피트의 형상은 이하의 부식 시험을 실시함으로써 구하는 종횡비에 의해 특정할 수 있다.

환봉을 온도 960℃에서 10분간 가열한 후, 온도 70℃의 기름으로 냉각하여 기름 담금질하고, 이어서 온도 340℃에서 60분간 가열하여 템퍼링을 행한 후, 그 후 직경이 12.5mm로부터 10mm로 되도록 환봉을 절삭했다.

이 시험편에, 5질량%의 NaCl 수용액을 JIS Z 2371에 따라서 35℃에서 8시간 분무하고, 그 후 시험편을 습도 60% 및 온도 35℃의 습윤 환경에 16시간 유지하는 것을 1사이클로 하여, 이것을 합계 14사이클 행한다.

소정의 녹 제거액에 상온에서 시험편을 침지하여, 염수 분무로 발생한 녹을 제거한다. 이어서 시험편 표면의 부식 피트를 레이저 현미경으로써 관찰하여, 시험편 표면에 관찰되는 부식 피트 중에서, 깊이가 큰 것부터 순차로 20개 이상의 부식 피트를 선택하여, 그들의 부식 피트의 종횡비를 하기 식(7)에 의해 산출한다.

종횡비 = (부식 피트의 깊이×2)/(부식 피트의 폭) …(7)

보통, 철강 재료에 있어서, 부식 피트의 종횡비는 1.0 전후이다.

시험 결과:

실시예와 비교예에 관하여 사이클수와 부식 피트의 종횡비의 관계를 각각 조사한 결과를 도 3에 나타내었다. 도면 중의 특성선 E2는 실시예의 결과를, 특성선 C2는 비교예의 결과를 나타내었다.

이들의 결과로부터 분명한 바와 같이, 실시예는 비교예보다도 부식 피트의 종횡비가 작고, 부식 피트의 형상이 비교예의 것보다 평평한 것을 확인할 수 있었다. 이 결과는, 실시예에 있어서 저Cr에 의한 공식 억제 효과가 나타난 것으로 생각된다. 일반적으로 Cr은 Fe 등에 비하여 수산화물을 형성할 때에, 부식 피트 바닥(선단)의 pH가 저하되어, 공식을 촉진시키기 쉬운 원소이다고 되어 있기 때문이다.

실시예와 비교예에 관하여 부식 피트 깊이와 그 발생 빈도의 관계를 조사한 결과를 도 4 및 도 5에 각각 나타내었다. 부식 피트의 발생 빈도는 전술한 기준화 변수 y를 이용하여 평가했다. 도 4 중에는 특성선 E3으로 실시예의 결과를 나타내었다. 도 5 중에는 특성선 C3으로 비교예의 결과를 나타내었다.

양 도면을 대비하면 분명한 바와 같이, 실시예의 특성선 E3의 경사 쪽이 비교예의 특성선 C3의 경사보다도 커진다. 이로부터, 실시예에서는 얕은 부식 피트의 발생 빈도가 높아짐에 비하여, 비교예에서는 깊은 부식 피트의 발생 빈도가 높아지는 것을 알 수 있다. 바꾸어 말하면, 실시예에서는 깊은 부식 피트의 발생 빈도가 낮다.

[스프링 경도]

51.5HRC(2.75HBD): 대기 내구 시험용, 체결 시험용

53.5HRC(2.65HBD): 부식 내구 시험

같은 경도로 조질(調質)하여 종래 강과 본 발명 강의 스프링 성능의 상대 비교를 행했다.

[담금질성의 평가]

강의 담금질 성능은 DI값을 이용하여 평가했다.

비교예의 최적 성분에서의 DI값이 결정 입도 7번에서 95mm였다. 이에 비하여 실시예의 최적 성분에서의 DI값은 같은 결정 입도 7번에서 115mm였다. 이 결과로부터 실시예에서는 저Ni이어도 원하는 스프링 성능, 탈탄성, 템퍼링 경도를 각각 만족시키면서, 비교예와 동등 이상의 담금질성을 확보할 수 있다는 것을 확인할 수 있었다.

[대기 내구 시험]

평균 하중 및 변동 하중을 변화시킨 시험을 실시하여, 그것을 평균 전단 응력 τm을 735MPa로 응력 환산한 결과를 도 6에 나타낸다. 도면 중에서 흑색 마름모형 플롯은 참고예 1, 백색 마름모형 플롯은 비교예, 삼각 플롯은 실시예의 결과를 각각 나타내었다.

이들의 결과로부터 분명한 바와 같이, 실시예의 대기 수명은 비교예와 비교하여 냉간 스프링, 열간 스프링 모두 동등 이상이다는 것을 확인할 수 있었다.

[체결 시험]

체결 시험 조건

시험 응력(최대 전단 응력): 1176MPa, 1225MPa, 1274MPa

체결 온도, 시간: 80℃, 96시간

새그 성능(잔류 전단 변형 γ): γ = 8D/πGd3×(P1-P2)

도 7에 스프링의 새그 성능을 나타낸 시험 결과를 나타낸다. 도면 중에서 마름모형 플롯은 참고예 1, 삼각 플롯은 실시예의 결과를 각각 나타내었다.

이들의 결과로부터 실시예와 참고예 1에서 새그 성능은 거의 동등하였다. 냉간 스프링은 열간 스프링에 비하여 다소 새그가 크지만 이것은 실시예도 참고예 1도 같은 결과이다.

[부식 내구 시험]

부식 내구 시험은, 도장 없는 코일 스프링을 이용하여 실시하기 위해서 재료 그 자체의 성능과 스프링의 제조과정에 의한 성능을 평가하는 것을 목적으로 한 시험이다. 부식 내구 시험은 전술한 바와 같이 염수 분무 시험→피로 시험→항온 항습조 유지를 1일당 1사이클로 하여 코일 스프링이 파손하기까지의 반복 횟수를 부식 수명으로서 평가하는 시험이다. 부식 수명은 참고예 1을 기준치(100%)로 하여 기준치와의 상대 비교를 위해 백분률로 표시했다.

표 5에 실시예, 비교예, 참고예의 각 강종에 대한 부식 내구 시험 결과를 나타내었다. 이들의 시험 결과로부터, 실시예의 강종의 부식 내구성은 참고예의 기존 고Cr 강과 비교하여 동등 이상이며, 비교예의 종래 강과 같이 저부식 수명의 강종을 포함하지 않는다는 것을 냉간 스프링과 열간 스프링에서 각각 확인할 수 있었다.

본 발명의 기본적인 이점을 이하에 열거한다.

(i) 3개의 파라미터값 Ac₃, DI, HRC에 의해 정의된 조성비에 있어서 부식 수명이 길고, 또 고강도이다.

(ii) 재료 비용이 싸다.

(iii) 희소 금속 시장의 가격 변동의 영향을 받기 어려워져 재료 공급 체제가 안정화된다.

(iv) 자원 절약이다.

본 발명에 의하면, 종래 강과 동등하거나 그 이하의 Ni, Cr, Mo, V 등의 비싼 합금 원소의 첨가량임에도 불구하고, 종래 강과 비교해 보더라도 손색없는 동등한 정도의 스프링 성능이 얻어지고, 더구나 부식 수명이 뒤떨어지는 조성의 강을 포함하지 않는다.

본 발명 강을 이용하여 스프링의 평가를 실시한 결과, 3개의 파라미터값 Ac₃, DI, HRC에 의해 정의된 조성비에 있어서 대기 내구성, 내새그성, 내부식 내구성은, 종래 강과 동등하거나 그 이상의 시험 결과가 얻어졌다.

본 발명의 성능면에서의 이점을 이하에 열거한다.

(a) Ni, Cr, Mo, V 등의 합금 원소의 첨가량이 적음에도 불구하고 부식 환경 하에서의 부식 감량이 종래 강과 거의 같은 정도이거나 그 이하이다.

(b) 부식 환경 하에서 발생하는 부식 피트의 형상이 평평하며, 국부 응력 집중이 발생하기 어렵다.

(c) 부식 환경 하에서 발생하는 부식 피트의 깊이가 얕기 때문에, 피로 균열이 발생하기 어려워 부식 수명이 향상된다.

(d) 본 발명은 열간 스프링과 냉간 스프링의 어느 것에도 적용할 수 있다.

이상과 같이 본 발명 강은, 종래 강과 비교하여 V 무첨가이고, 또 저Ni, 저Cr임에도 불구하고, 부식 감량이 종래 강과 거의 같은 정도이거나 그 이하이며, 조성비의 변화에 따라 부식 감량이 커진다고 하는 경우가 없다. 또한, 본 발명 강에서는 부식 피트 형상이 평평하며, 부식 피트 깊이가 얕아진다.

Claims

질량%로, C: 0.38 내지 0.44%, Si: 2.00 내지 2.30%, Mn: 0.79 내지 1.25%, Cr: 0.10 내지 0.43%, Ni: 0.15 내지 0.35%, Cu: 0.15 내지 0.35%, Ti: 0.05 내지 0.13%, P: 0.02% 이하(0%를 포함하지 않는다), S: 0.02% 이하(0%를 포함하지 않는다), Al: 0.003 내지 0.10%, N: 0.002 내지 0.012%, O: 0.0002% 이하(0%를 포함하지 않는다)를 함유하고, 잔부가 철 및 불가피 불순물로 이루어지며,
하기 식(1)으로 구한 탈탄 성능의 지표가 되는 Ac₃ 변태점이 859℃ 이상 885℃ 이하의 범위에 있고, 또한 하기 식(2)으로 구한 담금질 성능의 지표가 되는 최대 담금질 직경 DI가 70mm 이상 238mm 이하의 범위에 있으며, 또한 하기 식(3)으로 구한 스프링 성능의 지표가 되는 템퍼링 경도 HRC가 50 이상 55 이하의 범위에 있는 것을 특징으로 하는 고강도 스프링용 강.
Ac₃ = 910-203×√C-15.2Ni+44.7Si+104V+31.5Mo+13.1W …(1)
DI = D_O×f_Si×f_Mn×f_P×f_S×f_Cu×f_Ni×f_Cr …(2)
HRC = 38.99+17.48C+2.55Si-2.28Ni+2.37Cr+8.04Ti …(3)
단, D₀ = 8.65×√C, f_Si = 1+0.64×%Si, f_Mn = 1+4.10×%Mn, f_P = 1+2.83×%P, f_S = 1-0.62×%S, f_Cu = 1+0.27×%Cu, f_Ni = 1+0.52×%Ni, f_Cr = 1+2.33×%Cr이다
질량%로, C: 0.38 내지 0.44%, Si: 2.00 내지 2.30%, Mn: 0.79 내지 1.25%, Cr: 0.10 내지 0.43%, Ni: 0.15 내지 0.35%, Cu: 0.15 내지 0.35%, Ti: 0.05 내지 0.13%, P: 0.02% 이하(0%를 포함하지 않는다), S: 0.02% 이하(0%를 포함하지 않는다), Al: 0.003 내지 0.10%, N: 0.002 내지 0.012%, O: 0.0002% 이하(0%를 포함하지 않는다)를 함유하고, 잔부가 철 및 불가피 불순물로 이루어지며,
하기 식(1)으로 구한 탈탄 성능의 지표가 되는 Ac₃ 변태점이 859℃ 이상 885℃ 이하의 범위에 있고, 또한 하기 식(2)으로 구한 담금질 성능의 지표가 되는 최대 담금질 직경 DI가 70mm 이상 238mm 이하의 범위에 있으며, 또한 하기 식(3)으로 구한 스프링 성능의 지표가 되는 템퍼링 경도 HRC가 50 이상 55 이하의 범위에 있는 강을,
열간 또는 냉간으로 선재에 가공하여, 원하는 코일 스프링 형상으로 권입 성형하고, 담금질 템퍼링의 열처리를 실시하고, 핫 세팅하고, 온간 숏 피닝하고, 프리세팅하는 것을 특징으로 하는 고강도 스프링의 제조방법.
Ac₃ = 910-203×√C-15.2Ni+44.7Si+104V+31.5Mo+13.1W …(1)
DI = D_O×f_Si×f_Mn×f_P×f_S×f_Cu×f_Ni×f_Cr …(2)
HRC = 38.99+17.48C+2.55Si-2.28Ni+2.37Cr+8.04Ti …(3)
단, D₀ = 8.65×√C, f_Si = 1+0.64×%Si, f_Mn = 1+4.10×%Mn, f_P = 1+2.83×%P, f_S = 1-0.62×%S, f_Cu = 1+0.27×%Cu, f_Ni = 1+0.52×%Ni, f_Cr = 1+2.33×%Cr이다.
제 2 항에 있어서,
상기 선재를 열간 성형 또는 냉간 성형에 의해 상기 원하는 코일 스프링 형상으로 권입 성형하고, 온간 숏 피닝을 실시하는 것에 의해 최대 전단 응력을 1176MPa 이상으로 하는 것을 특징으로 하는 방법.
제 2 항에 있어서,
상기 온간 숏 피닝을 200℃ 이상 300℃ 이하의 범위에서 실시하는 것을 특징으로 하는 방법.
제 2 항 내지 제 4 항 중 어느 한 항에 기재된 방법을 이용하여 제조된 것을 특징으로 하는 고강도 스프링.