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WO2010146898A1 - 車両懸架用コイルばねと、その製造方法 - Google Patents

車両懸架用コイルばねと、その製造方法 Download PDF

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WO2010146898A1
WO2010146898A1 PCT/JP2010/052659 JP2010052659W WO2010146898A1 WO 2010146898 A1 WO2010146898 A1 WO 2010146898A1 JP 2010052659 W JP2010052659 W JP 2010052659W WO 2010146898 A1 WO2010146898 A1 WO 2010146898A1
Authority
WO
WIPO (PCT)
Prior art keywords
residual stress
shot
spring
compressive residual
shot peening
Prior art date
Application number
PCT/JP2010/052659
Other languages
English (en)
French (fr)
Inventor
彰 丹下
岡田　秀樹
功 住吉
充弘 杉山
Original Assignee
日本発條株式会社
Priority date (The priority date is an assumption and is not a legal conclusion. Google has not performed a legal analysis and makes no representation as to the accuracy of the date listed.)
Filing date
Publication date
Application filed by 日本発條株式会社 filed Critical 日本発條株式会社
Priority to BRPI1001256-7A priority Critical patent/BRPI1001256B1/pt
Priority to ES10732238T priority patent/ES2728114T3/es
Priority to KR1020107006561A priority patent/KR101200694B1/ko
Priority to EP10732238.0A priority patent/EP2444203B1/en
Priority to CN201080000656.3A priority patent/CN102481681B/zh
Priority to US12/732,450 priority patent/US8308150B2/en
Publication of WO2010146898A1 publication Critical patent/WO2010146898A1/ja
Priority to US13/207,046 priority patent/US8533954B2/en

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    • B—PERFORMING OPERATIONS; TRANSPORTING
    • B24—GRINDING; POLISHING
    • B24C—ABRASIVE OR RELATED BLASTING WITH PARTICULATE MATERIAL
    • B24C1/00—Methods for use of abrasive blasting for producing particular effects; Use of auxiliary equipment in connection with such methods
    • B24C1/10—Methods for use of abrasive blasting for producing particular effects; Use of auxiliary equipment in connection with such methods for compacting surfaces, e.g. shot-peening
    • B—PERFORMING OPERATIONS; TRANSPORTING
    • B24—GRINDING; POLISHING
    • B24C—ABRASIVE OR RELATED BLASTING WITH PARTICULATE MATERIAL
    • B24C11/00—Selection of abrasive materials or additives for abrasive blasts
    • C—CHEMISTRY; METALLURGY
    • C21—METALLURGY OF IRON
    • C21D—MODIFYING THE PHYSICAL STRUCTURE OF FERROUS METALS; GENERAL DEVICES FOR HEAT TREATMENT OF FERROUS OR NON-FERROUS METALS OR ALLOYS; MAKING METAL MALLEABLE, e.g. BY DECARBURISATION OR TEMPERING
    • C21D7/00—Modifying the physical properties of iron or steel by deformation
    • C21D7/02—Modifying the physical properties of iron or steel by deformation by cold working
    • C21D7/04—Modifying the physical properties of iron or steel by deformation by cold working of the surface
    • C21D7/06—Modifying the physical properties of iron or steel by deformation by cold working of the surface by shot-peening or the like
    • C—CHEMISTRY; METALLURGY
    • C21—METALLURGY OF IRON
    • C21D—MODIFYING THE PHYSICAL STRUCTURE OF FERROUS METALS; GENERAL DEVICES FOR HEAT TREATMENT OF FERROUS OR NON-FERROUS METALS OR ALLOYS; MAKING METAL MALLEABLE, e.g. BY DECARBURISATION OR TEMPERING
    • C21D9/00—Heat treatment, e.g. annealing, hardening, quenching or tempering, adapted for particular articles; Furnaces therefor
    • C21D9/02—Heat treatment, e.g. annealing, hardening, quenching or tempering, adapted for particular articles; Furnaces therefor for springs
    • F—MECHANICAL ENGINEERING; LIGHTING; HEATING; WEAPONS; BLASTING
    • F16—ENGINEERING ELEMENTS AND UNITS; GENERAL MEASURES FOR PRODUCING AND MAINTAINING EFFECTIVE FUNCTIONING OF MACHINES OR INSTALLATIONS; THERMAL INSULATION IN GENERAL
    • F16F—SPRINGS; SHOCK-ABSORBERS; MEANS FOR DAMPING VIBRATION
    • F16F1/00—Springs
    • F16F1/02—Springs made of steel or other material having low internal friction; Wound, torsion, leaf, cup, ring or the like springs, the material of the spring not being relevant
    • F16F1/04—Wound springs
    • F—MECHANICAL ENGINEERING; LIGHTING; HEATING; WEAPONS; BLASTING
    • F16—ENGINEERING ELEMENTS AND UNITS; GENERAL MEASURES FOR PRODUCING AND MAINTAINING EFFECTIVE FUNCTIONING OF MACHINES OR INSTALLATIONS; THERMAL INSULATION IN GENERAL
    • F16F—SPRINGS; SHOCK-ABSORBERS; MEANS FOR DAMPING VIBRATION
    • F16F2226/00—Manufacturing; Treatments
    • F16F2226/02—Surface treatments

Definitions

  • the present invention relates to a coil suspension coil spring excellent in corrosion durability used for a suspension mechanism of a vehicle such as an automobile, and a manufacturing method thereof.
  • Suspension coil springs are known to be affected by anti-freezing agents spread on the road in winter and the like. Since the antifreezing agent contains salt, it promotes corrosion of the surface of the coil spring made of spring steel. In particular, it has been found that corrosion pits (corrosion holes) have a great influence on the durability of the coil spring. For example, as shown in FIG. 11, a part of the surface 1a of the spring element wire 1 is corroded in the shape of a hole by moisture or salt, whereby the corrosion pit 2 is formed. Although the shape of the corrosion pit 2 is various, for example, there is also a corrosion pit 2 having a cross section schematically shown in FIG.
  • the suspension coil spring is desired to be used with higher stress in order to reduce the weight of the vehicle.
  • shot peening is performed on a coil spring to impart a compressive residual stress near the surface and enhance durability.
  • Japanese Unexamined Patent Publication No. 2000-345238 or Japanese Unexamined Patent Publication No. 2008-106365 discloses multistage shot peening. In multi-stage shot peening, shot peening is performed in a plurality of times.
  • Stress peening and warm peening are known as means for generating compressive residual stress from the spring surface to a deep position.
  • stress peening a shot is projected with the coil spring compressed.
  • warm peening shots are projected with the coil spring heated to around 250 ° C.
  • Stress peening and warm peening can develop compressive residual stress to a deeper position in the material, compared to normal shot peening performed at room temperature.
  • stress peening requires equipment for compressing the coil spring.
  • stress peening projects shots in a state where the coil spring is compressed, the spacing between the spring strands is narrowed. For this reason, there is a problem that it is difficult to hit a shot inside the coil spring or between the spring wires.
  • the corrosion resistance of coil springs is improved by adding alloy components such as Ni, Cr, and Mo to spring steel.
  • alloy components such as Ni, Cr, and Mo
  • spring steel containing such an alloy component is expensive, which causes the cost of the coil spring to increase.
  • the coil spring may be broken starting from a fatigue crack generated at the bottom of the corrosion pit.
  • An object of the present invention is to provide a vehicle suspension coil spring that can enhance corrosion durability and can be used with higher stress, and a method for manufacturing the same.
  • a vehicle suspension coil spring according to the present invention is a vehicle suspension coil spring having a spring wire to which compressive residual stress is applied by shot peening, and includes a residual stress increasing portion, a residual stress peak portion, and a residual stress decreasing portion. have.
  • the residual stress increasing portion the compressive residual stress increases in the depth direction from the surface of the spring element wire.
  • the compressive residual stress is maximized at the residual stress peak portion.
  • the residual stress reducing portion the compressive residual stress is reduced in the depth direction of the spring wire from the residual stress peak portion.
  • a portion having a compressive residual stress equivalent to the compressive residual stress on the surface of the spring element wire has a depth exceeding the allowable pit depth of the spring element wire. Existing.
  • a compressive residual stress of ⁇ 400 MPa or more extends from the surface of the spring wire to the allowable pit depth. It should be granted.
  • the hardness of the spring wire is recommended to be 50 to 56 HRC.
  • the position where the compressive residual stress starts to greatly decrease at a position deeper than the residual stress peak is preferably deeper than 0.2 mm from the surface of the spring.
  • a compressive residual stress of ⁇ 400 MPa or more is preferably applied from the surface to a depth of 0.3 mm.
  • the method for manufacturing a vehicle suspension coil spring according to the present invention includes a bending step, a first shot peening step, and a second shot peening step.
  • a spring wire made of spring steel is formed into a spiral shape.
  • a compressive residual stress is applied to the spring element by projecting a first shot having a shot size of 1.0 mm or more onto the spring element.
  • the second shot peening process is performed after the first shot peening process. In the second shot peening process, a second shot smaller than the first shot is projected onto the spring element wire.
  • the residual stress increase portion, the residual stress peak portion, and the residual stress decrease portion are generated in the spring element wire, and the residual stress is reduced.
  • a portion having a compressive residual stress equivalent to the compressive residual stress on the surface of the spring element wire in the stress reducing portion is formed to a depth exceeding the allowable pit depth of the spring element wire.
  • the first shot peening process and the second shot peening process may be performed at a processing temperature of 150 to 350 ° C. for the spring element wire.
  • the processing temperature in the first shot peening process is higher than the processing temperature in the second shot peening process.
  • the kinetic energy of the first shot is preferably larger than the kinetic energy of the second shot.
  • the suspension coil spring of the present invention even if the corrosion pit grows to a depth close to the allowable pit depth, it is possible to suppress the occurrence of fatigue cracks at the bottom of the corrosion pit and to increase the corrosion durability. . For this reason, the suspension coil spring can be used with higher stress, and the weight of the vehicle can be reduced.
  • the manufacturing method of the present invention it is possible to develop a high level of compressive residual stress effective in preventing the occurrence of fatigue cracks and the progress of cracks over a deep region exceeding the allowable pit depth from the surface of the spring wire. it can.
  • the difference between the compressive residual stress near the surface of the spring wire and the compressive residual stress near the bottom of the corrosion pit can be reduced. For this reason, it is possible to obtain a compressive residual stress distribution that is highly effective in suppressing the occurrence of fatigue cracks in the corrosion pits.
  • FIG. 1 is a side view of a part of an automobile provided with a suspension coil spring according to an embodiment of the present invention.
  • FIG. 2 is a perspective view of the suspension coil spring shown in FIG.
  • FIG. 3 is a flowchart showing an example of a manufacturing process of the suspension coil spring shown in FIG.
  • FIG. 4 is a flowchart showing another example of the manufacturing process of the suspension coil spring shown in FIG.
  • FIG. 5 is a graph showing the compressive residual stress distribution of Example 1 according to the present invention.
  • FIG. 6 is a graph showing the compressive residual stress distribution of Example 2 according to the present invention.
  • FIG. 7 is a graph showing the compressive residual stress distribution of Example 3 according to the present invention.
  • FIG. 8 is a graph showing the compressive residual stress distribution of Comparative Example 1.
  • FIG. 1 is a side view of a part of an automobile provided with a suspension coil spring according to an embodiment of the present invention.
  • FIG. 2 is a perspective view of the suspension coil spring shown in FIG.
  • FIG. 9 is a graph showing the corrosion life of Examples 1 and 2 and Comparative Example 1.
  • FIG. 10 is a graph showing the corrosion life of Examples 4 and 5 and Comparative Example 2.
  • FIG. 11 is a cross-sectional view schematically showing an example of a corrosion pit.
  • FIG. 12 is a cross-sectional view schematically showing another example of the corrosion pit.
  • FIG. 13 is a cross-sectional view schematically showing a corrosion pit in which a crack has occurred.
  • a suspension mechanism 11 of a vehicle 10 shown in FIG. 1 includes a vehicle suspension coil spring 12 (hereinafter simply referred to as a coil spring 12) and a shock absorber 13.
  • the spring element wire 20 is formed in a spiral shape.
  • the coil spring 12 elastically supports the load of the vehicle 10 while being compressed in the direction of the axis X.
  • An example of the coil spring 12 is a cylindrical coil spring.
  • An example of the wire diameter d (shown in FIG. 2) of the spring wire 20 is 12.5 mm.
  • the average coil diameter D is 110.0 mm, the free length (length under no load) is 382 mm, the effective number of turns is 5.39, and the spring constant is 33.3 N / mm.
  • the main wire diameter of the coil spring 12 is 8 to 21 mm, but other wire diameters may be used.
  • various types of coil springs such as a barrel coil spring, a drum coil spring, a taper coil spring, an unequal pitch coil spring, and a load axis control coil spring may be used.
  • the steel type of the spring wire 20 is highly corrosion-resistant spring steel (referred to as spring steel S for convenience in this specification).
  • Spring steel S is a steel type with improved corrosion resistance, and chemical components (mass%) are C: 0.41, Si: 1.73, Mn: 0.17, Ni: 0.53, Cr: 1. 05, V: 0.163, Ti: 0.056, Cu: 0.21, balance Fe.
  • FIG. 3 shows a manufacturing process of a hot-formed coil spring.
  • the spring wire is a material of the coil spring, austenitizing temperature (A 3 transformation point or higher, 1150 ° C. or less) is heated to.
  • the heated spring wire is bent into a spiral shape in a bending step (coiling step) S2.
  • heat treatment such as quenching step S3 and tempering step S4 is performed.
  • the spring element is tempered by the heat treatment so that the hardness is 50 to 56 HRC.
  • a coil spring having a design maximum stress of 1300 MPa is tempered to have a hardness of 54.5 HRC.
  • the coil spring having a design maximum stress of 1200 MPa is tempered to have a hardness of 53.5 HRC.
  • a load in the axial direction is applied to the coil spring for a predetermined time.
  • the hot setting step S5 is performed warm using the residual heat after the heat treatment.
  • the first shot peening step S6 is performed.
  • a first shot (iron cut wire) having a shot size (particle diameter) of 1.0 mm is used.
  • This first shot is projected at a processing temperature of 230 ° C. onto a spring element at a speed of 76.7 m / sec and a kinetic energy of 12.11 ⁇ 10 ⁇ 3 J.
  • compressive residual stress is expressed over a deep region in the depth direction from the surface of the spring element wire.
  • the distribution of the compressive residual stress will be described in detail later.
  • the surface roughness of the spring element wire in the first shot peening step S6 is preferably 75 ⁇ m or less.
  • the second shot peening step S7 is performed.
  • a second shot smaller than the first shot is used.
  • the shot size of the second shot is 0.67 mm. This second shot is projected at a processing temperature of 200 ° C. onto the spring wire at a speed of 46 m / sec and a kinetic energy of 1.31 ⁇ 10 ⁇ 3 J.
  • the second shot peening step S7 a shot having a smaller size than that of the first shot peening step S6 is used. Moreover, the shot projection speed in the second shot peening step S7 is lower than the shot projection speed in the first shot peening step S6. For this reason, the surface roughness of the spring wire whose surface roughness after the first shot peening step S6 is large can be reduced by the second shot peening step S7, and the surface condition of the spring wire is improved. Is done.
  • a second shot having a shot size of 0.40 mm is processed at a processing temperature of 200 ° C., a speed of 86.7 m / sec, and a kinetic energy of 0.99 ⁇ 10 ⁇ 3 J May be projected.
  • Table 1 shows data comparing shot kinetic energy under shot peening conditions. If the shot size is large, the kinetic energy increases even if the projection speed is the same. For example, a large shot with a shot size of 1 mm has a kinetic energy of about 1.5 times that of a 0.87 mm shot. In the case of a large shot with a shot size of 1.1 mm, the kinetic energy is about twice that of a 0.87 mm shot. Conversely, a small shot with a shot size of 0.67 mm has a kinetic energy less than half that of a shot with a 0.87 mm. In a shot with a shot size of 0.4 mm, the kinetic energy is reduced even if the projection speed is about twice that of a shot with a 0.67 mm.
  • the kinetic energy of the first shot in the first shot peening step S6 is used as the second shot in the second shot peening step S7. It is larger than the kinetic energy.
  • the processing temperature of the first shot peening step S6 and the second shot peening step S7 is suitably 150 to 350 ° C. That is, it is warm peening (hot peening) using residual heat after heat treatment. Moreover, the second shot peening step S7 is performed at a lower processing temperature than the first shot peening step S6.
  • a large compressive residual stress can be generated from the surface to a deep position without compressing the coil spring as in the conventional stress peening. For this reason, the equipment which compresses a coil spring like stress peening is unnecessary. Moreover, since the gap between the spring wires does not become narrow unlike stress peening, it is possible to hit the shot sufficiently even inside the coil spring or between the spring wires.
  • a pre-setting process S8 and a painting process S9 are performed. Thereafter, an inspection step S10 is performed to inspect the appearance and characteristics of the coil spring. Note that the pre-setting step S8 may be omitted.
  • FIG. 4 shows a manufacturing process in the case where the coil spring is cold coiled.
  • heat treatment such as a quenching step S11 and a tempering step S12 is performed on the spring wire before coiling in advance.
  • This spring wire is formed into a helical shape in the cold in the bending step (coiling step) S13.
  • the processing strain generated at the time of molding is removed by leaving the coil spring in an atmosphere at a predetermined temperature for a predetermined time.
  • the hot setting step S5 the first shot peening step S6, the second shot peening step S7, the pre-setting step S8, the coating step S9, Inspection process S10 is performed.
  • the coil spring may be coiled warm. Note that the pre-setting step S8 may be omitted.
  • FIG. 5 shows the distribution of compressive residual stress of the coil spring of Example 1.
  • the horizontal axis in FIG. 5 indicates the position in the depth direction from the surface of the spring element wire.
  • the vertical axis in FIG. 5 represents the residual stress value, but the compressive residual stress value is represented by minus as a convention in the industry.
  • the compressive residual stress of the coil spring of Example 1 has a residual stress increasing portion T1, a high stress portion T2, a residual stress peak portion T3, and a residual stress decreasing portion T4.
  • the residual stress increasing portion T1 the compressive residual stress increases in the depth direction from the surface of the spring strand toward the inside of the spring strand.
  • the high stress portion T2 the compressive residual stress is maintained at a high level.
  • the residual stress peak portion T3 the compressive residual stress is maximized.
  • the compressive residual stress decreases from the residual stress peak portion T3 in the depth direction of the spring element wire.
  • the portion B having a compressive residual stress of the same size as the compressive residual stress value A on the surface of the spring strand is an allowable pit of the spring strand. It exists at a depth exceeding the depth Rmax .
  • the allowable pit depth R max is the suspension coil spring having a compressive residual stress distribution obtained by conventional shot peening, it is likely to breakage fatigue cracks generated in the bottom portion or the like of the corrosion pit as the starting point The maximum pit depth.
  • the conventional coil spring breaks with a high probability when the corrosion pit depth approaches 0.2 to 0.25 mm. In this case, the allowable pit depth is 0.25 mm.
  • the portion B having a compressive residual stress value equal to the compressive residual stress value A on the surface of the spring wire is the allowable pit depth of the spring wire. It is present in the depth exceeding R max.
  • the coil spring of Example 1 has a compressive residual stress of ⁇ 400 MPa or more over a deep region exceeding the allowable pit depth R max from the surface.
  • Examples 2 to 5 to be described later also perform two-stage shot peening (warm double shot peening) by the first shot peening process S6 and the second shot peening process S7. That is, by the first shot peening step S6 in the first stage, a peak of compressive residual stress appears at a deep position from the surface, and further, a compressive residual stress occurs at a deep position. Then, the second shot peening process S7 in the second stage can increase the compressive residual stress in the vicinity of the surface as indicated by an arrow h in FIG. Thus, a high stress portion T2 in which the compressive residual stress is maintained at a high level from the vicinity of the surface to a deep region can be obtained.
  • two-stage shot peening warm double shot peening
  • the surface When the spring wire is heated in the atmosphere, the surface is decarbonized and the hardness is reduced by about 125 HV compared to the inside.
  • the magnitude of the compressive residual stress is proportional to the spring hardness. That is, as the spring hardness decreases, the compressive residual stress also decreases.
  • the lower limit of the hardness of the spring 50 to 56 HRC (515 HV to 615 HV) is 515 HV, and the minimum hardness of the spring surface where decarburization occurs is 390 HV, and the compressive residual stress value of the surface at that time is about ⁇ 400 MPa.
  • Example 2 The steel type of the spring wire is the same highly corrosion-resistant spring steel (spring steel S) as in Example 1.
  • the manufacturing process is the same as that of the first embodiment except for the size of the shot used in the first shot peening process S6.
  • the first shot with a shot size of 1.1 mm was used in the first shot peening step S6.
  • a second shot peening step S7 was performed with a second shot having a shot size of 0.67 mm.
  • the shot projection speed and processing temperature are the same as in the first embodiment.
  • FIG. 6 shows the compressive residual stress distribution of Example 2.
  • the coil spring of the second embodiment also includes a residual stress increasing portion T1, a high stress portion T2, a residual stress peak portion T3, and a residual stress decreasing portion T4.
  • the residual stress increasing portion T1 the compressive residual stress increases in the depth direction from the surface of the spring element wire.
  • the high stress portion T2 the compressive residual stress is maintained at a high level.
  • the residual stress peak portion T3 the compressive residual stress is maximized.
  • the residual stress reducing portion T4 the compressive residual stress is reduced from the residual stress peak portion T3 in the depth direction of the spring element wire.
  • the portion B having a compressive residual stress of the same magnitude as the compressive residual stress value A on the surface of the spring wire has an allowable pit depth R of the spring wire. It exists at a depth exceeding max . Moreover, it has a compressive residual stress of ⁇ 400 MPa or more over a deep region exceeding the allowable pit depth R max from the surface.
  • the steel type of the spring wire is the same highly corrosion resistant spring steel (spring steel S) as in the first embodiment.
  • the manufacturing process is the same as that of Example 2 except that high-frequency heating is used for heat treatment of the spring wire.
  • the quenching step S3 the surface decarburization is suppressed by heating the spring element wire by high-frequency heating.
  • the first shot peening step S6 a first shot having a shot size of 1.1 mm was used.
  • the second shot peening step S7 a second shot having a shot size of 0.67 mm was used.
  • the shot projection speed and processing temperature are the same as in the first embodiment.
  • FIG. 7 shows the compressive residual stress distribution of Example 3.
  • the coil spring of the third embodiment also includes the residual stress increasing portion T1, the high stress portion T2, the residual stress peak portion T3, and the residual stress decreasing portion T4. ing.
  • the residual stress reduction portion T4, site has a compressive residual stress value A the same magnitude of the compressive residual stress on the surface of the spring wire B is a depth exceeding the allowable pit depth R max of spring wire Existing.
  • it has a compressive residual stress of ⁇ 400 MPa or more over a deep region exceeding the allowable pit depth R max from the surface.
  • SAE9254 was used for the spring wire.
  • the chemical components (mass%) of SAE 9254 are C: 0.51 to 0.59, Si: 1.20 to 1.60, Mn: 0.60 to 0.80, Cr: 0.60 to 0.80, S: maximum 0.040, P: maximum 0.030, balance Fe.
  • the manufacturing process of the coil spring is the same as that of the first embodiment.
  • a first shot peening process (projection speed: 76 m / sec, processing temperature: 230 ° C.) is applied to a spring wire (hardness: 53.5 HRC) made of SAE 9254 by a first shot having a shot size of 1.0 mm. ).
  • a second shot peening process (projection speed: 46 m / sec, treatment temperature: 200 ° C.) was performed with a second shot having a shot size of 0.67 mm.
  • Example 5 A coil spring was manufactured by the same manufacturing process as in Example 2 using SAE9254 as the spring element wire. That is, in Example 5, a first shot peening process (projection speed: 76 m / sec, processing temperature: 230 ° C.) is applied to a spring wire (hardness: 53.5 HRC) made of SAE 9254 by a first shot having a shot size of 1.1 mm. ). Thereafter, a second shot peening process (projection speed: 46 m / sec, treatment temperature: 200 ° C.) was performed with a second shot having a shot size of 0.67 mm.
  • Comparative Example 1 The same high corrosion resistance spring steel (spring steel S) as in Example 1 was used for the spring wire. The manufacturing process is the same as in Example 1 except for the shot peening conditions. In Comparative Example 1, in the first shot peening process, the first shot having a shot size of 0.87 mm was projected onto the spring wire at a speed of 76 m / sec. The processing temperature is 230 ° C. After that, in the second shot peening process, a second shot having a shot size of 0.67 mm was projected onto the spring wire at a speed of 46 m / sec. The processing temperature is 200 ° C.
  • FIG. 8 shows the compressive residual stress distribution of Comparative Example 1.
  • the maximum value of the compressive residual stress in Comparative Example 1 is comparable to Examples 1 to 3.
  • the portion B ′ where the compressive residual stress equivalent to the compressive residual stress value A ′ on the surface is present is considerably shallower than the allowable pit depth R max (0, 25 mm). For this reason, when the corrosion pit grows to a depth close to the allowable pit (0.25 mm), a fatigue crack may occur at the bottom of the corrosion pit and the coil spring may be broken.
  • Comparative Example 2 It is the same as that of the comparative example 1 except using SAE9254 for the steel type of a spring strand.
  • a first shot peening process (projection speed: 76 m / sec, treatment temperature: 230 ° C.) is applied to a spring wire (hardness: 53.5 HRC) made of SAE 9254 by a first shot having a shot size of 0.87 mm.
  • a second shot peening process (projection speed: 46 m / sec, processing temperature: 200 ° C.) was performed by a second shot having a shot size of 0.67 mm.
  • FIG. 9 shows the results of the corrosion fatigue test of Examples 1 and 2 and Comparative Example 1.
  • the corrosion endurance test was carried out by spraying salt water (5% NaCl) for 0.5 hours, shaking 3000 times, and holding for 23 hours at 26 ° C and 95% humidity until the coil spring was damaged. The total vibration frequency was measured. The test stress is 1200 MPa.
  • Example 1 As shown in FIG. 9, the corrosion life of Example 1 was significantly improved to 123% compared to the corrosion life of Comparative Example 1 (100%). Furthermore, in Example 2, the corrosion life was further improved to 145%.
  • the coil spring of the above-mentioned embodiment was able to greatly improve the corrosion durability of the suspension coil spring by warm peening using a large shot having a shot size of 1.0 mm or more.
  • FIG. 10 shows the corrosion durability test results of Examples 4 and 5 and Comparative Example 2.
  • the corrosion life when the coil spring of Comparative Example 2 was subjected to a corrosion durability test at a test stress of 1100 MPa was set to 100%, the test stress was increased by 100 MPa, and the corrosion life when tested at 1200 MPa was compared.
  • the corrosion life decreased to 65%.
  • the corrosion life was 104%, which was longer than that of the conventional product.
  • Example 5 the corrosion life was significantly improved to 160%.
  • the coil springs of Examples 4 and 5 were able to have the corrosion durability equal to or higher than that of the conventional product even when the operating stress was increased by 100 MPa. For this reason, the suspension coil spring can be used with higher stress, and the weight can be reduced.
  • a conventional 1100 MPa class spring has a wire diameter of 12.1 mm, a total number of turns of 5.39, and a mass of 2.09 kg
  • a spring used at 1200 MPa has a wire diameter of 11.7 mm and a total number of turns of 4.93. The mass is 1.79 kg, and the weight is reduced by 14.4%.
  • the wire diameter is 11.4 mm
  • the total number of turns is 4.61
  • the mass is 1.58 kg
  • the weight is reduced by 23.4%.
  • a large compressive residual stress ( ⁇ 400 MPa or more) is applied to a depth exceeding the bottom of the corrosion pit.
  • the compressive residual stress near the spring surface and the compressive residual stress near the bottom of the corrosion pit are maintained at the same level.
  • the effect of each of the embodiments described above has the same tendency regardless of the steel type, and the above-mentioned high corrosion resistance spring steel (spring steel S), SAE9254, and other spring steels conforming to Japanese Industrial Standards (JIS), for example. Similar results were obtained with SUP7 and the like.
  • the corrosion durability can be increased by using spring steel that is normally used for the coil spring for suspension, and therefore, there is an effect that the increase in the material cost of the coil spring can be suppressed.
  • the coil spring according to the present invention can be applied to suspension mechanisms of various vehicles including automobiles.

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Abstract

　硬さ５０～５６ＨＲＣのばね素線(20)に、１５０～３５０℃の温間域で第１のショットピーニング工程(S6)と第２のショットピーニング工程(S7)が行なわれる。第１のショットピーニング工程(S6)では、ショットサイズが１．０ｍｍ以上の第１のショットが使用される。第２のショットピーニング工程(S7)では、第１のショットよりも小さい第２のショットが使用される。これらショットピーニング工程(S6)(S7)によって、ばね素線(20)に圧縮残留応力が付与される。このばね素線(20)は、残留応力増加部(T1)と、残留応力ピーク部(T3)と、残留応力減少部(T4)とを有している。残留応力減少部(T4)において、ばね素線(20)の表面の圧縮残留応力と同等の大きさの圧縮残留応力を有する部位(B)が、許容ピット深さ(Rmax)を越える深さに存在している。

Description

車両懸架用コイルばねと、その製造方法
　この発明は、自動車等の車両の懸架機構に使用される腐食耐久性に優れた車両懸架用コイルばねと、その製造方法に関する。
　懸架用コイルばねは、冬季等に道路にまかれる凍結防止剤の影響を受けることが知られている。凍結防止剤は塩分を含むため、ばね鋼からなるコイルばねの表面の腐食を助長する。特に腐食ピット（腐食孔）がコイルばねの耐久性に大きな影響を与えることがわかっている。例えば図１１に示すように、ばね素線１の表面１ａの一部が水分や塩分によって孔状に腐食されることによって、腐食ピット２が形成される。腐食ピット２の形状は様々であるが、例えば図１２に模式的に示すような断面の腐食ピット２もある。
　図１３に示すように腐食ピット２が一定レベル以上の深さＲに達し、このコイルばねに車両の重量が負荷され続けると、ピット２の底部２ａ等に疲労亀裂３が発生する。この亀裂３が大きくなると、コイルばねが折損する。言い換えると、このコイルばねは、腐食環境下で使用されたとしても、腐食ピットの大きさが許容ピット深さＲｍａｘ以内であれば、折損することなく使用することが可能である。
　一方で、懸架用コイルばねは、車両の軽量化を図るために、より高い応力で使用することが望まれている。コイルばねの高応力化を図るには、ばね素線の表面付近に圧縮残留応力を付与することが重要となる。従来より、コイルばねにショットピーニングを行なうことによって、表面付近に圧縮残留応力を付与し、耐久性を高めることが知られている。例えば日本の特開２０００－３４５２３８号公報あるいは特開２００８－１０６３６５号公報に多段ショットピーニングが開示されている。多段ショットピーニングでは、ショットピーニングが複数回に分けて実施されている。
　圧縮残留応力をばね表面から深い位置まで生じさせるための手段として、ストレスピーニングや温間ピーニング（ホットピーニング）が知られている。ストレスピーニングでは、コイルばねを圧縮した状態でショットが投射される。温間ピーニングでは、コイルばねを２５０℃前後に加熱した状態でショットが投射される。ストレスピーニングや温間ピーニングは、室温で行なわれる通常のショットピーニングと比較して、材料の深い位置まで圧縮残留応力を発現させることができる。しかしストレスピーニングは、コイルばねを圧縮するための設備が必要である。しかもストレスピーニングは、コイルばねを圧縮した状態でショットを投射するためばね素線間の間隔が狭くなる。このためコイルばねの内側やばね素線間にショットが当たりにくくなるという問題がある。
特開２０００－３４５２３８号公報 特開２００８－１０６３６５号公報
　従来の懸架用コイルばねでは、ショットピーニングによって表面付近に大きな圧縮残留応力が付与されている。しかし懸架用コイルばねは、腐食ピットが生じるような腐食環境下で使用された場合に、腐食ピットが成長することによって比較的短期間の使用で折損することがある。そこで、材料（ばね鋼）の成分を工夫することによって耐腐食性を向上させ、腐食ピットの発生および腐食ピットの成長を抑制することも提案されている。
　例えば、ばね鋼にＮｉ、Ｃｒ、Ｍｏ等の合金成分を添加することによって、コイルばねの耐腐食性を向上させることが行われている。しかしこのような合金成分を含むばね鋼は高価であり、コイルばねのコストが高くなる原因となっている。また腐食ピットの大きさが一旦許容ピット深さに達してしまうと、腐食ピットの底部等に生じる疲労亀裂を起点としてコイルばねが折損するおそれがある。
　本発明の目的は、腐食耐久性能を高めることができ、より高い応力で使用することが可能な車両懸架用コイルばねと、その製造方法を提供することにある。
　本発明の車両懸架用コイルばねは、ショットピーニングによって圧縮残留応力が付与されたばね素線を有する車両懸架用コイルばねであって、残留応力増加部と、残留応力ピーク部と、残留応力減少部とを有している。前記残留応力増加部では、ばね素線の表面から深さ方向に前記圧縮残留応力が増加する。前記残留応力ピーク部では、前記圧縮残留応力が最大となる。前記残留応力減少部では、前記残留応力ピーク部からばね素線の深さ方向に前記圧縮残留応力が減少する。しかもこのコイルばねは、前記残留応力減少部において、ばね素線の表面の圧縮残留応力と同等の大きさの圧縮残留応力を有する部位が、該ばね素線の許容ピット深さを越える深さに存在している。
　前記コイルばねの許容ピット深さが０．２５ｍｍの場合に、前記ばね素線の表面から前記許容ピット深さにわたって、－４００ＭＰａ以上（絶対値が４００ＭＰａ以上という意味。以下同じ）の圧縮残留応力が付与されているとよい。前記ばね素線の硬さは５０～５６ＨＲＣが推奨される。また、前記残留応力ピーク部よりも深い位置にて圧縮残留応力が大きく低下し始める位置が、ばねの表面から０．２ｍｍよりも深いとよい。また、表面から深さ０．３ｍｍまで－４００ＭＰａ以上の圧縮残留応力が付与されているとよい。
　本発明の車両懸架用コイルばねの製造方法は、曲げ工程と、第１のショットピーニング工程と、第２のショットピーニング工程とを具備している。前記曲げ工程では、ばね鋼からなるばね素線を螺旋形に成形する。第１のショットピーニング工程では、前記ばね素線にショットサイズ１．０ｍｍ以上の第１のショットを投射することによって、前記ばね素線に圧縮残留応力を付与する。前記第２のショットピーニング工程は、前記第１のショットピーニング工程後に行なわれる。この第２のショットピーニング工程では、前記第１のショットよりも小さい第２のショットを前記ばね素線に投射する。これら第１のショットピーニング工程と第２のショットピーニング工程とによって、前記ばね素線に、前記残留応力増加部と、前記残留応力ピーク部と、前記残留応力減少部とを生じさせるとともに、前記残留応力減少部において前記ばね素線の表面の圧縮残留応力と同等の大きさの圧縮残留応力を有する部位を、該ばね素線の許容ピット深さを越える深さに形成する。
　この発明において、前記第１のショットピーニング工程と前記第２ショットピーニング工程とを、前記ばね素線が１５０～３５０℃の処理温度で行うとよい。前記第１のショットピーニング工程における前記処理温度は、前記第２のショットピーニング工程における前記処理温度よりも高い。また前記第１のショットの運動エネルギーを、前記第２のショットの運動エネルギーよりも大きくするとよい。
　本発明の車両懸架用コイルばねによれば、腐食ピットが許容ピット深さ近くまで成長しても、この腐食ピットの底部等に疲労亀裂が生じることを抑制でき、腐食耐久性を高めることができる。このため懸架用コイルばねをより高い応力で使用することが可能となり、車両の軽量化が可能となる。　
　本発明の製造方法によれば、ばね素線の表面から許容ピット深さを越える深い領域にわたって、疲労亀裂の発生と亀裂の進展を防ぐ上で有効な高いレベルの圧縮残留応力を発現させることができる。しかもばね素線の表面付近の圧縮残留応力と腐食ピットの底部付近の圧縮残留応力との差を小さくすることができる。このため、腐食ピットに疲労亀裂が生じることを抑制する上で効果が大きい圧縮残留応力分布を得ることができる。
図１は、本発明の１つの実施形態に係る懸架用コイルばねを備えた自動車の一部の側面図である。 図２は、図１に示された懸架用コイルばねの斜視図である。 図３は、図２に示された懸架用コイルばねの製造工程の一例を示すフローチャートである。 図４は、図２に示された懸架用コイルばねの製造工程の他の例を示すフローチャートである。 図５は、本発明に係る実施例１の圧縮残留応力分布を示すグラフである。 図６は、本発明に係る実施例２の圧縮残留応力分布を示すグラフである。 図７は、本発明に係る実施例３の圧縮残留応力分布を示すグラフである。 図８は、比較例１の圧縮残留応力分布を示すグラフである。 図９は、実施例１，２と比較例１との腐食寿命を示すグラフである。 図１０は、実施例４，５と比較例２との腐食寿命を示すグラフである。 図１１は、腐食ピットの一例を模式的に示す断面図である。 図１２は、腐食ピットの他の例を模式的に示す断面図である。 図１３は、亀裂が生じた腐食ピットを模式的に示す断面図である。
　以下に本発明の１つの実施形態に係る車両懸架用コイルばねとその製造方法について、図面を参照して説明する。　
　図１に示す車両１０の懸架機構１１は、車両懸架用コイルばね１２（これ以降、単にコイルばね１２と称する）と、ショックアブソーバ１３とを備えている。図２に示すコイルばね１２は、ばね素線２０が螺旋形に成形されている。このコイルばね１２は、軸線Ｘ方向に圧縮された状態で、車両１０の荷重を弾性的に支持している。
　コイルばね１２の一例は円筒コイルばねである。ばね素線２０の線径ｄ（図２に示す）の一例は１２．５ｍｍである。平均コイル径Ｄは１１０．０ｍｍ、自由長（無荷重時の長さ）は３８２ｍｍ、有効巻数は５．３９、ばね定数が３３．３Ｎ／ｍｍである。コイルばね１２の線径は８～２１ｍｍが主流であるが、これ以外の線径であってもよい。また、たる形コイルばね、鼓形コイルばね、テーパコイルばね、不等ピッチコイルばね、荷重軸制御コイルばねなど種々の形態のコイルばねであってもよい。
　［実施例１］
　ばね素線２０の鋼種は、高耐食性ばね鋼（この明細書では便宜上、ばね鋼Ｓと称す）である。ばね鋼Ｓは耐腐食性を高めた鋼種であり、化学成分（mass％）は、Ｃ：０．４１、Ｓｉ：１．７３、Ｍｎ：０．１７、Ｎｉ：０．５３、Ｃｒ：１．０５、Ｖ：０．１６３、Ｔｉ：０．０５６、Ｃｕ：０．２１、残部Ｆｅである。
　図３は熱間成形コイルばねの製造工程を示している。加熱工程Ｓ１において、コイルばねの材料であるばね素線が、オーステナイト化温度（Ａ３変態点以上、１１５０℃以下）に加熱される。加熱されたばね素線が曲げ工程（コイリング工程）Ｓ２において螺旋形に曲げられる。そののち、焼入れ工程Ｓ３と焼戻し工程Ｓ４等の熱処理が行なわれる。
　前記熱処理により、硬さが５０～５６ＨＲＣとなるようにばね素線が調質される。例えば設計最大応力１３００ＭＰａのコイルばねでは、硬さが５４．５ＨＲＣとなるように調質される。設計最大応力１２００ＭＰａのコイルばねでは、硬さが５３．５ＨＲＣとなるように調質される。そしてホットセッチング工程Ｓ５において、コイルばねに軸線方向の荷重が所定時間付与される。ホットセッチング工程Ｓ５は、前記熱処理後の余熱を利用して温間で行われる。
　そののち第１のショットピーニング工程Ｓ６が行なわれる。第１のショットピーニング工程Ｓ６では、ショットサイズ（粒径）が１.０ｍｍの第１のショット（鉄製のカットワイヤ）が使用される。この第１のショットを２３０℃の処理温度で、ばね素線に速度７６．７ｍ／ｓｅｃ、運動エネルギー１２．１１×１０－３Ｊで投射する。これにより、ばね素線の表面から深さ方向に深い領域にわたって圧縮残留応力が発現する。この圧縮残留応力の分布については後に詳しく説明する。第１のショットピーニング工程Ｓ６によるばね素線の表面粗さは７５μｍ以下がよい。なお、ショットの投射速度は、ショットピーニング装置のインペラーの径と回転数から求まる周速度に１．３倍を乗じた値である。例えばインペラー径が４９０ｍｍで、インペラー回転数が２３００ｒｐｍの場合、投射速度は１．３×０．４９×３．１４×２３００／６０＝７６．７ｍ／ｓｅｃとなる。
　第１のショットピーニング工程Ｓ６が行なわれたのち、第２のショットピーニング工程Ｓ７が行なわれる。第２のショットピーニング工程Ｓ７では、前記第１のショットよりも小さい第２のショットが使用される。第２のショットのショットサイズは０.６７ｍｍである。この第２のショットを、２００℃の処理温度で、ばね素線に速度４６ｍ／ｓｅｃ、運動エネルギー１．３１×１０－３Ｊで投射する。
　第２のショットピーニング工程Ｓ７では、第１のショットピーニング工程Ｓ６よりもサイズの小さいショットが使用される。しかも第２のショットピーニング工程Ｓ７でのショットの投射速度は、第１のショットピーニング工程Ｓ６でのショットの投射速度よりも小さい。このため、第１のショットピーニング工程Ｓ６後の表面粗さが大きくなっているばね素線の表面粗さを第２のショットピーニング工程Ｓ７によって小さくすることができ、ばね素線の表面状態が改善される。なお第２のショットピーニング工程Ｓ７の他の例として、ショットサイズが０.４０ｍｍの第２のショットを、２００℃の処理温度で速度８６．７ｍ／ｓｅｃ、運動エネルギー０．９９×１０－３Ｊで投射してもよい。
　表１は、ショットピーニング条件によるショットの運動エネルギーを比較したデータである。ショットサイズが大きければ、投射速度が同じでも運動エネルギーが大きくなる。例えばショットサイズが１ｍｍの大玉ショットは、０．８７ｍｍのショットと比較して、運動エネルギーが約１．５倍となる。ショットサイズが１．１ｍｍの大玉ショットの場合には、０．８７ｍｍのショットと比較して、運動エネルギーが約２倍となる。逆に、ショットサイズが０．６７ｍｍの小さなショットは、０．８７ｍｍのショットと比較して、運動エネルギーが半分以下となる。ショットサイズが０．４ｍｍのショットでは、０．６７ｍｍのショットよりも投射速度を約２倍にしても、運動エネルギーは小さくなる。
　この実施例１をはじめとして、後述する実施例２～５のいずれの場合も、第１のショットピーニング工程Ｓ６における第１のショットの運動エネルギーを、第２のショットピーニング工程Ｓ７における第２のショットの運動エネルギーよりも大きくしている。
Figure JPOXMLDOC01-appb-T000001
　前記第１のショットピーニング工程Ｓ６と第２のショットピーニング工程Ｓ７の処理温度は、１５０～３５０℃が適している。すなわち熱処理後の余熱を利用した温間ピーニング（ホットピーニング）である。しかも第２のショットピーニング工程Ｓ７は、第１のショットピーニング工程Ｓ６よりも低い処理温度で行なわれる。
　実施例１のショットピーニング工程Ｓ６，Ｓ７によれば、従来のストレスピーニングのようにコイルばねを圧縮することなく表面から深い位置まで大きな圧縮残留応力を生じさせることができる。このため、ストレスピーニングのようなコイルばねを圧縮する設備が不要である。しかもストレスピーニングのようにばね素線間の間隔が狭くなることがないため、コイルばねの内側やばね素線間にもショットを十分打付けることができる。
　前記２段階のショットピーニング工程Ｓ６，Ｓ７が行なわれたのち、プリセッチング工程Ｓ８と塗装工程Ｓ９が行なわれる。そののち、コイルばねの外観や特性等を検査するために検査工程Ｓ１０が実施される。なお、プリセッチング工程Ｓ８を省略してもよい。
　図４はコイルばねを冷間でコイリングする場合の製造工程を示している。図４に示すように、コイリング前のばね素線に、予め焼入れ工程Ｓ１１と焼戻し工程Ｓ１２等の熱処理が行われている。このばね素線を、曲げ工程（コイリング工程）Ｓ１３において冷間で螺旋形に成形する。そののち歪取り焼鈍工程Ｓ１４において、コイルばねを所定温度の雰囲気中に所定時間放置することによって、成形時に生じた加工歪が取り除かれる。
　その後は、図３の熱間成形コイルばねと同様に、ホットセッチング工程Ｓ５と、第１のショットピーニング工程Ｓ６と、第２のショットピーニング工程Ｓ７と、プリセッチング工程Ｓ８と、塗装工程Ｓ９と、検査工程Ｓ１０が行なわれる。なお、コイルばねが温間でコイリングされてもよい。なお、プリセッチング工程Ｓ８を省略してもよい。
　図５は実施例１のコイルばねの圧縮残留応力の分布を示している。図５の横軸は、ばね素線の表面から深さ方向の位置を示している。図５の縦軸は残留応力値を示しているが、当業界の慣例として圧縮残留応力値がマイナスで表わされている。
　図５に示すように実施例１のコイルばねの圧縮残留応力は、残留応力増加部Ｔ１と、高応力部Ｔ２と、残留応力ピーク部Ｔ３と、残留応力減少部Ｔ４とを有している。残留応力増加部Ｔ１では、ばね素線の表面からばね素線の内部に向って深さ方向に圧縮残留応力が増加している。高応力部Ｔ２では、圧縮残留応力が高いレベルで維持されている。残留応力ピーク部Ｔ３では、圧縮残留応力が最大となる。残留応力減少部Ｔ４では、残留応力ピーク部Ｔ３からばね素線の深さ方向に圧縮残留応力が減少する。しかも、この実施例１のコイルばねは、残留応力減少部Ｔ４において、ばね素線の表面の圧縮残留応力値Ａと同等の大きさの圧縮残留応力を有する部位Ｂが、ばね素線の許容ピット深さＲｍａｘを越える深さに存在している。
　ここで許容ピット深さＲｍａｘとは、従来のショットピーニングによって得られた圧縮残留応力分布を有する懸架用コイルばねにおいて、腐食ピットの底部等に生じた疲労亀裂を起点として折損する可能性のある最大ピット深さである。従来のコイルばねでは、腐食ピット深さが０．２～０．２５ｍｍに近付くと高い確率で折損するようになる。この場合の許容ピット深さは０．２５ｍｍである。
　図５に示されるように、実施例１のコイルばねでは、ばね素線の表面の圧縮残留応力値Ａと同等の大きさの圧縮残留応力値を有する部位Ｂが、ばね素線の許容ピット深さＲｍａｘを越える深さに存在している。しかも実施例１のコイルばねは、表面から許容ピット深さＲｍａｘを越える深い領域にわたって－４００ＭＰａ以上の圧縮残留応力を有している。
　実施例１をはじめとして、後述する実施例２～５も、第１のショットピーニング工程Ｓ６と第２のショットピーニング工程Ｓ７とによる２段階ショットピーニング（温間ダブルショットピーニング）を実施している。すなわち１段目の第１のショットピーニング工程Ｓ６によって、表面から深い位置に圧縮残留応力のピークが発現し、しかも深い位置まで圧縮残留応力が生じる。そして２段目の第２のショットピーニング工程Ｓ７によって、図５に矢印ｈで示すように、表面付近の圧縮残留応力を高めることができる。こうして表面付近から深い領域にわたって圧縮残留応力が高いレベルで維持される高応力部Ｔ２を得ることができる。
　なお、ばね素線が大気中で加熱された場合、表面が脱炭(decarbonization)しており、硬さが内部に比べて約１２５ＨＶ低下している。圧縮残留応力の大きさはばね硬さに比例する。すなわち、ばね硬さが小さくなるにつれて圧縮残留応力も小さくなる。硬さ５０～５６ＨＲＣ（５１５ＨＶ～６１５ＨＶ）の硬さの下限５１５ＨＶで、かつ、脱炭が生じているばね表面の最低硬さは３９０ＨＶであり、そのときの表面の圧縮残留応力値は約－４００ＭＰａ以上に設定される。
　［実施例２］
　ばね素線の鋼種は、実施例１と同じ高耐食性ばね鋼（ばね鋼Ｓ）である。製造工程は、第１のショットピーニング工程Ｓ６で使用するショットの大きさ以外は実施例１と同様である。この実施例２では、第１のショットピーニング工程Ｓ６において、ショットサイズ１．１ｍｍの第１のショットを使用した。第１のショットピーニング工程Ｓ６後に、ショットサイズ０．６７ｍｍの第２のショットによって第２のショットピーニング工程Ｓ７を行なった。ショットの投射速度と処理温度は実施例１と同じである。
　図６は、実施例２の圧縮残留応力分布を示している。実施例２のコイルばねも、実施例１と同様に、残留応力増加部Ｔ１と、高応力部Ｔ２と、残留応力ピーク部Ｔ３と、残留応力減少部Ｔ４とを有している。前記したように残留応力増加部Ｔ１では、ばね素線の表面から深さ方向に圧縮残留応力が増加している。高応力部Ｔ２では、圧縮残留応力が高いレベルで維持されている。残留応力ピーク部Ｔ３では、圧縮残留応力が最大となる。残留応力減少部Ｔ４では、残留応力ピーク部Ｔ３からばね素線の深さ方向に圧縮残留応力が減少している。実施例２のコイルばねは、実施例１と同様に、ばね素線の表面の圧縮残留応力値Ａと同等の大きさの圧縮残留応力を有する部位Ｂが、ばね素線の許容ピット深さＲｍａｘを越える深さに存在している。しかも、表面から許容ピット深さＲｍａｘを越える深い領域にわたって、－４００ＭＰａ以上の圧縮残留応力を有している。
　［実施例３］
　ばね素線の鋼種は実施例１と同じ高耐食性ばね鋼（ばね鋼Ｓ）である。製造工程は、ばね素線の熱処理に高周波加熱を用いること以外は実施例２と同様である。この実施例３では、焼入れ工程Ｓ３において、高周波加熱によってばね素線を加熱することにより、表面の脱炭が抑制されている。第１のショットピーニング工程Ｓ６においてショットサイズ１．１ｍｍの第１のショットを使用した。第２のショットピーニング工程Ｓ７ではショットサイズ０．６７ｍｍの第２のショットを使用した。ショットの投射速度と処理温度は実施例１と同じである。
　図７は、実施例３の圧縮残留応力分布を示している。実施例３のコイルばねも、実施例１，２と同様に、前記残留応力増加部Ｔ１と、前記高応力部Ｔ２と、前記残留応力ピーク部Ｔ３と、前記残留応力減少部Ｔ４とを有している。そして、残留応力減少部Ｔ４において、ばね素線の表面の圧縮残留応力値Ａと同等の大きさの圧縮残留応力を有する部位Ｂが、ばね素線の許容ピット深さＲｍａｘを越える深さに存在している。しかも、表面から許容ピット深さＲｍａｘを越える深い領域にわたって－４００ＭＰａ以上の圧縮残留応力を有している。
　［実施例４］
　ばね素線にＳＡＥ９２５４を用いた。ＳＡＥ９２５４の化学成分（ｍａｓｓ％）は、Ｃ：０．５１～０．５９、Ｓｉ：１．２０～１．６０、Ｍｎ：０．６０～０．８０、Ｃｒ：０．６０～０．８０、Ｓ：最大０．０４０、Ｐ：最大０．０３０、残部Ｆｅである。コイルばねの製造工程は実施例１と同様である。この実施例４では、ＳＡＥ９２５４からなるばね素線（硬さ５３．５ＨＲＣ）に、ショットサイズ１．０ｍｍの第１のショットによって、第１のショットピーニング工程（投射速度７６ｍ／ｓｅｃ，処理温度２３０℃）を行なった。その後、ショットサイズ０．６７ｍｍの第２のショットによって、第２のショットピーニング工程（投射速度４６ｍ／ｓｅｃ，処理温度２００℃）を行った。
　［実施例５］
　ばね素線にＳＡＥ９２５４を用い、実施例２と同様の製造工程によって、コイルばねを製造した。すなわち実施例５では、ＳＡＥ９２５４からなるばね素線（硬さ５３．５ＨＲＣ）に、ショットサイズ１．１ｍｍの第１のショットによって、第１のショットピーニング工程（投射速度７６ｍ／ｓｅｃ，処理温度２３０℃）を行なった。その後、ショットサイズ０．６７ｍｍの第２のショットによって、第２のショットピーニング工程（投射速度４６ｍ／ｓｅｃ，処理温度２００℃）を行った。
　［比較例１］
　ばね素線に実施例１と同じ高耐食性ばね鋼（ばね鋼Ｓ）を用いた。製造工程は、ショットピーニング条件以外は実施例１と共通である。比較例１では、第１のショットピーニング工程において、ショットサイズ０．８７ｍｍの第１のショットを、速度７６ｍ／ｓｅｃでばね素線に投射した。処理温度は２３０℃である。そののち、第２のショットピーニング工程において、ショットサイズ０．６７ｍｍの第２のショットを、速度４６ｍ／ｓｅｃでばね素線に投射した。処理温度は２００℃である。
　図８は、比較例１の圧縮残留応力分布を示している。この図８に示されるように、比較例１の圧縮残留応力の最大値は実施例１～３と遜色ない。しかしながら比較例１では、表面の圧縮残留応力値Ａ´と同等の圧縮残留応力が存在する部位Ｂ´が、許容ピット深さＲｍａｘ（０，２５ｍｍ）よりもかなり浅くなっている。このため腐食ピットが許容ピット深さ（０．２５ｍｍ）近くまで成長したときに、腐食ピットの底部等に疲労亀裂が発生し、コイルばねが折損する可能性があった。
　［比較例２］
　ばね素線の鋼種にＳＡＥ９２５４を用いること以外は比較例１と同様である。比較例２では、ＳＡＥ９２５４からなるばね素線（硬さ５３．５ＨＲＣ）に、ショットサイズ０．８７ｍｍの第１のショットによって、第１のショットピーニング工程（投射速度７６ｍ／ｓｅｃ，処理温度２３０℃）を行なった。その後、ショットサイズ０．６７ｍｍの第２のショットによって第２のショットピーニング工程（投射速度４６ｍ／ｓｅｃ，処理温度２００℃）を行った。
　［疲労試験結果］
　図９は、実施例１，２と比較例１の腐食耐久試験(corrosion fatigue test)の結果を示している。腐食耐久試験は、塩水（５％ＮａＣｌ）の噴霧を０．５時間行ったのち、３０００回加振し、さらに２６℃，湿度９５％で２３時間保持するサイクルを、コイルばねが破損するまで行い、総加振数を測定した。試験応力は１２００ＭＰａである。
　図９に示されるように、比較例１の腐食寿命（１００％）に対し、実施例１は１２３％と腐食寿命が大幅に向上した。さらに実施例２では、１４５％と腐食寿命がさらに大幅に向上した。このように前記実施例のコイルばねは、ショットサイズ１．０ｍｍ以上の大玉ショットを用いた温間ピーニングによって、懸架用コイルばねの腐食耐久性を大幅に向上させることができた。
　従来の懸架用コイルばねは、腐食ピットが成長して許容ピット深さＲｍａｘに近付くと、ピット底部から亀裂が早く発生し、亀裂が早く成長して折損していた。これに対し前記実施例では、許容ピット深さＲｍａｘを越える深い位置まで－４００ＭＰａを越える圧縮残留応力が付与されている。しかも前記実施例では、許容ピット深さＲｍａｘを越える位置の圧縮残留応力値が、ばね表面の圧縮残留応力値と同等あるいはそれ以上になっていて、圧縮残留応力の変化が急勾配となることを回避できている。このため前記実施例のコイルばねは、腐食ピットが成長して許容ピット深さＲｍａｘに達しても、その深さでは未だ圧縮残留応力が残っているため、ピット底部からの亀裂の発生を遅くすることができる。よって、亀裂が発生したとしてもその後の亀裂の成長を遅くすることができることにより、腐食耐久性を飛躍的に向上させることができた。
　図１０は、実施例４，５と比較例２の腐食耐久試験結果を示している。ここでは、比較例２のコイルばねを試験応力１１００ＭＰａで腐食耐久試験を行なった場合の腐食寿命を１００％とし、試験応力を１００ＭＰａ大きくして、１２００ＭＰａで試験した場合の腐食寿命を比較した。応力を１１００ＭＰａから１２００ＭＰａに増加させると、比較例２では腐食寿命が６５％に低下した。これに対し実施例４は、１０４％と従来品以上の腐食寿命が得られた。さらに実施例５では、１６０％と腐食寿命が大幅に向上した。
　このように実施例４，５のコイルばねは、使用応力を１００ＭＰａ大きくしても、腐食耐久性を従来品と同等以上にすることができた。このため懸架用コイルばねを、より高い応力で使用することができ、軽量化が可能となった。例えば従来の１１００ＭＰａ級のばねが、線径１２．１ｍｍ、総巻数５．３９、質量２．０９ｋｇであったのに対し、１２００ＭＰａで使用するばねでは、線径１１．７ｍｍ、総巻数４．９３、質量１．７９ｋｇとなり、１４，４％の軽量化となる。１３００ＭＰａで使用するばねでは、線径１１．４ｍｍ、総巻数４．６１、質量１．５８ｋｇとなり、２３．４％の軽量化となる。
　従来のショットピーニングによって得ることができる圧縮残留応力分布では、深さ０．２５ｍｍ付近まで－４００ＭＰａ以上の圧縮残留応力を生じさせようとしても、表面から深さ方向への圧縮残留応力の減衰の勾配が急なため、表面の圧縮残留応力を極めて大きな値にしなければならなかった。このため製造方法上の限界により実現が困難であった。また、従来のショットサイズを用い、投射速度を大きくすることによって圧縮残留応力を深い領域まで生じさせることもできなくはない。しかしその場合、ショットの運動エネルギーを２倍にするためには投射速度を７８ｍ／ｓｅｃ（インペラー回転数２３００ｒｐｍ）から１０９ｍ／ｓｅｃ（インペラー回転数３２７９ｒｐｍ）に増加させる必要がある。このため、騒音や振動の増加、消費電力の増加および装置の摩耗増大などの問題が生じる。しかも製造コストを考えると、投射速度を大きくすることは量産化（実用化）に適していない。また、従来のショットピーニングでは、腐食ピット底部での圧縮残留応力の大きさが表面の圧縮残留応力の大きさと比較して相対的に著しく低下する。このため、たとえ腐食ピットの底部付近まで圧縮残留応力を生じさせたとしても、腐食ピットの底部付近に亀裂が生じることを防ぐ上で効果が少ない。
　これに対し本発明に係る前記各実施例の圧縮残留応力分布では、腐食ピット底部を越える深さまで大きな圧縮残留応力（－４００ＭＰａ以上）が付与されている。しかも、ばね表面付近の圧縮残留応力と腐食ピットの底部付近の圧縮残留応力が、同等のレベルに保たれている。しかも、ばね表面から腐食ピットの底部までの領域で圧縮残留応力の変化が急勾配になることを回避できている。これらのことにより、腐食ピットが成長したとしても、ピットの底部付近に亀裂が生じたり亀裂が成長したりすることを効果的に抑制できる。
　以上説明した前記各実施例の効果は鋼種によらず同様の傾向が認められ、前述の高耐食性ばね鋼（ばね鋼Ｓ）、ＳＡＥ９２５４をはじめとして、例えば日本工業規格（ＪＩＳ）に準拠するばね鋼ＳＵＰ７などでも同様の結果が得られた。しかも本発明によれば、懸架用コイルばねに通常使用されているばね鋼を用いて腐食耐久性を高めることができるため、コイルばねの材料コストが高くなることを抑制できる効果もある。本発明に係るコイルばねは、自動車をはじめとして、種々の車両の懸架機構に適用することができる。
　１２…車両懸架用コイルばね
　２０…ばね素線
　Ｔ１…残留応力増加部
　Ｔ２…高応力部
　Ｔ３…残留応力ピーク部
　Ｔ４…残留応力減少部

Claims (7)

  1. 　ショットピーニングによって圧縮残留応力が付与されたばね素線(20)を有する車両懸架用コイルばね(12)であって、
    　前記ばね素線(20)の表面から深さ方向に前記圧縮残留応力が増加する残留応力増加部(T1)と、
    　前記圧縮残留応力が最大となる残留応力ピーク部(T3)と、
    　前記残留応力ピーク部(T3)から前記ばね素線(20)の深さ方向に前記圧縮残留応力が減少する残留応力減少部(T4)とを有し、かつ、
    　前記残留応力減少部(T4)において前記ばね素線(20)の表面の圧縮残留応力と同等の大きさの圧縮残留応力を有する部位(B)が、該ばね素線(20)の許容ピット深さ(Rmax)を越える深さに存在することを特徴とする車両懸架用コイルばね。
  2. 　請求項１に記載された車両懸架用コイルばね(12)において、前記許容ピット深さ(Rmax)が０．２５ｍｍであり、前記ばね素線(20)の表面から前記許容ピット深さ(Rmax)にわたって－４００ＭＰａ以上の圧縮残留応力が付与されている。
  3. 　請求項２に記載された車両懸架用コイルばね(12)において、前記ばね素線(20)の硬さが５０～５６ＨＲＣである。
  4. 　ばね鋼からなるばね素線(20)を螺旋形に成形する曲げ工程(S2)と、
    　前記ばね素線(20)にショットサイズ１．０ｍｍ以上の第１のショットを投射することによって、前記ばね素線(20)に圧縮残留応力を付与する第１のショットピーニング工程(S6)と、
    　前記第１のショットピーニング工程(S6)後に前記第１のショットよりも小さい第２のショットを前記ばね素線(20)に投射する第２のショットピーニング工程(S7)とを具備し、
    　前記第１のショットピーニング工程(S6)と第２のショットピーニング工程(S7)とによって、前記ばね素線(20)の表面から深さ方向に前記圧縮残留応力が増加する残留応力増加部と(T1)、前記圧縮残留応力が最大となる残留応力ピーク部(T3)と、前記残留応力ピーク部(T3)から前記ばね素線(20)の深さ方向に前記圧縮残留応力が減少する残留応力減少部(T4)とを形成するとともに、
    　前記残留応力減少部(T4)において前記ばね素線(20)の表面の圧縮残留応力と同等の大きさの圧縮残留応力を有する部位(B)を、該ばね素線(20)の許容ピット深さ(Rmax)を越える深さに形成することを特徴とする車両懸架用コイルばねの製造方法。
  5. 　請求項４に記載された製造方法において、前記第１のショットピーニング工程(S6)と前記第２ショットピーニング工程(S7)とを、前記ばね素線(20)が１５０～３５０℃の処理温度で行う。
  6. 　請求項５に記載された製造方法において、前記第１のショットピーニング工程(S6)における前記処理温度が、前記第２のショットピーニング工程(S7)における前記処理温度よりも高い。
  7. 　請求項６に記載された製造方法において、前記第１のショットピーニング工程(S6)における前記第１のショットの運動エネルギーが、前記第２のショットピーニング工程(S7)における前記第２のショットの運動エネルギーよりも大きい。
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