[go: up one dir, main page]
More Web Proxy on the site http://driver.im/

JP2023116800A - Manufacturing method of steel component - Google Patents

Manufacturing method of steel component Download PDF

Info

Publication number
JP2023116800A
JP2023116800A JP2023102653A JP2023102653A JP2023116800A JP 2023116800 A JP2023116800 A JP 2023116800A JP 2023102653 A JP2023102653 A JP 2023102653A JP 2023102653 A JP2023102653 A JP 2023102653A JP 2023116800 A JP2023116800 A JP 2023116800A
Authority
JP
Japan
Prior art keywords
less
annealing
temperature
carbides
steel sheet
Prior art date
Legal status (The legal status 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 status listed.)
Pending
Application number
JP2023102653A
Other languages
Japanese (ja)
Inventor
真由美 小島
Mayumi Kojima
義正 船川
Yoshimasa Funakawa
康広 櫻井
Yasuhiro Sakurai
章雅 木戸
Akimasa Kido
英之 木村
Hideyuki Kimura
Current Assignee (The listed assignees may be inaccurate. Google has not performed a legal analysis and makes no representation or warranty as to the accuracy of the list.)
JFE Steel Corp
Original Assignee
JFE Steel Corp
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 JFE Steel Corp filed Critical JFE Steel Corp
Publication of JP2023116800A publication Critical patent/JP2023116800A/en
Pending legal-status Critical Current

Links

Images

Classifications

    • CCHEMISTRY; METALLURGY
    • C22METALLURGY; FERROUS OR NON-FERROUS ALLOYS; TREATMENT OF ALLOYS OR NON-FERROUS METALS
    • C22CALLOYS
    • C22C38/00Ferrous alloys, e.g. steel alloys
    • C22C38/02Ferrous alloys, e.g. steel alloys containing silicon
    • CCHEMISTRY; METALLURGY
    • C21METALLURGY OF IRON
    • C21DMODIFYING 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
    • C21D6/00Heat treatment of ferrous alloys
    • C21D6/002Heat treatment of ferrous alloys containing Cr
    • CCHEMISTRY; METALLURGY
    • C21METALLURGY OF IRON
    • C21DMODIFYING 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
    • C21D6/00Heat treatment of ferrous alloys
    • C21D6/005Heat treatment of ferrous alloys containing Mn
    • CCHEMISTRY; METALLURGY
    • C21METALLURGY OF IRON
    • C21DMODIFYING 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
    • C21D6/00Heat treatment of ferrous alloys
    • C21D6/008Heat treatment of ferrous alloys containing Si
    • CCHEMISTRY; METALLURGY
    • C21METALLURGY OF IRON
    • C21DMODIFYING 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
    • C21D9/00Heat treatment, e.g. annealing, hardening, quenching or tempering, adapted for particular articles; Furnaces therefor
    • CCHEMISTRY; METALLURGY
    • C21METALLURGY OF IRON
    • C21DMODIFYING 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
    • C21D9/00Heat treatment, e.g. annealing, hardening, quenching or tempering, adapted for particular articles; Furnaces therefor
    • C21D9/46Heat treatment, e.g. annealing, hardening, quenching or tempering, adapted for particular articles; Furnaces therefor for sheet metals
    • CCHEMISTRY; METALLURGY
    • C22METALLURGY; FERROUS OR NON-FERROUS ALLOYS; TREATMENT OF ALLOYS OR NON-FERROUS METALS
    • C22CALLOYS
    • C22C38/00Ferrous alloys, e.g. steel alloys
    • C22C38/005Ferrous alloys, e.g. steel alloys containing rare earths, i.e. Sc, Y, Lanthanides
    • CCHEMISTRY; METALLURGY
    • C22METALLURGY; FERROUS OR NON-FERROUS ALLOYS; TREATMENT OF ALLOYS OR NON-FERROUS METALS
    • C22CALLOYS
    • C22C38/00Ferrous alloys, e.g. steel alloys
    • C22C38/008Ferrous alloys, e.g. steel alloys containing tin
    • CCHEMISTRY; METALLURGY
    • C22METALLURGY; FERROUS OR NON-FERROUS ALLOYS; TREATMENT OF ALLOYS OR NON-FERROUS METALS
    • C22CALLOYS
    • C22C38/00Ferrous alloys, e.g. steel alloys
    • C22C38/04Ferrous alloys, e.g. steel alloys containing manganese
    • CCHEMISTRY; METALLURGY
    • C22METALLURGY; FERROUS OR NON-FERROUS ALLOYS; TREATMENT OF ALLOYS OR NON-FERROUS METALS
    • C22CALLOYS
    • C22C38/00Ferrous alloys, e.g. steel alloys
    • C22C38/06Ferrous alloys, e.g. steel alloys containing aluminium
    • CCHEMISTRY; METALLURGY
    • C22METALLURGY; FERROUS OR NON-FERROUS ALLOYS; TREATMENT OF ALLOYS OR NON-FERROUS METALS
    • C22CALLOYS
    • C22C38/00Ferrous alloys, e.g. steel alloys
    • C22C38/18Ferrous alloys, e.g. steel alloys containing chromium
    • C22C38/22Ferrous alloys, e.g. steel alloys containing chromium with molybdenum or tungsten
    • CCHEMISTRY; METALLURGY
    • C22METALLURGY; FERROUS OR NON-FERROUS ALLOYS; TREATMENT OF ALLOYS OR NON-FERROUS METALS
    • C22CALLOYS
    • C22C38/00Ferrous alloys, e.g. steel alloys
    • C22C38/18Ferrous alloys, e.g. steel alloys containing chromium
    • C22C38/24Ferrous alloys, e.g. steel alloys containing chromium with vanadium
    • CCHEMISTRY; METALLURGY
    • C22METALLURGY; FERROUS OR NON-FERROUS ALLOYS; TREATMENT OF ALLOYS OR NON-FERROUS METALS
    • C22CALLOYS
    • C22C38/00Ferrous alloys, e.g. steel alloys
    • C22C38/18Ferrous alloys, e.g. steel alloys containing chromium
    • C22C38/26Ferrous alloys, e.g. steel alloys containing chromium with niobium or tantalum
    • CCHEMISTRY; METALLURGY
    • C22METALLURGY; FERROUS OR NON-FERROUS ALLOYS; TREATMENT OF ALLOYS OR NON-FERROUS METALS
    • C22CALLOYS
    • C22C38/00Ferrous alloys, e.g. steel alloys
    • C22C38/18Ferrous alloys, e.g. steel alloys containing chromium
    • C22C38/28Ferrous alloys, e.g. steel alloys containing chromium with titanium or zirconium
    • CCHEMISTRY; METALLURGY
    • C22METALLURGY; FERROUS OR NON-FERROUS ALLOYS; TREATMENT OF ALLOYS OR NON-FERROUS METALS
    • C22CALLOYS
    • C22C38/00Ferrous alloys, e.g. steel alloys
    • C22C38/18Ferrous alloys, e.g. steel alloys containing chromium
    • C22C38/32Ferrous alloys, e.g. steel alloys containing chromium with boron
    • CCHEMISTRY; METALLURGY
    • C22METALLURGY; FERROUS OR NON-FERROUS ALLOYS; TREATMENT OF ALLOYS OR NON-FERROUS METALS
    • C22CALLOYS
    • C22C38/00Ferrous alloys, e.g. steel alloys
    • C22C38/18Ferrous alloys, e.g. steel alloys containing chromium
    • C22C38/38Ferrous alloys, e.g. steel alloys containing chromium with more than 1.5% by weight of manganese
    • CCHEMISTRY; METALLURGY
    • C22METALLURGY; FERROUS OR NON-FERROUS ALLOYS; TREATMENT OF ALLOYS OR NON-FERROUS METALS
    • C22CALLOYS
    • C22C38/00Ferrous alloys, e.g. steel alloys
    • C22C38/18Ferrous alloys, e.g. steel alloys containing chromium
    • C22C38/40Ferrous alloys, e.g. steel alloys containing chromium with nickel
    • C22C38/42Ferrous alloys, e.g. steel alloys containing chromium with nickel with copper
    • CCHEMISTRY; METALLURGY
    • C22METALLURGY; FERROUS OR NON-FERROUS ALLOYS; TREATMENT OF ALLOYS OR NON-FERROUS METALS
    • C22CALLOYS
    • C22C38/00Ferrous alloys, e.g. steel alloys
    • C22C38/18Ferrous alloys, e.g. steel alloys containing chromium
    • C22C38/40Ferrous alloys, e.g. steel alloys containing chromium with nickel
    • C22C38/46Ferrous alloys, e.g. steel alloys containing chromium with nickel with vanadium
    • CCHEMISTRY; METALLURGY
    • C22METALLURGY; FERROUS OR NON-FERROUS ALLOYS; TREATMENT OF ALLOYS OR NON-FERROUS METALS
    • C22CALLOYS
    • C22C38/00Ferrous alloys, e.g. steel alloys
    • C22C38/60Ferrous alloys, e.g. steel alloys containing lead, selenium, tellurium, or antimony, or more than 0.04% by weight of sulfur

Landscapes

  • Chemical & Material Sciences (AREA)
  • Engineering & Computer Science (AREA)
  • Materials Engineering (AREA)
  • Mechanical Engineering (AREA)
  • Metallurgy (AREA)
  • Organic Chemistry (AREA)
  • Thermal Sciences (AREA)
  • Crystallography & Structural Chemistry (AREA)
  • Physics & Mathematics (AREA)
  • Heat Treatment Of Sheet Steel (AREA)
  • Heat Treatment Of Steel (AREA)
  • Heat Treatment Of Articles (AREA)
  • Powder Metallurgy (AREA)

Abstract

To provide a steel component excellent in wear resistance.SOLUTION: A steel slab having a predetermined component composition is subjected to heating, hot rolling, coiling, first annealing, second annealing, cold rolling, machining, and heat treatment under a predetermined condition so that the average grain size of the former austenite grains is 25 μm or less, having a carbide containing at least one of Nb, Ti, and V, and the average grain size of the particles of the carbide of 0.1 μm or more is 0.15-2.5 μm, and the average grain size of the particles of the carbide of less than 0.1 μm is 0.005-0.05 μm.SELECTED DRAWING: Figure 1

Description

本発明は、鋼製部品、特に、耐摩耗性に優れた鋼製部品に関する。また、本発明は前記鋼製部品の製造方法に関する。 TECHNICAL FIELD The present invention relates to steel parts, particularly to steel parts having excellent wear resistance. The present invention also relates to a method for manufacturing the steel component.

高濃度の炭素を含有する鋼である炭素鋼は、高い硬度を有しているため、繊維機械用部品、軸受け部品、機械用刃物をはじめとする耐摩耗性が求められる鋼製部品の素材として幅広く用いられている。 Carbon steel, which is a steel containing a high concentration of carbon, has high hardness, so it is used as a material for steel parts that require wear resistance, such as textile machine parts, bearing parts, and machine blades. Widely used.

一般的な鋼製部品の製造においては、素材としての冷延鋼板を部品形状に加工した後、焼入れ処理と焼戻し処理が施される。焼入れ処理で硬度を高めると靭性が低下するが、その後に焼戻し処理を行うことにより靱性を向上させることができる。しかし、焼戻し処理を行うことにより硬度が低下してしまうという問題があった。 In the manufacture of general steel parts, a cold-rolled steel sheet as a raw material is processed into a part shape, and then quenching and tempering are performed. If the hardness is increased by the quenching treatment, the toughness is lowered, but the toughness can be improved by performing the subsequent tempering treatment. However, there is a problem that the tempering treatment lowers the hardness.

そこで、鋼製部品のさらに硬度を高め、一層優れた耐摩耗性を実現するために様々な技術が提案されている。 Therefore, various techniques have been proposed to further increase the hardness of steel parts and achieve even better wear resistance.

例えば、特許文献1では、フェライト-セメンタイト組織を有する鋼板において、フェライトの粒径を大きくし、炭化物(主としてセメンタイト)を適切な粒径で球状化し、パーライト組織を減少させることで、成形性と耐摩耗性を向上させる技術が開示されている。 For example, in Patent Document 1, in a steel sheet having a ferrite-cementite structure, by increasing the grain size of ferrite, spheroidizing carbide (mainly cementite) with an appropriate grain size, and reducing the pearlite structure, the formability and resistance are improved. Techniques for improving wearability have been disclosed.

また、特許文献2では、冷延鋼板に対して特定の条件で焼鈍を施すことにより、金属組織を硬質なセメンタイトと軟質なフェライトの層状組織であるパーライト組織とし、その結果、冷延鋼板の耐摩耗性を向上させる技術が開示されている。 Further, in Patent Document 2, the cold-rolled steel sheet is annealed under specific conditions to change the metal structure into a pearlite structure, which is a layered structure of hard cementite and soft ferrite. Techniques for improving wearability have been disclosed.

特許文献3では、円相当径が0.5μm以上の粗大なNb・Ti系炭化物をマトリックス組織であるフェライト相中に析出させることにより、鋼板の耐摩耗性を向上する技術が開示されている。 Patent Literature 3 discloses a technique for improving the wear resistance of a steel sheet by precipitating coarse Nb/Ti-based carbides having an equivalent circle diameter of 0.5 μm or more in a ferrite phase, which is a matrix structure.

特許文献4では、粒子径2μm以上の粗大な炭化物をマトリックス組織中に析出させることにより、鋼材の耐摩耗性を向上させる技術が開示されている。 Patent Document 4 discloses a technique for improving the wear resistance of steel materials by precipitating coarse carbides having a particle size of 2 μm or more in a matrix structure.

特許文献5では、C:0.5~0.7質量%の鋼板に対して、最終的な焼入れ・焼戻しの調質を行う直前の段階において、焼鈍仕上の状態にすることで、セメンタイトなどの炭化物の球状化率を向上させ、靭性を向上する技術が提案されている。 In Patent Document 5, a steel sheet containing 0.5 to 0.7% by mass of C is subjected to an annealing finish immediately before final quenching and tempering, so that cementite and the like are added. Techniques have been proposed to improve the spheroidization rate of carbides and improve toughness.

特許文献6では、最終的な焼入れ・焼戻しの調質を行う直前の段階において、焼鈍仕上の状態にすることで、素材に含まれる生成ボイドの個数密度を上昇させ、打抜き性に優れた軟質高炭素鋼板を生成する技術が提案されている。 In Patent Document 6, in the stage immediately before final quenching and tempering, the material is annealed to increase the number density of generated voids contained in the material. Techniques for producing carbon steel sheets have been proposed.

特許文献7では、高炭素鋼板において、ニオブ、チタン、バナジウム炭化物は含まない、セメンタイト炭化物の生成を制御し、セメンタイト炭化物の球状化率、個数密度を所望の数値とすることで、衝撃靭性と耐摩耗性を向上する技術が提案されている。 In Patent Document 7, in a high-carbon steel sheet, impact toughness and resistance are improved by controlling the formation of cementite carbides that do not contain niobium, titanium, and vanadium carbides, and setting the spheroidization rate and number density of cementite carbides to desired values. Techniques for improving abrasion resistance have been proposed.

特許文献8では、最終的に行うオーステンパ―熱処理の調質を行う直前の段階において、焼鈍仕上の状態にすることで、ニオブ、チタン、バナジウム炭化物は含まないセメンタイト炭化物の粒径や残留オーステナイトや旧オーステナイト粒径を調整し、更に、一般的な調質熱処理である焼入れ・焼戻しで得られるマルテンサイトの焼戻し組織を得るのではなく、ベイナイト組織を得ることで、靭性を向上する技術が提案されている。 In Patent Document 8, the grain size of cementite carbides that do not contain niobium, titanium, and vanadium carbides, the retained austenite, and the old Technology has been proposed to improve toughness by adjusting the austenite grain size and obtaining a bainite structure instead of obtaining a tempered martensite structure obtained by quenching and tempering, which is a general refining heat treatment. there is

国際公開第2016/204288号WO2016/204288 特開2020-132953号公報JP 2020-132953 A 特開2017-190494号公報JP 2017-190494 A 特開2010-138453号公報JP 2010-138453 A 特開2009-24233号公報JP-A-2009-24233 特開2011-12316号公報JP 2011-12316 A 特許第6880245号Patent No. 6880245 特開2018-48374号公報JP 2018-48374 A

特許文献1~8で提案されているような従来の技術によれば、鋼材の硬度や耐摩耗性に一定の向上が見られる。しかし、本発明者らの検討によれば、従来の鋼材を素材として製造された鋼製部品を実際に使用すると、十分な耐摩耗性が得られない場合があることが分かった。 According to conventional techniques such as those proposed in Patent Documents 1 to 8, a certain improvement can be seen in the hardness and wear resistance of steel materials. However, according to the studies of the present inventors, it has been found that when steel parts manufactured using conventional steel materials are actually used, sufficient wear resistance may not be obtained.

本発明は、上記事情に鑑みてなされたものであり、耐摩耗性に優れた鋼製部品を提供することを目的とする。 SUMMARY OF THE INVENTION It is an object of the present invention to provide steel parts having excellent wear resistance.

本発明者らは、上記課題を解決するための方法について検討を行った結果、以下の知見を得た。 The present inventors have obtained the following findings as a result of examining methods for solving the above problems.

(1)鋼製部品を実際に使用する際には、他の部材との摩擦により温度が上昇する。例えば、鋼製部品をメリヤス針などの繊維機械用部品として使用する場合、該鋼製部品は常に繊維との摩擦にさらされる結果、温度が上昇する。 (1) When steel parts are actually used, the temperature rises due to friction with other members. For example, when steel parts are used as parts for textile machinery, such as knitting needles, the steel parts are constantly exposed to friction with the fibers, resulting in an increase in temperature.

(2)したがって、実際の使用時に優れた耐摩耗性を発揮するためには、素材と素材の削り合いによる静的な摩耗を抑制するだけでなく、摩擦時の温度上昇に伴う鋼板の軟化を抑制する必要がある。 (2) Therefore, in order to exhibit excellent wear resistance during actual use, it is necessary not only to suppress static wear due to grinding between materials, but also to prevent the softening of the steel plate due to the temperature rise during friction. must be suppressed.

(3)鋼製部品の耐摩耗性を向上させるためには、Nb、Ti、Vの少なくとも1つを含む炭化物を鋼中に析出させる必要がある。その際、前記炭化物のうち、粗大なものは静的な摩耗を抑制する作用を有している。例えば、繊維機械部品の場合、粗大な炭化物が存在することにより、繊維や繊維に付着した小石などの異物による被削量を低減することができる。 (3) In order to improve the wear resistance of steel parts, it is necessary to precipitate carbides containing at least one of Nb, Ti and V in the steel. At that time, among the carbides, coarse ones have the effect of suppressing static wear. For example, in the case of textile machinery parts, the presence of coarse carbides can reduce the amount of material to be cut by fibers and foreign matter such as pebbles adhering to the fibers.

(4)一方、前記炭化物のうち、微細なものは摩擦時の温度上昇に伴う鋼板の軟化を抑制する作用を有している。すなわち、微細な炭化物が存在することにより、摩擦によって温度が上昇した際に転位組織が回復して硬度が低下することが抑制される。また、微細な炭化物が存在する鋼においては、焼入れ焼き戻しを行った際に旧オーステナイト粒が微細化されるため、粒界強化効果が高まり、その結果、さらに転位組織の回復による硬度低下が抑制される。 (4) On the other hand, among the carbides, fine ones have the effect of suppressing the softening of the steel sheet due to the temperature rise during friction. That is, the presence of fine carbides suppresses the recovery of the dislocation structure and the decrease in hardness when the temperature rises due to friction. In addition, in steels containing fine carbides, prior austenite grains are refined during quenching and tempering, increasing the grain boundary strengthening effect, and as a result, further suppressing the decrease in hardness due to the recovery of the dislocation structure. be done.

(5)上記の効果を得るためには、粗大な炭化物と微細な炭化物それぞれの平均粒径を特定の範囲に制御する必要がある。 (5) In order to obtain the above effects, it is necessary to control the average grain size of each of coarse carbides and fine carbides within a specific range.

本発明は、上記知見に基づいて完成されたものであり、その要旨は以下の通りである。 The present invention has been completed based on the above findings, and the gist thereof is as follows.

1.質量%で、
C :0.6~1.25%、
Si:0.10~0.55%、
Mn:0.20~2.0%、
P :0.0005~0.05%、
S :0.01%以下、
Al:0.001~0.1%、
N :0.001~0.009%、
Cr:0.05~0.55%、ならびに
Ti:0.05~1.0%、Nb:0.1~0.5%、およびV:0.01~1.0%の1または2以上を含み、
残部がFeおよび不可避的不純物からなる成分組成を有する鋼スラブを、スラブ加熱温度:1100℃以上、保持時間:1.0時間以上の条件で加熱し、
加熱された前記鋼スラブを、仕上圧延開始温度:1010℃以上の条件で熱間圧延して熱延鋼板とし、
前記熱延鋼板を、前記熱間圧延終了から冷却開始までの時間:2.0秒以下、平均冷却速度:25℃/s以上、冷却停止温度:640℃~720℃の条件で冷却し、
冷却された前記熱延鋼板を巻取り、
前記巻取後の熱延鋼板に、焼鈍温度:650℃以上、720℃以下、焼鈍時間:3時間以上の条件での第1の焼鈍を施し、
前記第1の焼鈍後の熱延鋼板に、圧延率:15%以上での冷間圧延と、焼鈍温度:600~800℃、昇温速度:50℃/h以上、190℃/h以下での第2の焼鈍とを、2回以上繰返し施し、その後、さらに圧延率30%以上での最終冷間圧延を施して冷延鋼板とし、
前記冷延鋼板に対し、
部品形状への加工と、
焼入温度:700℃以上950℃以下、保持時間:1.0分以上、60分以下の条件での焼入れと、焼戻温度:100~400℃、保持時間:20分以上、3時間以下の条件での焼戻しを含む熱処理とを施すことにより、
旧オーステナイト粒の平均粒径が25μm以下であり、
Nb、Ti、Vの少なくとも1つを含む炭化物を含み、かつ、
前記炭化物のうちの粒径が0.1μm以上の粒子の平均粒径が0.15~2.5μm、
前記炭化物のうちの粒径が0.1μm未満の粒子の平均粒径が0.005~0.05μmである鋼製部品とする、鋼製部品の製造方法。
1. in % by mass,
C: 0.6 to 1.25%,
Si: 0.10 to 0.55%,
Mn: 0.20-2.0%,
P: 0.0005 to 0.05%,
S: 0.01% or less,
Al: 0.001 to 0.1%,
N: 0.001 to 0.009%,
Cr: 0.05 to 0.55%, and one or more of Ti: 0.05 to 1.0%, Nb: 0.1 to 0.5%, and V: 0.01 to 1.0% including
A steel slab having a chemical composition with the balance being Fe and unavoidable impurities is heated under the conditions of a slab heating temperature of 1100° C. or higher and a holding time of 1.0 hour or longer,
The heated steel slab is hot-rolled under the conditions of finish rolling start temperature: 1010 ° C. or higher to obtain a hot-rolled steel plate,
The hot-rolled steel sheet is cooled under the conditions of time from the end of hot rolling to the start of cooling: 2.0 seconds or less, average cooling rate: 25 ° C./s or more, cooling stop temperature: 640 ° C. to 720 ° C.,
Winding the cooled hot-rolled steel sheet,
The coiled hot-rolled steel sheet is subjected to a first annealing under conditions of an annealing temperature of 650° C. or higher and 720° C. or lower and an annealing time of 3 hours or longer,
The hot-rolled steel sheet after the first annealing is cold-rolled at a rolling rate of 15% or more, and subjected to annealing at a temperature of 600 to 800 ° C. and a heating rate of 50 ° C./h or more and 190 ° C./h or less. The second annealing is repeated twice or more, and then final cold rolling is performed at a rolling reduction of 30% or more to make a cold rolled steel sheet,
For the cold-rolled steel sheet,
Machining into part shape and
Quenching temperature: 700°C to 950°C, holding time: 1.0 minute to 60 minutes, and tempering temperature: 100 to 400°C, holding time: 20 minutes to 3 hours. By applying heat treatment including tempering under conditions,
The average grain size of the prior austenite grains is 25 μm or less,
Carbide containing at least one of Nb, Ti, and V, and
The average particle size of particles of the carbide having a particle size of 0.1 μm or more is 0.15 to 2.5 μm,
A method of manufacturing a steel part, wherein the average particle size of the particles of the carbide having a particle size of less than 0.1 μm is 0.005 to 0.05 μm.

2.前記成分組成が、質量%で、
Sb:0.1%以下、
Hf:0.5%以下、
REM:0.1%以下、
Cu:0.5%以下、
Ni:3.0%以下、
Sn:0.5%以下、
Mo:1%以下、
Zr:0.5%以下、
B :0.005%以下、および
W :0.01%以下からなる群より選択される1または2以上をさらに含む、上記1に記載の鋼製部品の製造方法。
2. The component composition, in mass%,
Sb: 0.1% or less,
Hf: 0.5% or less,
REM: 0.1% or less,
Cu: 0.5% or less,
Ni: 3.0% or less,
Sn: 0.5% or less,
Mo: 1% or less,
Zr: 0.5% or less,
2. The method for manufacturing a steel component according to 1 above, further comprising one or more selected from the group consisting of B: 0.005% or less and W: 0.01% or less.

また、本発明の他の実施形態における要旨構成は以下の通りである。 Further, the gist configuration of another embodiment of the present invention is as follows.

1.質量%で、
C :0.6~1.25%、
Si:0.10~0.55%、
Mn:0.20~2.0%、
P :0.0005~0.05%、
S :0.01%以下、
Al:0.001~0.1%、
N :0.001~0.009%、
Cr:0.05~0.55%、ならびに
Ti:0.05~1.0%、Nb:0.1~0.5%、およびV:0.01~1.0%の1または2以上を含み、
残部がFeおよび不可避的不純物からなる成分組成を有し、
旧オーステナイト粒の平均粒径が25μm以下であり、
Nb、Ti、Vの少なくとも1つを含む炭化物を含み、かつ、
前記炭化物のうちの粒径が0.1μm以上の粒子の平均粒径が0.15~2.5μm、
前記炭化物のうちの粒径が0.1μm未満の粒子の平均粒径が0.005~0.05μmである、鋼製部品。
1. in % by mass,
C: 0.6 to 1.25%,
Si: 0.10 to 0.55%,
Mn: 0.20-2.0%,
P: 0.0005 to 0.05%,
S: 0.01% or less,
Al: 0.001 to 0.1%,
N: 0.001 to 0.009%,
Cr: 0.05 to 0.55%, and one or more of Ti: 0.05 to 1.0%, Nb: 0.1 to 0.5%, and V: 0.01 to 1.0% including
Having a component composition in which the balance is Fe and unavoidable impurities,
The average grain size of the prior austenite grains is 25 μm or less,
Carbide containing at least one of Nb, Ti, and V, and
The average particle size of particles of the carbide having a particle size of 0.1 μm or more is 0.15 to 2.5 μm,
The steel part, wherein the average particle size of the particles of the carbide having a particle size of less than 0.1 μm is 0.005 to 0.05 μm.

2.前記成分組成が、質量%で、
Sb:0.1%以下、
Hf:0.5%以下、
REM:0.1%以下、
Cu:0.5%以下、
Ni:3.0%以下、
Sn:0.5%以下、
Mo:1%以下、
Zr:0.5%以下、
B :0.005%以下、および
W :0.01%以下からなる群より選択される1または2以上をさらに含む、上記1に記載の鋼製部品。
2. The component composition, in mass%,
Sb: 0.1% or less,
Hf: 0.5% or less,
REM: 0.1% or less,
Cu: 0.5% or less,
Ni: 3.0% or less,
Sn: 0.5% or less,
Mo: 1% or less,
Zr: 0.5% or less,
2. The steel component according to 1 above, further comprising one or more selected from the group consisting of B: 0.005% or less and W: 0.01% or less.

3.前記鋼製部品が、繊維機械用部品、軸受け部品、および機械用刃物のいずれかである、上記1または2に記載の鋼製部品。 3. 3. The steel part according to 1 or 2 above, wherein the steel part is any one of a textile machine part, a bearing part, and a machine cutting tool.

4.上記1または2に記載の成分組成を有する鋼スラブを、スラブ加熱温度:1100℃以上、保持時間:1.0時間以上の条件で加熱し、
加熱された前記鋼スラブを、仕上圧延開始温度:Ac3点以上の条件で熱延鋼板とし、
前記熱延鋼板を、前記熱間圧延終了から冷却開始までの時間:2.0秒以下、平均冷却速度:25℃/s以上、冷却停止温度:640℃~720℃の条件で冷却し、
冷却された前記熱延鋼板を巻取り、
前記巻取後の熱延鋼板に、焼鈍温度:650℃以上、720℃以下、焼鈍時間:3時間以上の条件での第1の焼鈍を施し、
前記第1の焼鈍後の熱延鋼板に、圧延率:15%以上での冷間圧延と、焼鈍温度:600~800℃、昇温速度を50℃/h以上での第2の焼鈍とを、2回以上繰返し施し、その後、さらに圧延率30%以上での最終冷間圧延を施して冷延鋼板とし、
前記冷延鋼板に対し、
部品形状への加工と、
焼入温度:750℃以上950℃以下、保持時間:1.0分以上、60分以下の条件での焼入れと、焼戻温度:100~320℃、保持時間:20分以上、3時間以下の条件での焼戻しを含む熱処理とを施す、鋼製部品の製造方法。
4. A steel slab having the chemical composition described in 1 or 2 above is heated under the conditions of a slab heating temperature of 1100° C. or higher and a holding time of 1.0 hour or longer,
The heated steel slab is used as a hot-rolled steel sheet under the conditions of finish rolling start temperature: Ac3 point or higher,
The hot-rolled steel sheet is cooled under the conditions of time from the end of hot rolling to the start of cooling: 2.0 seconds or less, average cooling rate: 25 ° C./s or more, cooling stop temperature: 640 ° C. to 720 ° C.,
Winding the cooled hot-rolled steel sheet,
The coiled hot-rolled steel sheet is subjected to a first annealing under conditions of an annealing temperature of 650° C. or higher and 720° C. or lower and an annealing time of 3 hours or longer,
The hot-rolled steel sheet after the first annealing is subjected to cold rolling at a rolling rate of 15% or more, and second annealing at an annealing temperature of 600 to 800 ° C. and a heating rate of 50 ° C./h or more. , repeatedly applied twice or more, and then subjected to final cold rolling at a rolling rate of 30% or more to make a cold rolled steel sheet,
For the cold-rolled steel sheet,
Machining into part shape and
Quenching temperature: 750°C to 950°C, holding time: 1.0 minute to 60 minutes, and tempering temperature: 100 to 320°C, holding time: 20 minutes to 3 hours. A method of manufacturing a steel component by subjecting it to heat treatment, including tempering under conditions.

本発明によれば、耐摩耗性に優れた鋼製部品を提供することができる。本発明の鋼製部品は、静的な条件のみならず、摩擦によって温度が上昇した条件においても優れた耐摩耗性をそうするため、繊維機械用部品、軸受け部品、および機械用刃物をはじめとする様々な用途に好適に用いることができる。 ADVANTAGE OF THE INVENTION According to this invention, the steel components excellent in wear resistance can be provided. The steel parts of the present invention exhibit excellent wear resistance not only under static conditions but also under conditions where the temperature is elevated due to friction. It can be suitably used for various uses.

摩耗試験片の形状を示す模式図である。It is a schematic diagram which shows the shape of a wear test piece. 摩耗試験装置の模式図である。It is a schematic diagram of a wear test apparatus. 実施例で用いた摩耗試験装置の形状を示す模式図である。It is a schematic diagram which shows the shape of the abrasion test apparatus used in the Example.

以下、本発明について詳細に説明する。なお、本発明はこの実施形態に限定されるものではない。また、本発明では、上述したように、Nb、Ti、Vの少なくとも1つを含む炭化物に着目する。そのため、以下の説明においては、「Nb、Ti、Vの少なくとも1つを含む炭化物」のことを単に「炭化物」と言う場合がある。 The present invention will be described in detail below. However, the present invention is not limited to this embodiment. Further, in the present invention, as described above, attention is paid to carbides containing at least one of Nb, Ti and V. Therefore, in the following description, "carbide containing at least one of Nb, Ti and V" may be simply referred to as "carbide".

[成分組成]
本発明の冷延鋼板は、上述した成分組成を有する。以下、その限定理由について説明する。なお、以下の説明において、含有量の単位としての「%」はとくに断らない限り「質量%」を指すものとする。
[Component composition]
The cold-rolled steel sheet of the present invention has the chemical composition described above. The reason for the limitation will be described below. In the following description, "%" as a unit of content indicates "% by mass" unless otherwise specified.

C:0.6~1.25%
Cは、焼入れ・焼戻し後の硬度を向上するために必要な元素である。また、Cは、セメンタイトや、Nb、Ti、V等の元素と炭化物を生成するために必要な元素でもある。必要な炭化物を生成し、焼入れ・焼戻し後の硬度と耐摩耗性を得るためには、C含有量を0.6%以上とする必要がある。そのため、C含有量は0.6%以上、好ましくは0.7%以上とする。一方、C含有量が1.25%を超えると、過剰に硬さが上昇し脆化する。また、C含有量が1.25%を超えると、加熱時の表面スケールが強固になる結果、表面性状が劣化し、その後の冷延で表面に割れが出やすくなるだけでなく、焼入れの際に割れが生じ摩耗性が低下する。そのため、C含有量は1.25%以下、好ましくは1.20%以下とする。
C: 0.6-1.25%
C is an element necessary for improving the hardness after quenching and tempering. C is also an element necessary for forming cementite, elements such as Nb, Ti and V and carbides. In order to generate necessary carbides and obtain hardness and wear resistance after quenching and tempering, the C content must be 0.6% or more. Therefore, the C content should be 0.6% or more, preferably 0.7% or more. On the other hand, when the C content exceeds 1.25%, the hardness excessively increases and embrittlement occurs. In addition, if the C content exceeds 1.25%, the surface scale becomes hard during heating, resulting in deterioration of the surface properties, which not only makes the surface more prone to cracking during subsequent cold rolling, but also during quenching. Cracks occur in the surface and wear resistance decreases. Therefore, the C content should be 1.25% or less, preferably 1.20% or less.

Si:0.10~0.55%
Siは、固溶強化により強度を上げる効果を有する元素であり、強度が上がることで耐摩耗性も向上する。前記効果を得るために、Si含有量を0.10%以上、好ましくは0.12%以上とする。一方、Si含有量が過剰であると、熱間加工の際に鋼板表面に粗大なフェライトが生成し、その後の工程において耐摩耗性向上に必要な炭化物の生成が阻害される。そのため、Si含有量は0.55%以下、好ましくは0.50%以下、より好ましくは0.45%以下とする。
Si: 0.10-0.55%
Si is an element that has the effect of increasing strength by solid solution strengthening, and the increase in strength also improves wear resistance. In order to obtain the above effect, the Si content should be 0.10% or more, preferably 0.12% or more. On the other hand, if the Si content is excessive, coarse ferrite is formed on the surface of the steel sheet during hot working, which inhibits the formation of carbides necessary for improving wear resistance in subsequent steps. Therefore, the Si content should be 0.55% or less, preferably 0.50% or less, and more preferably 0.45% or less.

Mn:0.20~2.0%
Mnは、焼入れを促進するとともに焼戻し軟化を抑制することにより、硬度を向上させる作用を有する元素である。焼戻し軟化を抑制するためには、Cがセメンタイトとして生成することを抑制するか転位回復を遅らせる必要があるが、Mnはその両方の作用を有している。また、Mnは、焼戻し時だけでなく、鋼製部品の使用時における摩擦熱による転位回復を抑制する作用も有している。前記効果を得るために、Mn含有量を0.20%以上、好ましくは0.25%以上とする。一方、Mn含有量が2.0%を超えると、Mnが偏析することによりバンド状の組織が生成する。特に、MnSの偏析部では異常な粒成長や組織の不均質が生じやすく、炭化物生成を抑制すると共に、部品加工時の割れおよび形状不良の原因となる。そのため、Mn含有量は2.0%以下、好ましくは1.95%以下とする。
Mn: 0.20-2.0%
Mn is an element that has the effect of improving hardness by promoting quenching and suppressing temper softening. In order to suppress temper softening, it is necessary to suppress the generation of C as cementite or delay the recovery of dislocations, and Mn has both effects. In addition, Mn has the effect of suppressing dislocation recovery due to frictional heat not only during tempering but also during use of steel parts. In order to obtain the above effects, the Mn content should be 0.20% or more, preferably 0.25% or more. On the other hand, when the Mn content exceeds 2.0%, a band-like structure is generated due to segregation of Mn. In particular, MnS segregation tends to cause abnormal grain growth and structural inhomogeneity, which suppresses the formation of carbides and causes cracks and shape defects during part processing. Therefore, the Mn content should be 2.0% or less, preferably 1.95% or less.

P:0.0005~0.05%
Pを微量添加することで、固溶強化により硬度を上昇させ、その結果、耐摩耗性を向上させることができる。前記効果を得るために、P含有量を0.0005%以上、好ましくは0.0008%以上とする。一方、P含有量が0.05%を超えると、粒界の強度が低下し、脆化する。そのため、P含有量は0.05%以下、好ましくは0.045%以下とする。
P: 0.0005 to 0.05%
By adding a small amount of P, the hardness is increased by solid-solution strengthening, and as a result, the wear resistance can be improved. In order to obtain the above effects, the P content should be 0.0005% or more, preferably 0.0008% or more. On the other hand, when the P content exceeds 0.05%, the strength of the grain boundary is lowered, resulting in embrittlement. Therefore, the P content should be 0.05% or less, preferably 0.045% or less.

S:0.01%以下
Sは、Mnと硫化物を形成してMnを消費するため、焼入れ性を低下させる。焼入れ性が低下すると鋼の強度が下がり、その結果、耐摩耗性が低下する。そのため、S含有量は0.01%以下とする。一方、耐摩耗性向上の観点からは、S含有量は低ければ低いほどよいため、S含有量の下限はとくに限定されず、0%であってよい。しかし、過度の低減は製造コストの増加を招くため、工業的生産の観点からは、S含有量を0.0005%以上とすることが好ましく、0.001%以上とすることがより好ましい。
S: 0.01% or less S forms a sulfide with Mn and consumes Mn, so that it lowers the hardenability. Decreased hardenability reduces the strength of the steel, resulting in reduced wear resistance. Therefore, the S content is set to 0.01% or less. On the other hand, from the viewpoint of improving wear resistance, the lower the S content, the better. Therefore, the lower limit of the S content is not particularly limited, and may be 0%. However, excessive reduction causes an increase in manufacturing costs, so from the viewpoint of industrial production, the S content is preferably 0.0005% or more, more preferably 0.001% or more.

Al:0.001~0.1%
Alは、製鋼時の脱酸のために必要な元素である。そのため、Al含有量は0.001%以上とする。一方、Alが過剰であると粗大な窒化物が形成される。前記窒化物は鋼の表面に形成される場合が多く、この窒化物を起点とした割れやボイドの形成が促進されるので耐摩耗性が低下する。そのため、Al含有量は0.1%以下、好ましくは0.08%以下、より好ましくは0.06%以下とする。
Al: 0.001-0.1%
Al is an element necessary for deoxidation during steelmaking. Therefore, the Al content is set to 0.001% or more. On the other hand, excessive Al results in the formation of coarse nitrides. The nitrides are often formed on the surface of steel, and the formation of cracks and voids originating from these nitrides is promoted, resulting in a decrease in wear resistance. Therefore, the Al content should be 0.1% or less, preferably 0.08% or less, more preferably 0.06% or less.

N:0.001~0.009%
Nを微量添加することにより微細な窒化物を形成し、粒径を微細化して靭性を向上させることができる。前記効果を得るために、N含有量は0.001%以上とする。一方、Nが過剰であるとAlと結合して粗大な窒化物が形成される。前記窒化物は鋼の表面に形成される場合が多く、この窒化物を起点とした割れやボイドの形成が促進されるので耐摩耗性が低下する。そのため、N含有量は0.009%以下、好ましくは0.008%以下とする。
N: 0.001 to 0.009%
By adding a small amount of N, fine nitrides can be formed, and the grain size can be refined to improve the toughness. In order to obtain the above effects, the N content should be 0.001% or more. On the other hand, when N is excessive, it combines with Al to form coarse nitrides. The nitrides are often formed on the surface of steel, and the formation of cracks and voids originating from these nitrides is promoted, resulting in a decrease in wear resistance. Therefore, the N content should be 0.009% or less, preferably 0.008% or less.

Cr:0.05~0.55%
Crは、鋼の焼入れ性を高め、硬度を向上させる作用を有する元素であり、したがって、Crを添加することで耐摩耗性を向上させることができる。前記効果を得るために、Cr含有量は0.05%以上、好ましくは0.12%以上とする。一方、Crが過剰であると粗大なCr炭化物およびCr窒化物が形成され、前記Cr炭化物およびCr窒化物の周囲でボイドが発生する結果、鋼製部品の性能が低下するする。また、Cr炭化物が生成する結果、耐摩耗性の向上に有効な炭化物の生成が妨げられる。そのため、Cr含有量は0.55%以下、好ましくは0.95%以下とする。
Cr: 0.05-0.55%
Cr is an element that has the effect of increasing the hardenability of steel and improving the hardness. Therefore, the addition of Cr can improve the wear resistance. In order to obtain the above effect, the Cr content should be 0.05% or more, preferably 0.12% or more. On the other hand, excessive Cr results in the formation of coarse Cr-carbides and Cr-nitrides and the formation of voids around said Cr-carbides and Cr-nitrides, resulting in poor performance of steel parts. Moreover, as a result of the formation of Cr carbides, the formation of carbides effective for improving wear resistance is hindered. Therefore, the Cr content should be 0.55% or less, preferably 0.95% or less.

上記成分組成は、Ti:0.05~1.0%、Nb:0.1~0.5%、およびV:0.01~1.0%から選択される1または2以上を含有する。 The above component composition contains one or more selected from Ti: 0.05 to 1.0%, Nb: 0.1 to 0.5%, and V: 0.01 to 1.0%.

Ti:0.05~1.0%
Tiは、微細な炭化物を形成し、静的な摩耗と熱摩耗の両方を抑制する効果を有する元素である。また、Tiは、焼入れ時の旧オーステナイト粒を微細にし、転位回復を抑制することで耐摩耗性を向上させる効果も有している。Tiを添加する場合、前記効果を得るために、Ti含有量を0.05%以上、好ましくは0.015%以上とする。一方、Tiを過剰に添加すると、炭化物が必要以上に粗大化し、前記炭化物がボイドや割れの起点になることから、鋼板を部品形状に加工する際の加工性が低下する。そのため、Ti含有量は1.0%以下、好ましくは0.9%以下とする。
Ti: 0.05-1.0%
Ti is an element that forms fine carbides and has the effect of suppressing both static wear and thermal wear. Ti also has the effect of improving wear resistance by refining prior austenite grains during quenching and suppressing recovery of dislocations. When Ti is added, the Ti content should be 0.05% or more, preferably 0.015% or more, in order to obtain the above effects. On the other hand, if Ti is added excessively, the carbide becomes coarser than necessary, and the carbide becomes the starting point of voids and cracks. Therefore, the Ti content should be 1.0% or less, preferably 0.9% or less.

Nb:0.1~0.5%
Nbは、微細な炭化物を形成し、静的な摩耗と熱摩耗の両方を抑制する効果を有する元素である。また、Nbは、焼入れ時の旧オーステナイト粒を微細にし、転位回復を抑制することで耐摩耗性を向上させる効果も有している。Nbを添加する場合、前記効果を得るために、Nb含有量を0.1%以上とする。一方、Nbを過剰に添加すると、炭化物が必要以上に粗大化し、前記炭化物がボイドや割れの起点になることから、鋼板を部品形状に加工する際の加工性が低下する。そのため、Nb含有量は0.5%以下、好ましくは0.45%以下とする。
Nb: 0.1-0.5%
Nb is an element that forms fine carbides and has the effect of suppressing both static wear and thermal wear. Nb also has the effect of improving wear resistance by refining prior austenite grains during quenching and suppressing recovery of dislocations. When Nb is added, the Nb content is made 0.1% or more in order to obtain the above effect. On the other hand, if Nb is excessively added, the carbide becomes coarser than necessary, and the carbide becomes a starting point of voids and cracks. Therefore, the Nb content should be 0.5% or less, preferably 0.45% or less.

V:0.01~1.0%
Vは、微細な炭化物を形成し、静的な摩耗と熱摩耗の両方を抑制する効果を有する元素である。また、Vは、焼入れ時の旧オーステナイト粒を微細にし、転位回復を抑制することで耐摩耗性を向上させる効果も有している。Vを添加する場合、前記効果を得るために、V含有量を0.01%以上とする。一方、Vを過剰に添加すると、炭化物が必要以上に粗大化し、前記炭化物がボイドや割れの起点になることから、鋼板を部品形状に加工する際の加工性が低下する。そのため、V含有量は1.0%以下、好ましくは0.95%以下とする。
V: 0.01-1.0%
V is an element that forms fine carbides and has the effect of suppressing both static wear and thermal wear. V also has the effect of improving wear resistance by refining prior austenite grains during quenching and suppressing dislocation recovery. When V is added, the V content is made 0.01% or more in order to obtain the above effect. On the other hand, if V is added excessively, the carbides become coarser than necessary, and the carbides become starting points for voids and cracks, which lowers the workability when processing the steel sheet into a component shape. Therefore, the V content should be 1.0% or less, preferably 0.95% or less.

本発明の一実施形態における冷延鋼板は、以上の成分と、残部のFeおよび不可避的不純物とからなる成分組成を有する。 A cold-rolled steel sheet in an embodiment of the present invention has a chemical composition consisting of the above components and the balance of Fe and unavoidable impurities.

また、本発明の他の実施形態においては、上記成分組成は、任意に、Sb:0.1%以下、Hf:0.5%以下、REM:0.1%以下、Cu:0.5%以下、Ni:3.0%以下、Sn:0.5%以下、Mo:1%以下、Zr:0.5%以下、B:0.005%以下、およびW:0.01%以下からなる群より選択される1または2以上をさらに含有することができる。 In another embodiment of the present invention, the above component composition is optionally Sb: 0.1% or less, Hf: 0.5% or less, REM: 0.1% or less, Cu: 0.5% Below, Ni: 3.0% or less, Sn: 0.5% or less, Mo: 1% or less, Zr: 0.5% or less, B: 0.005% or less, and W: 0.01% or less It can further contain one or more selected from the group.

Sb:0.1%以下
Sbは、耐食性向上に有効な元素であるが、過剰に添加すると熱間圧延で生成するスケール下に富Sb層を生成し、熱間圧延後に鋼板の表面へげ(キズ)を発生させる。そのため、Sb含有量は0.1%以下とする。一方、Sb含有量の下限はとくに限定されないが、添加効果を高めるという観点からは、Sb含有量を0.0003%以上とすることが好ましい。
Sb: 0.1% or less Sb is an element effective in improving corrosion resistance. scratches). Therefore, the Sb content is set to 0.1% or less. On the other hand, although the lower limit of the Sb content is not particularly limited, the Sb content is preferably 0.0003% or more from the viewpoint of increasing the effect of addition.

Hf:0.5%以下
Hfは、耐食性向上に有効な元素であるが、過剰に添加すると熱間圧延で生成するスケール下に富Hf層を生成し、熱間圧延後に鋼板の表面へげ(キズ)を発生させる。そのため、Hf含有量は0.5%以下とする。一方、Hf含有量の下限はとくに限定されないが、添加効果を高めるという観点からは、Hf含有量を0.001%以上とすることが好ましい。
Hf: 0.5% or less Hf is an element that is effective in improving corrosion resistance. scratches). Therefore, the Hf content is set to 0.5% or less. On the other hand, the lower limit of the Hf content is not particularly limited, but from the viewpoint of enhancing the effect of addition, the Hf content is preferably 0.001% or more.

REM:0.1%以下
REM(希土類金属)は、鋼の強度を向上させる元素である。しかし、REMを過剰に添加すると炭化物の微細化を遅延させ、冷間加工の際に不均質な変形を助長して表面性状を劣化させることがある。そのため、REM含有量は0.1%以下とする。一方、REM含有量の下限はとくに限定されないが、添加効果を高めるという観点からは、REM含有量を0.005%以上とすることが好ましい。
REM: 0.1% or less REM (rare earth metal) is an element that improves the strength of steel. However, excessive addition of REM may delay the refinement of carbides and promote uneven deformation during cold working, degrading the surface properties. Therefore, the REM content is set to 0.1% or less. On the other hand, the lower limit of the REM content is not particularly limited, but from the viewpoint of increasing the effect of addition, the REM content is preferably 0.005% or more.

Cu:0.5%以下
Cuは、耐食性向上に有効な元素であるが、過剰に添加すると熱間圧延で生成するスケール下に富Cu層を生成し、熱間圧延後に鋼板の表面へげ(キズ)を発生させる。そのため、Cu添加量は0.5%以下とする。一方、Cu含有量の下限はとくに限定されないが、添加効果を高めるという観点からは、Cu含有量を0.01%以上とすることが好ましい。
Cu: 0.5% or less Cu is an element effective in improving corrosion resistance. scratches). Therefore, the amount of Cu to be added is set to 0.5% or less. On the other hand, the lower limit of the Cu content is not particularly limited, but from the viewpoint of increasing the effect of addition, the Cu content is preferably 0.01% or more.

Ni:3.0%以下
Niは鋼の強度を向上させる元素である。しかし、過剰に添加すると冷間加工の際に不均質な変形を助長して表面性状を劣化させることがある。そのため、Ni含有量は3.0%以下とする。一方、Ni含有量の下限はとくに限定されないが、添加効果を高めるという観点からは、Ni含有量を0.01%以上とすることが好ましい。
Ni: 3.0% or less Ni is an element that improves the strength of steel. However, excessive addition may promote uneven deformation during cold working, degrading the surface properties. Therefore, the Ni content is set to 3.0% or less. On the other hand, the lower limit of the Ni content is not particularly limited, but from the viewpoint of increasing the effect of addition, the Ni content is preferably 0.01% or more.

Sn:0.5%以下
Snは、耐食性向上に有効な元素であるが、過剰に添加すると熱間圧延で生成するスケール下に富Sn層を生成し、熱間圧延後に鋼板の表面へげ(キズ)を発生させる。そのため、Sn含有量は0.5%以下とする。一方、Sn含有量の下限はとくに限定されないが、添加効果を高めるという観点からは、Sn含有量を0.0001%以上とすることが好ましい。
Sn: 0.5% or less Sn is an element that is effective in improving corrosion resistance. scratches). Therefore, the Sn content is set to 0.5% or less. On the other hand, the lower limit of the Sn content is not particularly limited, but from the viewpoint of enhancing the effect of addition, the Sn content is preferably 0.0001% or more.

Mo:1%以下
Moは鋼の強度を向上させる元素である。しかし、過剰に添加すると炭化物の球状化を遅延させ、冷間加工の際に不均質な変形を助長して表面性状を劣化させることがある。そのため、Mo含有量は1%以下とする。一方、Mo含有量の下限はとくに限定されないが、添加効果を高めるという観点からは、Mo含有量を0.001%以上とすることが好ましい。
Mo: 1% or less Mo is an element that improves the strength of steel. However, excessive addition delays the spheroidization of carbides, promotes uneven deformation during cold working, and sometimes deteriorates the surface properties. Therefore, the Mo content is set to 1% or less. On the other hand, the lower limit of the Mo content is not particularly limited, but from the viewpoint of increasing the effect of addition, the Mo content is preferably 0.001% or more.

Zr:0.5%以下
Zrは、耐食性向上に有効な元素であるが、過剰に添加すると熱間圧延で生成するスケール下に富Zn層を生成し、熱間圧延後に鋼板の表面へげ(キズ)を発生させる。そのため、Zr含有量は0.5%以下とする。一方、Zr含有量の下限はとくに限定されないが、添加効果を高めるという観点からは、Zr含有量を0.01%以上とすることが好ましい。
Zr: 0.5% or less Zr is an element that is effective in improving corrosion resistance. scratches). Therefore, the Zr content should be 0.5% or less. On the other hand, the lower limit of the Zr content is not particularly limited, but from the viewpoint of enhancing the effect of addition, the Zr content is preferably 0.01% or more.

B:0.005%以下
Bは、焼入れ性を向上させる作用を有する元素であり、任意に添加することができる。しかし、B含有量が0.005%を超えると、焼入れの際に表面に割れが生じやすくなる。そのため、B含有量は0.005%以下とする。一方、B含有量の下限は特に限定されないが、添加効果を高めるという観点からは、Bを添加する場合、B含有量を0.0001%以上とすることが好ましい。
B: 0.005% or less B is an element that has the effect of improving hardenability and can be optionally added. However, if the B content exceeds 0.005%, the surface tends to crack during quenching. Therefore, the B content is set to 0.005% or less. On the other hand, the lower limit of the B content is not particularly limited, but from the viewpoint of enhancing the addition effect, when B is added, the B content is preferably 0.0001% or more.

W:0.01%以下
Wは、焼入れ性を向上させる作用を有する元素であり、任意に添加することができる。しかし、W含有量が0.01%を超えると、焼入れの際に表面に割れが生じやすくなる。そのため、W含有量は0.01%以下とする。一方、W含有量の下限は特に限定されないが、添加効果を高めるという観点からは、Wを添加する場合、W含有量を0.001%以上とすることが好ましい。
W: 0.01% or less W is an element that has the effect of improving hardenability, and can be optionally added. However, if the W content exceeds 0.01%, the surface tends to crack during quenching. Therefore, the W content is set to 0.01% or less. On the other hand, the lower limit of the W content is not particularly limited, but from the viewpoint of enhancing the effect of addition, when W is added, the W content is preferably 0.001% or more.

旧オーステナイト粒の平均粒径:25μm以下
旧オーステナイト粒を微細化することにより、粒界強化効果が向上する。そしてその結果、摩擦熱発生時の転位回復が抑制されるため、熱環境下においても硬度を保つことが可能となり、耐摩耗性が向上する。前記効果を得るために、旧オーステナイト粒の平均粒径を25μm以下とする。
Average grain size of prior austenite grains: 25 μm or less By refining the prior austenite grains, the grain boundary strengthening effect is improved. As a result, since dislocation recovery is suppressed when frictional heat is generated, hardness can be maintained even in a thermal environment, and wear resistance is improved. In order to obtain the above effect, the average grain size of the prior austenite grains is set to 25 μm or less.

[炭化物]
本発明の鋼製部品は、Nb、Ti、Vの少なくとも1つを含む炭化物を含有する。従来、耐摩耗性の向上にはセメンタイトが利用されてきたが、Nb、Ti、Vの少なくとも1つを含む炭化物は、セメンタイトよりも硬質であるため、Nb、Ti、Vの少なくとも1つを含む炭化物を析出させることにより耐摩耗性を従来よりも向上させることができる。
[carbide]
The steel component of the present invention contains carbide containing at least one of Nb, Ti and V. Conventionally, cementite has been used to improve wear resistance, but carbide containing at least one of Nb, Ti, and V is harder than cementite, so it contains at least one of Nb, Ti, and V. By precipitating carbide, wear resistance can be improved more than before.

その際、先に述べたように、前記炭化物のうち粗大なものは静的な摩耗を抑制する作用を有している一方、前記炭化物のうち微細なものは摩擦によって温度が上昇した状態での摩耗を抑制する作用を有している。したがって、粗大な炭化物と微細な炭化物それぞれの粒径を適切に制御することにより、鋼製部品を実際に使用する際の耐摩耗性を効果的に向上させることができる。 At that time, as described above, coarse carbides have the effect of suppressing static wear, while fine carbides have the effect of suppressing static wear when the temperature is raised by friction. It has the effect of suppressing wear. Therefore, by appropriately controlling the grain sizes of coarse carbides and fine carbides, it is possible to effectively improve wear resistance when steel parts are actually used.

なお、本発明では、Nb、Ti、Vの少なくとも1つを含む炭化物のうち、粒径が0.1μm以上であるものを粗大な炭化物、粒径が0.1μm未満のものを微細な炭化物と定義する。 In the present invention, among carbides containing at least one of Nb, Ti, and V, those having a particle size of 0.1 μm or more are called coarse carbides, and those having a particle size of less than 0.1 μm are called fine carbides. Define.

・粗大な炭化物
粗大な炭化物は、静的な摩耗を抑制する作用を有している。例えば、メリヤス針などの繊維機械部品の場合、粗大な炭化物が存在することにより、繊維や繊維に付着した小石などの異物により擦れることによる摩耗を低減することができる。しかし、粗大な炭化物の平均粒径が0.15μm未満であると、静的な摩耗への抵抗性が発揮されない。そのため、粗大な炭化物の平均粒径を、0.15μm以上とする。一方、炭化物が粗大になりすぎると、該炭化物が抵抗として機能する機会が減少することから摩耗への抵抗効果は飽和する。そのため、粗大な炭化物の平均粒径を2.5μm以下とする。粗大な炭化物の数密度はとくに限定されないが、高密度であるほど良く、250個/mm以上であることが好ましい。前記粗大な炭化物は、結晶粒界、結晶粒内のどちらに存在しても良い。
- Coarse carbide Coarse carbide has the effect of suppressing static wear. For example, in the case of textile machine parts such as knitting needles, the presence of coarse carbides can reduce wear due to rubbing by fibers and foreign substances such as pebbles adhering to the fibers. However, if the average grain size of coarse carbides is less than 0.15 μm, resistance to static wear is not exhibited. Therefore, the average particle size of coarse carbides is set to 0.15 μm or more. On the other hand, if the carbides become too coarse, the chances of the carbides functioning as resistance are reduced, so the wear resistance effect is saturated. Therefore, the average grain size of coarse carbides is set to 2.5 μm or less. The number density of coarse carbides is not particularly limited, but the higher the density, the better, and it is preferably 250/mm 2 or more. The coarse carbides may exist either at grain boundaries or inside grains.

・微細な炭化物
微細な炭化物は、転位組織を安定化し、摩擦熱によって温度が上昇した際に転位が回復することを防止する。そのため、微細な炭化物を析出させることによって、摩擦熱による軟化を抑制し、熱環境下での耐摩耗性を向上させることができる。転位回復を抑制する効果は、微細な炭化物の平均粒径が小さいほど高くなる。そのため、微細な炭化物の平均粒径を0.05μm以下とする。一方、炭化物が過度に微細であると、過度に硬度が上昇し、脆化を招く。そのため、微細な炭化物の平均粒径を0.005μm以上とする。微細な炭化物は結晶粒界に生成するよりも、結晶粒内に生成する方が効果が大きい。微細な炭化物の個数密度はとくに限定されないが、多い方が効果が大きく、0.11個/μm以上であることが好ましい。
・Fine carbides Fine carbides stabilize the dislocation structure and prevent the dislocations from recovering when the temperature rises due to frictional heat. Therefore, by precipitating fine carbides, softening due to frictional heat can be suppressed, and wear resistance in a hot environment can be improved. The effect of suppressing dislocation recovery increases as the average grain size of fine carbides decreases. Therefore, the average grain size of fine carbides is set to 0.05 μm or less. On the other hand, if the carbides are excessively fine, the hardness excessively increases, leading to embrittlement. Therefore, the average grain size of fine carbides is set to 0.005 μm or more. Fine carbides are more effective when formed inside grains than at grain boundaries. The number density of the fine carbides is not particularly limited, but the larger the number, the greater the effect, and it is preferably 0.11/μm 2 or more.

また、本発明の鋼製部品の組織はとくに限定されず、上記の条件を満たすものであれば所望の特性を得ることができる。典型的には、本発明の鋼製部品の組織は、焼戻しマルテンサイト、セメンタイト、およびNb、Ti、Vの少なくとも1つを含む炭化物からなる組織であってよい。前記セメンタイトおよびNb、Ti、Vの少なくとも1つを含む炭化物は、球状化していることが好ましい。具体的には、炭化物の平均長径Laと平均短径Lbを用いて下記の式で定義される炭化物の球状化率が0.71以上であることが好ましい。
球状化率=Lb/La
なお、Laは、100μmの範囲に存在するすべての炭化物の長径の和を該炭化物の個数で除することにより求められる。また、Lbは、100μmの範囲に存在するすべての炭化物の短径の和を該炭化物の個数で除することにより求められる。
Further, the structure of the steel part of the present invention is not particularly limited, and desired characteristics can be obtained as long as the above conditions are satisfied. Typically, the structure of the steel component of the present invention may be a structure consisting of tempered martensite, cementite, and carbide containing at least one of Nb, Ti, and V. The carbide containing cementite and at least one of Nb, Ti and V is preferably spheroidized. Specifically, it is preferable that the spheroidization rate of the carbide defined by the following formula using the average major axis La and average minor axis Lb of the carbide is 0.71 or more.
Spheroidization rate = Lb/La
La is obtained by dividing the sum of the major diameters of all carbides present in the range of 100 μm 2 by the number of the carbides. Also, Lb is obtained by dividing the sum of the short diameters of all carbides present in the range of 100 μm 2 by the number of the carbides.

[板厚]
前記冷延鋼板の板厚はとくに限定されず、任意の厚さとすることができるが、0.1mm以上とすることが好ましく、0.2mm以上とすることがより好ましい。また、板厚の上限についてもとくに限定されないが、2.5mm以下とすることが好ましく、1.6mm以下とすることがより好ましく、0.8mm以下とすることがさらに好ましい。板厚が0.2mm以上、0.8mm以下である場合には、メリヤス針用の素材としてとくに好適に用いることができる。
[Thickness]
The thickness of the cold-rolled steel sheet is not particularly limited and may be any thickness, but is preferably 0.1 mm or more, more preferably 0.2 mm or more. Also, the upper limit of the plate thickness is not particularly limited, but it is preferably 2.5 mm or less, more preferably 1.6 mm or less, and even more preferably 0.8 mm or less. When the plate thickness is 0.2 mm or more and 0.8 mm or less, it can be particularly suitably used as a material for knitting needles.

[冷延鋼板の製造方法]
次に、本発明の一実施形態における冷延鋼板の製造方法について説明する。
[Manufacturing method of cold-rolled steel sheet]
Next, a method for manufacturing a cold-rolled steel sheet according to one embodiment of the present invention will be described.

前記冷延鋼板は、上記成分組成を有する鋼スラブに対して、以下の工程を順次施すことにより製造することができる。
(1)加熱
(2)熱間圧延
(3)冷却
(4)巻取り
(5)第1の焼鈍
(6)冷間圧延
(7)第2の焼鈍
(8)最終冷間圧延
(9)加工と熱処理
そして、上記(6)および(7)の工程は、2回以上繰り返す。以下、各工程について説明する。
The cold-rolled steel sheet can be produced by sequentially subjecting a steel slab having the chemical composition described above to the following steps.
(1) heating (2) hot rolling (3) cooling (4) coiling (5) first annealing (6) cold rolling (7) second annealing (8) final cold rolling (9) working and heat treatment, and the above steps (6) and (7) are repeated two or more times. Each step will be described below.

(1)加熱
まず、上述した成分組成を有する鋼スラブを加熱する。前記鋼スラブは、特に限定されることなく任意の方法で製造することができる。例えば、前記鋼スラブの成分調整は、高炉転炉法で行ってもよく、電炉法で行ってもよい。また、溶鋼からスラブへの鋳造は、連続鋳造法で行ってもよく、分塊圧延で行ってもよい。
(1) Heating First, a steel slab having the chemical composition described above is heated. The steel slab can be manufactured by any method without particular limitation. For example, the composition adjustment of the steel slab may be performed by a blast furnace converter method or by an electric furnace method. Casting of molten steel into slabs may be performed by continuous casting or by blooming.

スラブ加熱温度:1100℃以上
保持時間:1.0時間以
前記加熱においては、鋼組織を均一化するとともに、鋼中に含まれる炭化物を一部は固溶させ、残りは析出させるために、鋼スラブを、スラブ加熱温度:1100℃以上、保持時間:1.0時間以上の条件で加熱する。
Slab heating temperature: 1100°C or higher Holding time: 1.0 hour or longer The slab is heated under the conditions of a slab heating temperature of 1100° C. or higher and a holding time of 1.0 hour or longer.

なお、前記スラブ加熱の段階で、一部のCと結合した粗大なNb、Ti、V系炭化物を析出させておく必要があるが、その他の未固溶炭化物は後の焼鈍段階で所望の寸法に析出させるため、スラブ加熱の段階では溶解させておく。前記スラブ加熱温度が1100℃より低い場合、また、保持時間が1時間より短い場合は、粗大なNb,Ti,V系炭化物が析出せず、後に、静的な摩耗への抵抗を上げるための粗大なNb,Ti,V系炭化物が得られない。一方、前記スラブ加熱温度が高すぎると、Nb、Ti、Vが固溶して析出量が低下するため、前記スラブ加熱温度1380℃以下とすることが好ましい。 In the step of heating the slab, it is necessary to precipitate some coarse Nb, Ti, and V-based carbides bonded with C, but other undissolved carbides have desired dimensions in the subsequent annealing step. In order to precipitate in the slab, it should be dissolved in the slab heating stage. When the slab heating temperature is lower than 1100° C. and the holding time is shorter than 1 hour, coarse Nb, Ti, V-based carbides are not precipitated, and later, the slab is used for increasing the resistance to static wear. Coarse Nb-, Ti-, and V-based carbides cannot be obtained. On the other hand, if the slab heating temperature is too high, Nb, Ti, and V will form a solid solution and the amount of precipitation will decrease.

(2)熱間圧延
次いで、加熱された前記鋼スラブを熱間圧延して熱延鋼板とする。前記熱間圧延においては、常法にしたがい、粗圧延と仕上圧延とを行うことができる。
(2) Hot rolling Next, the heated steel slab is hot rolled to form a hot rolled steel sheet. In the hot rolling, rough rolling and finish rolling can be carried out according to a conventional method.

仕上圧延開始温度:Ac3点以上
前記熱間圧延における仕上圧延開始温度がAc3点未満であると、熱延後の鋼板中に展伸したフェライトが生成し、この展伸したフェライトが最終的に得られる冷延鋼板にも残留する。そしてその結果、耐摩耗性の向上に有効である粒内や粒界への炭化物の生成が妨げられる。そのため、前記熱間圧延における仕上圧延開始温度をAc3点以上とする。一方、前記仕上圧延入側温度の上限は特に限定されないが、1200℃以下とすることが好ましい。
Finish rolling start temperature: Ac 3 point or more When the finish rolling start temperature in the hot rolling is less than Ac 3 point, expanded ferrite is generated in the steel sheet after hot rolling, and this expanded ferrite is finally obtained. It also remains in cold-rolled steel sheets. As a result, the formation of carbides in grains and grain boundaries, which is effective in improving wear resistance, is prevented. Therefore, the finish rolling start temperature in the hot rolling is set to Ac3 point or higher. On the other hand, although the upper limit of the finish rolling entry side temperature is not particularly limited, it is preferably 1200° C. or less.

なお、前記Ac3点(℃)は、下記(1)式で求められる。
Ac3(℃) = 910 - (203 × C1/2) + (44.7 × Si) - (30 × Mn) - (11 × Cr) + (400 × Ti) + (460 × Al) + (700 × P) +(104 × V) + 38 …(1)
ここで、上記(1)式における元素記号は、各元素の含有量(質量%)を指し、当該元素が含まれていない場合にはゼロとする。
The Ac3 point (° C.) is obtained by the following formula (1).
Ac3 (°C) = 910 - (203 x C1 /2 ) + (44.7 x Si) - (30 x Mn) - (11 x Cr) + (400 x Ti) + (460 x Al) + (700 x P ) + (104 × V) + 38 … (1)
Here, the element symbol in the above formula (1) indicates the content (% by mass) of each element, and is zero when the element is not contained.

(3)冷却
熱間圧延終了から冷却開始までの時間:2.0秒以下
次に、前記熱延鋼板を冷却する。その際、熱間圧延終了から冷却開始までに長時間経過すると、鋼板の表層に粗大なフェライト粒が生成し、後の工程まで残留する。そしてその結果、耐摩耗性の向上に有効である粒界や粒内への炭化物の析出が妨げられる。そのため、前記熱間圧延終了から冷却開始までの時間を2.0秒以下とする。一方、上記の観点からは、前記熱間圧延終了から冷却開始までの時間は短ければ短いほどよいため、下限は特に限定されない。しかし、工業的な生産の観点からは、0.5秒以上であってよく、0.8秒以上であってもよい。
(3) Time from the end of cooling hot rolling to the start of cooling: 2.0 seconds or less Next, the hot rolled steel sheet is cooled. At that time, if a long time elapses from the end of hot rolling to the start of cooling, coarse ferrite grains are formed on the surface layer of the steel sheet and remain until the subsequent steps. As a result, precipitation of carbides in grain boundaries and grains, which is effective in improving wear resistance, is prevented. Therefore, the time from the end of hot rolling to the start of cooling is set to 2.0 seconds or less. On the other hand, from the above point of view, the shorter the time from the end of hot rolling to the start of cooling, the better, so the lower limit is not particularly limited. However, from the viewpoint of industrial production, it may be 0.5 seconds or longer, or 0.8 seconds or longer.

平均冷却速度:25℃/s以上
同様に、前記冷却の際の平均冷却速度が25℃/s未満であると、鋼板の表層に粗大なフェライト粒が生成し、耐摩耗性の向上に有効な炭化物の析出が妨げられる。そのため、前記冷却における平均冷却速度は25℃/s以上とする。一方、前記平均冷却速度の上限はとくに限定されないが、過度に冷却速度が高いと、その後の巻取時の変態による体積膨張により巻取形状が不良となる。そのため、巻取形状を良好とする観点からは、平均冷却速度を160℃/s以下とすることが好ましく、150℃/s以下とすることがより好ましい。
Average cooling rate: 25° C./s or more Similarly, when the average cooling rate during cooling is less than 25° C./s, coarse ferrite grains are formed on the surface layer of the steel sheet, which is effective for improving wear resistance. Carbide precipitation is prevented. Therefore, the average cooling rate in the cooling is set to 25° C./s or higher. On the other hand, the upper limit of the average cooling rate is not particularly limited, but if the cooling rate is excessively high, the coiled shape becomes defective due to volume expansion due to transformation during subsequent coiling. Therefore, from the viewpoint of improving the winding shape, the average cooling rate is preferably 160° C./s or less, more preferably 150° C./s or less.

冷却停止温度:640℃~720℃
また、前記冷却の際の冷却停止温度が高すぎると、異常に粗大な部分と微細な部分からなる不均一な組織が形成され、その結果、後の炭化物生成が阻害される。そのため、冷却停止温度は720℃以下とする。一方、冷却停止温度が低すぎると、巻取時の変態による体積膨張により巻取形状が不良となる。そしてその結果、後の冷間圧延工程で鋼板に不均一な歪が導入されるため、所望の粒径の炭化物が得られず、耐摩耗性が向上しない。そのため、冷却停止温度は640℃以上とする。
Cooling stop temperature: 640°C to 720°C
Also, if the cooling stop temperature during the cooling is too high, a non-uniform structure consisting of extraordinarily coarse portions and fine portions is formed, and as a result, subsequent formation of carbides is inhibited. Therefore, the cooling stop temperature is set to 720° C. or lower. On the other hand, if the cooling stop temperature is too low, the winding shape becomes defective due to volume expansion due to transformation during winding. As a result, non-uniform strain is introduced into the steel sheet in the subsequent cold rolling process, so that carbide having a desired grain size cannot be obtained and the wear resistance is not improved. Therefore, the cooling stop temperature is set to 640° C. or higher.

(4)巻取り
前記冷却を停止した後に、冷却された前記熱延鋼板をコイル状に巻取る。その際、巻取り温度はとくに限定されないが、600~700℃とすることが好ましい。
(4) Winding After stopping the cooling, the cooled hot-rolled steel sheet is wound into a coil. At that time, the winding temperature is not particularly limited, but it is preferably 600 to 700°C.

(5)第1の焼鈍
焼鈍温度:650℃以上、720℃以下
焼鈍時間:3時間以上
前記巻取後の熱延鋼板に、焼鈍温度:650℃以上、720℃以下、焼鈍時間:3時間以上の条件での第1の焼鈍を施す。巻取後の熱延鋼板の組織は、板状に生成したセメンタイトとフェライトが並んだパーライト組織である。組織がパーライトであると、後の冷間圧延において歪が安定して導入されず、冷延鋼板に形状不良が生じる場合がある。そのため、パーライト組織を崩して炭化物を球状化する必要がある。しかし、パーライト組織は熱に対して安定であるので、板状を維持しやすい。高温で長時間保持を行って板状の組織を分断し、界面の面積を増加させておく必要がある。そのため、前記第1の焼鈍は、最低でも650℃以上の温度で、3時間以上行う。前記第1の焼鈍を行った後に、さらに冷間圧延と第2の焼鈍を行うことにより、板形状のセメンタイトが分断しやすくなる。一方、焼鈍温度が720℃より高いと、一部分から優先的に組織変化が進むため、粗大な組織と微細な組織との混合組織となり、最終的に所望のサイズの炭化物が得られず、耐摩耗性が向上しない。前記焼鈍時間の上限は特に限定されないが、過度に長いと生産性が低下することにく加え、効果も飽和する。そのため、20時間以下とすることが好ましい。
(5) First annealing Annealing temperature: 650°C or higher and 720°C or lower Annealing time: 3 hours or longer Annealing temperature: 650°C or higher and 720°C or lower Annealing time: 3 hours or longer A first annealing is performed under the conditions of The structure of the hot-rolled steel sheet after coiling is a pearlite structure in which cementite and ferrite formed in a plate form are arranged side by side. If the structure is pearlite, strain may not be stably introduced in subsequent cold rolling, resulting in shape defects in the cold-rolled steel sheet. Therefore, it is necessary to break the pearlite structure and spheroidize the carbide. However, since the pearlite structure is stable against heat, it is easy to maintain the plate shape. It is necessary to divide the plate-like structure by keeping it at a high temperature for a long time and increase the area of the interface. Therefore, the first annealing is performed at a temperature of at least 650° C. for 3 hours or longer. By further performing cold rolling and second annealing after performing the first annealing, the plate-shaped cementite is easily split. On the other hand, if the annealing temperature is higher than 720° C., the structural change progresses preferentially from one part, resulting in a mixed structure of a coarse structure and a fine structure. performance does not improve. The upper limit of the annealing time is not particularly limited. Therefore, it is preferable to set the time to 20 hours or less.

なお、第1の焼鈍に先だって、熱延鋼板を酸洗することも好ましい。 It is also preferable to pickle the hot-rolled steel sheet prior to the first annealing.

(6)冷間圧延
(7)第2の焼鈍
冷間圧延では第1の焼鈍で分断された板状の炭化物がさらに分断されることで鋼板全体に分散し、第2の焼鈍過程を経ることで、所望の寸法で板全体に分散するようになることから、耐摩耗性を向上させるには重要なプロセスである。熱延巻取後に生成した板状の炭化物は安定であるため、後々まで残存しやすく、板状の炭化物生成はボイド生成や割れの原因となりうる。また、鋼板全体に分散しないことから炭化物生成が生じない組織部分では、一方的に摩耗が進んでしまう。
(6) Cold rolling (7) Second annealing In cold rolling, the plate-like carbides divided by the first annealing are further divided to disperse throughout the steel sheet and undergo the second annealing process. This is an important process for improving wear resistance because it becomes dispersed throughout the plate in desired dimensions. Since the plate-like carbides formed after hot rolling and coiling are stable, they tend to remain until later, and the formation of plate-like carbides can cause voids and cracks. In addition, since it does not disperse throughout the steel sheet, wear progresses unilaterally in structural parts where carbide formation does not occur.

そこで、耐摩耗性の向上に有効な粒径の炭化物を析出させるために、前記第1の焼鈍後の熱延鋼板に、冷間圧延と第2の焼鈍とを、2回以上繰返し施す。冷間圧延を行うことにより鋼板中に生成している板状の炭化物を分断し、さらに第2の焼鈍を行うことによって所望の寸法の炭化物を鋼板全体に分散させることができる。前記効果を得るために、前記冷間圧延の圧延率を15%以上、第2の焼鈍における焼鈍温度を600℃以上とする。一方、前記焼鈍温度が800℃より高いと、最終的に得られる組織の旧オーステナイト粒が粗大化し、摩擦熱発生時の摩耗抵抗が低下する。そのため、前記焼鈍温度は800℃以下とする。 Therefore, in order to precipitate carbides having a particle size effective for improving wear resistance, the hot-rolled steel sheet after the first annealing is repeatedly subjected to cold rolling and second annealing two or more times. By performing cold rolling, the plate-like carbides generated in the steel sheet are divided, and by further performing the second annealing, carbides of a desired size can be dispersed throughout the steel sheet. In order to obtain the above effects, the rolling reduction of the cold rolling is set to 15% or higher, and the annealing temperature in the second annealing is set to 600° C. or higher. On the other hand, if the annealing temperature is higher than 800° C., the prior austenite grains in the structure finally obtained are coarsened, and the wear resistance at the time of frictional heat generation is lowered. Therefore, the annealing temperature is set to 800° C. or lower.

また、前記第2の焼鈍における昇温速度が遅すぎると、炭化物の局所的な粗大化が進行し、摩擦時の温度上昇に伴う鋼板の軟化を抑制するために必要な微細な炭化物が得られない。そのため、前記昇温速度は50℃/h以上とする。一方、前記昇温速度の上限は特に限定されないが、200℃/s以下とすることが好ましい。 In addition, if the temperature rise rate in the second annealing is too slow, local coarsening of carbides proceeds, and fine carbides necessary for suppressing softening of the steel sheet due to temperature rise during friction are not obtained. do not have. Therefore, the rate of temperature increase is set to 50° C./h or more. On the other hand, although the upper limit of the temperature increase rate is not particularly limited, it is preferably 200° C./s or less.

前記冷間圧延における圧延率は高い方がよいが、圧延率が65%以上であると、得られる冷延鋼板の形状が不安定となる場合がある。そのため、前記圧延率は65%未満とすることが好ましい。 The rolling reduction in the cold rolling is preferably as high as possible, but if the rolling reduction is 65% or more, the shape of the resulting cold-rolled steel sheet may become unstable. Therefore, the rolling reduction is preferably less than 65%.

前記冷間圧延と第2の焼鈍の繰返し回数は、2回以上とする。冷間圧延と焼鈍を2回以上繰り返すことにより、組織を微細化するとともに炭化物を鋼板全体に分散させ、最終的に所望の炭化物サイズとすることができる。良好な鋼板形状や板厚精度を安定的に得るためには繰返し回数が多い方が好ましく、前記繰返し回数の上限はとくに限定されない。しかし、繰返し回数が5回を超えると効果が飽和するため、繰返し回数は5回以下とすることが好ましい。 The number of repetitions of the cold rolling and the second annealing is two or more. By repeating cold rolling and annealing two or more times, the structure can be refined and the carbides can be dispersed throughout the steel sheet to finally obtain a desired carbide size. In order to stably obtain a good steel plate shape and plate thickness accuracy, the number of repetitions is preferably as large as possible, and the upper limit of the number of repetitions is not particularly limited. However, if the number of repetitions exceeds 5, the effect saturates, so the number of repetitions is preferably 5 or less.

(8)最終冷間圧延
圧延率:30%以上
上記のように冷間圧延と第2の焼鈍を2回以上繰り返した後、さらに圧延率30%以上での最終冷間圧延を施す。圧延率:30%以上で最終冷間圧延を行うことにより、最終的な焼入れ・焼戻しの際に微細な炭化物が生成し、摩擦熱発生時の耐摩耗性が向上する。また、圧延率:30%以上で最終冷間圧延を行うことにより、旧オーステナイト粒径が微細化するため、さらに耐摩耗性が向上する。前記最終冷間圧延における圧延率は大きい方が良いが、65%以上であると鋼板の形状が不安定になる場合がある。そのため、前記圧延率は65%未満とすることが好ましい。
(8) Final cold rolling reduction: 30% or more After repeating cold rolling and second annealing twice or more as described above, final cold rolling is further performed at a rolling reduction of 30% or more. By performing final cold rolling at a rolling reduction of 30% or more, fine carbides are formed during final quenching and tempering, and wear resistance at the time of frictional heat generation is improved. Further, by performing the final cold rolling at a rolling reduction of 30% or more, the grain size of the prior austenite is refined, so that the wear resistance is further improved. The rolling reduction in the final cold rolling is preferably as large as possible, but if it is 65% or more, the shape of the steel sheet may become unstable. Therefore, the rolling reduction is preferably less than 65%.

また、最終的に得られた冷延鋼板に、さらに任意の表面処理を行ってもよい。 Further, the finally obtained cold-rolled steel sheet may be subjected to arbitrary surface treatment.

(9)加工と熱処理
次いで、得られた冷延鋼板に対し、部品形状への加工と熱処理とを施して、最終的な鋼製部品とする。前記加工の方法はとくに限定されず、任意の方法で行うことができる。前記加工は、例えば、打抜き加工、切削加工、伸線加工、曲げ加工、研磨加工の少なくとも1つであってよい。
(9) Working and Heat Treatment Next, the obtained cold-rolled steel sheet is worked into a part shape and heat treated to obtain a final steel part. The processing method is not particularly limited, and any method can be used. The processing may be, for example, at least one of punching, cutting, wire drawing, bending, and polishing.

前記熱処理は、焼入温度:700℃以上950℃以下、保持時間:1.0分以上、60分以下の条件での焼入れと、焼戻温度:100~400℃、保持時間:20分以上、3時間以下の条件での焼戻しとを含む。前記焼入れと焼戻しの条件は、炭化物の粒径や旧オーステナイト粒径を制御して優れた耐摩耗性を得るために重要である。 The heat treatment includes quenching under conditions of a quenching temperature of 700° C. or higher and 950° C. or lower and a holding time of 1.0 minute or longer and 60 minutes or shorter, and a tempering temperature of 100 to 400° C. and a holding time of 20 minutes or longer. Tempering under conditions of 3 hours or less. The quenching and tempering conditions are important for controlling the grain size of carbides and prior austenite grains to obtain excellent wear resistance.

微細な炭化物を生成させるためには、焼入温度(焼入れ時の加熱温度)を高くする必要がある。そのため、焼入温度は700℃以上、好ましくは720℃以上とする。一方、焼入温度が高すぎると旧オーステナイト粒径が大きくなり、耐摩耗性が低下する。そのため、焼入温度は950℃以下、好ましくは920℃以下とする。 In order to generate fine carbides, it is necessary to raise the quenching temperature (heating temperature during quenching). Therefore, the quenching temperature should be 700° C. or higher, preferably 720° C. or higher. On the other hand, if the quenching temperature is too high, the grain size of the prior austenite will increase and the wear resistance will decrease. Therefore, the quenching temperature should be 950° C. or lower, preferably 920° C. or lower.

前記焼入れの際に、所望の寸法の炭化物を生成させるためには、前記加熱温度に1.0分以上保持する必要がある。そのため、保持時間は1.0分以上とする。一方、保持時間が60分を超えると、旧オーステナイト粒が粗大化し、耐摩耗性が低下する。そのため、保持時間は60分以下とする。前記焼入れにおける冷却は、油もしくはその他の冷却媒体で室温まで冷却することが好ましい。 During the quenching, it is necessary to maintain the heating temperature for 1.0 minutes or more in order to form carbides of desired dimensions. Therefore, the retention time is set to 1.0 minute or longer. On the other hand, if the holding time exceeds 60 minutes, the prior austenite grains become coarse and the wear resistance decreases. Therefore, the retention time is set to 60 minutes or less. Cooling in the quenching is preferably carried out to room temperature with oil or other cooling medium.

硬度を向上させて高い耐摩耗性を得るためには、焼戻し温度を低くする必要がある。そのため、焼戻温度は400℃以下、好ましくは380℃以下とする。一方、焼戻温度が低すぎると、微細な炭化物が成長せず所望の寸法にならない。また、硬度が高くなりすぎて素材が脆化する。そのため、焼戻温度は100℃以上、好ましくは130℃以上とする。 In order to improve hardness and obtain high wear resistance, it is necessary to lower the tempering temperature. Therefore, the tempering temperature should be 400° C. or lower, preferably 380° C. or lower. On the other hand, if the tempering temperature is too low, fine carbides will not grow and the desired dimensions will not be obtained. In addition, the hardness becomes too high and the material becomes brittle. Therefore, the tempering temperature should be 100° C. or higher, preferably 130° C. or higher.

前記焼戻しの際の保持時間が20分未満であると、微細な炭化物が成長せず所望の寸法にならないだけでなく、硬度が高くなりすぎて脆化が生じるため、保持時間は20分以上とする。一方、保持時間が3時間を超えると微細な炭化物が粗大になりすぎて所望の寸法にならない。そのため、保持時間は3時間以下とする。 If the holding time during tempering is less than 20 minutes, not only will fine carbides not grow and the desired dimensions will not be obtained, but also the hardness will become too high and embrittlement will occur. do. On the other hand, if the holding time exceeds 3 hours, the fine carbides become too coarse and do not have the desired dimensions. Therefore, the retention time is set to 3 hours or less.

前記熱処理は、前記加工の後に行ってもよく、前記加工の途中で行ってもよい。 The heat treatment may be performed after the processing, or may be performed during the processing.

以上の方法により、耐摩耗性に優れる鋼製部品を製造することができる。前記鋼製部品は、とくに限定されず任意の用途に用いることができるが、繊維機械用部品、軸受け部品、および機械用刃物をはじめとする、耐摩耗性が求められる用途にとくに好適に用いることができる。 By the above method, a steel part having excellent wear resistance can be manufactured. The steel parts are not particularly limited and can be used for any purpose, but are particularly suitable for applications requiring abrasion resistance, such as parts for textile machines, bearing parts, and cutting tools for machines. can be done.

表1に示す成分組成を有する鋼を転炉にて溶製し、連続鋳造法にて鋼スラブとした。次いで、前記鋼スラブに対して、加熱、熱間圧延、冷却、巻取り、第1の焼鈍、冷間圧延、第2の焼鈍、および最終冷間圧延を順次施して、最終板厚:約0.4mmの冷延鋼板とした。各工程は、表2、3に示す条件で実施し、冷間圧延および第2の焼鈍は表3に示した回数繰り返した。その後、前記冷延鋼板に表3に示した条件で焼入れと焼戻しからなる熱処理を施して、試料を得た。なお、本実施例では、部品形状への加工工程は省略した。 A steel having the chemical composition shown in Table 1 was melted in a converter and made into a steel slab by a continuous casting method. Next, the steel slab is sequentially subjected to heating, hot rolling, cooling, coiling, first annealing, cold rolling, second annealing, and final cold rolling to obtain a final thickness of about 0. .4 mm cold-rolled steel sheet. Each step was performed under the conditions shown in Tables 2 and 3, and cold rolling and second annealing were repeated the number of times shown in Table 3. Thereafter, the cold-rolled steel sheets were subjected to heat treatment consisting of quenching and tempering under the conditions shown in Table 3 to obtain samples. In addition, in the present embodiment, the process of processing into the shape of the component is omitted.

得られた試料における旧オーステナイト粒の平均粒径、粗大な炭化物の平均粒径、および微細な炭化物の平均粒径を、それぞれ以下の手順で測定した。 The average grain size of prior austenite grains, the average grain size of coarse carbides, and the average grain size of fine carbides in the obtained samples were measured by the following procedure.

(旧オーステナイト粒径)
得られた試料から炭化物観察用試験片を採取した。前記組織観察用試験片の圧延方向断面(L断面)を研磨した後、コロイダルシリカで最終研磨を行い、EBSD測定を実施し旧オーステナイト粒界を特定した。旧オーステナイト粒界を特定した後に個々の粒径と粒の個数を求め、円相当直径を算出し、平均粒径とした。評価結果を表4に示す。
(Previous austenite grain size)
A test piece for observing carbide was taken from the obtained sample. After polishing the rolling direction cross section (L cross section) of the test piece for structure observation, final polishing was performed with colloidal silica, and EBSD measurement was performed to identify prior austenite grain boundaries. After identifying the prior austenite grain boundaries, the individual grain sizes and the number of grains were obtained, and the circle-equivalent diameter was calculated as the average grain size. Table 4 shows the evaluation results.

(粗大な炭化物)
得られた試料から炭化物観察用試験片を採取した。前記組織観察用試験片の圧延方向断面(L断面)を研磨した後、前記研磨面を、1~3vol%ナイタール液を用いて腐食させることにより組織を現出させた。次いで、前記組織観察用試験片の表面を、SEMを用いて倍率3000倍にて撮像し、組織画像を得た。得られた組織画像に含まれるNb、Ti、Vの少なくとも1つを含む炭化物それぞれ粒径を切断法で測定し、前記炭化物の粒径の平均値を算出した。Nb、Ti、V系の炭化物の同定はSEM-EDS分析を用いて行った。観察視野に対して元素マッピングを行い、セメンタイトとそれ以外の炭化物に分離し、それ以外の炭化物をNb、Ti、V系炭化物とした。評価結果を表4に示す。なお、粗大な炭化物が観察されなかった物については空欄(-)とした。
(coarse carbide)
A test piece for observing carbide was taken from the obtained sample. After polishing the rolling direction cross section (L cross section) of the test piece for structure observation, the structure was exposed by corroding the polished surface with a 1 to 3 vol % nital solution. Next, the surface of the test piece for tissue observation was imaged using an SEM at a magnification of 3000 to obtain a tissue image. The particle size of each carbide containing at least one of Nb, Ti, and V contained in the obtained structure image was measured by a cutting method, and the average value of the particle sizes of the carbides was calculated. Identification of Nb-, Ti-, and V-based carbides was performed using SEM-EDS analysis. Elemental mapping was performed on the observation field to separate cementite from other carbides, and the other carbides were defined as Nb, Ti, and V-based carbides. Table 4 shows the evaluation results. In addition, blanks (-) were given for those in which coarse carbides were not observed.

(微細な炭化物)
得られた試料から炭化物観察用試験片を採取し、厚さ70μm程度まで薄厚化した後に、電解研磨にて観察サンプルを作製した。TEMにて、150000~250000倍で観察し、Nb、Ti、Vの少なくとも1つを含む炭化物をTEM-EDSにより分析し、切断法によりそれぞれの炭化物の直径を求め、得られた粒径を算術平均して微細な炭化物の平均粒径とした。評価結果を表4に示す。なお、微細な炭化物が観察されなかった物については空欄(-)とした。
(Fine carbide)
A test piece for observing carbide was taken from the obtained sample, and after thinning to a thickness of about 70 μm, an observation sample was produced by electropolishing. Observe at a magnification of 150,000 to 250,000 times with a TEM, analyze carbides containing at least one of Nb, Ti, and V by TEM-EDS, determine the diameter of each carbide by a cutting method, and calculate the obtained grain size. It was defined as the average particle size of fine carbides on average. Table 4 shows the evaluation results. In addition, blanks (-) were given for those in which fine carbides were not observed.

(耐摩耗性)
得られた焼入れ焼戻し後の鋼板の耐摩耗性を以下の2つの条件で評価した。
(wear resistance)
The wear resistance of the obtained steel sheets after quenching and tempering was evaluated under the following two conditions.

まず、摩擦による温度上昇がほとんど生じない、静的な条件における耐摩耗性を以下の手順で評価した。 First, the wear resistance under static conditions, in which temperature rise due to friction hardly occurs, was evaluated by the following procedure.

それぞれの試験片から、図1に示す形状の摩耗試験片10を採取した。1つの摩耗試験片10には糸を通すためのホール11が4つ備えられている。 A wear test piece 10 having the shape shown in FIG. 1 was taken from each test piece. One abrasion test piece 10 is provided with four holes 11 for threading.

得られた摩耗試験片10と図2に示す摩耗試験装置20を用いて摩耗試験を実施した。具体的には、糸巻出装置21から送給される糸Sを、摩耗試験片10のホール11の側面に接触した状態でホール1つ当たり10万m走行させ、摩耗量を測定した。糸Sの走行速度としては、フルダルポリエステル編み糸を使用し、糸Sの走行速度は5m/minとした。また、糸の張力は、張力調整装置22を用いて10±2N/cmに調整した。 A wear test was carried out using the obtained wear test piece 10 and the wear test apparatus 20 shown in FIG. Specifically, the yarn S fed from the yarn unwinding device 21 was run 100,000 m per hole while contacting the side surface of the hole 11 of the abrasion test piece 10, and the amount of wear was measured. As for the running speed of the yarn S, full dull polyester knitting yarn was used, and the running speed of the yarn S was 5 m/min. Also, the tension of the thread was adjusted to 10±2 N/cm using the tension adjusting device 22 .

図3に示すように、ホール11の糸と接触していた箇所には、摩耗によって溝12が形成される。そこで、糸を10万m走らせた時点で走行を停止し、溝12の深さd(摩耗深さ)を光学顕微鏡で測定した。 As shown in FIG. 3, a groove 12 is formed by abrasion at the portion of the hole 11 that was in contact with the thread. Therefore, when the thread was run for 100,000 m, the running was stopped, and the depth d (wear depth) of the groove 12 was measured with an optical microscope.

同様の試験を4つのホール11で実施し、得られた4つの摩耗深さの平均値を当該摩耗試験片の摩耗深さとした。摩耗深さが490μm未満であれば耐摩耗性:良(〇)、490μm以上であれば耐摩耗性:不良(×)とした。評価結果を表4に示す。 A similar test was performed on four holes 11, and the average value of the obtained four wear depths was taken as the wear depth of the wear test piece. If the abrasion depth was less than 490 μm, the abrasion resistance was judged as good (◯), and if it was 490 μm or more, the abrasion resistance was judged as poor (x). Table 4 shows the evaluation results.

次に、摩擦による温度上昇をともなう条件における耐摩耗性評価するために、糸の走行速度を180m/minとした点以外は上記静的条件での試験と同様の手順で試験を実施し、同様の基準で耐摩耗性を評価した。評価結果を表4に示す。 Next, in order to evaluate wear resistance under conditions where the temperature rises due to friction, a test was conducted in the same procedure as the test under static conditions except that the yarn running speed was 180 m / min. The wear resistance was evaluated according to the criteria of Table 4 shows the evaluation results.

Figure 2023116800000002
Figure 2023116800000002

Figure 2023116800000003
Figure 2023116800000003

Figure 2023116800000004
Figure 2023116800000004

Figure 2023116800000005
Figure 2023116800000005

10 摩耗試験片
11 ホール
12 溝
20 摩耗試験装置
21 糸巻出装置
22 張力調整装置
23 糸巻取装置
S 糸
d 摩耗深さ
10 Abrasion test piece 11 Hole 12 Groove 20 Abrasion test device 21 Yarn unwinding device 22 Tension adjusting device 23 Yarn winding device S Yarn d Wear depth

Claims (2)

質量%で、
C :0.6~1.25%、
Si:0.10~0.55%、
Mn:0.20~2.0%、
P :0.0005~0.05%、
S :0.01%以下、
Al:0.001~0.1%、
N :0.001~0.009%、
Cr:0.05~0.55%、ならびに
Ti:0.05~1.0%、Nb:0.1~0.5%、およびV:0.01~1.0%の1または2以上を含み、
残部がFeおよび不可避的不純物からなる成分組成を有する鋼スラブを、スラブ加熱温度:1100℃以上、保持時間:1.0時間以上の条件で加熱し、
加熱された前記鋼スラブを、仕上圧延開始温度:1010℃以上の条件で熱間圧延して熱延鋼板とし、
前記熱延鋼板を、前記熱間圧延終了から冷却開始までの時間:2.0秒以下、平均冷却速度:25℃/s以上、冷却停止温度:640℃~720℃の条件で冷却し、
冷却された前記熱延鋼板を巻取り、
前記巻取後の熱延鋼板に、焼鈍温度:650℃以上、720℃以下、焼鈍時間:3時間以上の条件での第1の焼鈍を施し、
前記第1の焼鈍後の熱延鋼板に、圧延率:15%以上での冷間圧延と、焼鈍温度:600~800℃、昇温速度:50℃/h以上、190℃/h以下での第2の焼鈍とを、2回以上繰返し施し、その後、さらに圧延率30%以上での最終冷間圧延を施して冷延鋼板とし、
前記冷延鋼板に対し、
部品形状への加工と、
焼入温度:700℃以上950℃以下、保持時間:1.0分以上、60分以下の条件での焼入れと、焼戻温度:100~400℃、保持時間:20分以上、3時間以下の条件での焼戻しを含む熱処理とを施すことにより、
旧オーステナイト粒の平均粒径が25μm以下であり、
Nb、Ti、Vの少なくとも1つを含む炭化物を含み、かつ、
前記炭化物のうちの粒径が0.1μm以上の粒子の平均粒径が0.15~2.5μm、
前記炭化物のうちの粒径が0.1μm未満の粒子の平均粒径が0.005~0.05μmである鋼製部品とする、鋼製部品の製造方法。
in % by mass,
C: 0.6 to 1.25%,
Si: 0.10 to 0.55%,
Mn: 0.20-2.0%,
P: 0.0005 to 0.05%,
S: 0.01% or less,
Al: 0.001 to 0.1%,
N: 0.001 to 0.009%,
Cr: 0.05 to 0.55%, and one or more of Ti: 0.05 to 1.0%, Nb: 0.1 to 0.5%, and V: 0.01 to 1.0% including
A steel slab having a chemical composition with the balance being Fe and unavoidable impurities is heated under the conditions of a slab heating temperature of 1100° C. or higher and a holding time of 1.0 hour or longer,
The heated steel slab is hot-rolled under the conditions of finish rolling start temperature: 1010 ° C. or higher to obtain a hot-rolled steel plate,
The hot-rolled steel sheet is cooled under the conditions of time from the end of hot rolling to the start of cooling: 2.0 seconds or less, average cooling rate: 25 ° C./s or more, cooling stop temperature: 640 ° C. to 720 ° C.,
Winding the cooled hot-rolled steel sheet,
The coiled hot-rolled steel sheet is subjected to a first annealing under conditions of an annealing temperature of 650° C. or higher and 720° C. or lower and an annealing time of 3 hours or longer,
The hot-rolled steel sheet after the first annealing is cold-rolled at a rolling rate of 15% or more, and subjected to annealing at a temperature of 600 to 800 ° C. and a heating rate of 50 ° C./h or more and 190 ° C./h or less. The second annealing is repeated twice or more, and then final cold rolling is performed at a rolling reduction of 30% or more to make a cold rolled steel sheet,
For the cold-rolled steel sheet,
Machining into part shape and
Quenching temperature: 700°C to 950°C, holding time: 1.0 minute to 60 minutes, and tempering temperature: 100 to 400°C, holding time: 20 minutes to 3 hours. By applying heat treatment including tempering under conditions,
The average grain size of the prior austenite grains is 25 μm or less,
Carbide containing at least one of Nb, Ti, and V, and
The average particle size of particles of the carbide having a particle size of 0.1 μm or more is 0.15 to 2.5 μm,
A method of manufacturing a steel part, wherein the average particle size of the particles of the carbide having a particle size of less than 0.1 μm is 0.005 to 0.05 μm.
前記成分組成が、質量%で、
Sb:0.1%以下、
Hf:0.5%以下、
REM:0.1%以下、
Cu:0.5%以下、
Ni:3.0%以下、
Sn:0.5%以下、
Mo:1%以下、
Zr:0.5%以下、
B :0.005%以下、および
W :0.01%以下からなる群より選択される1または2以上をさらに含む、請求項1に記載の鋼製部品の製造方法。
The component composition, in mass%,
Sb: 0.1% or less,
Hf: 0.5% or less,
REM: 0.1% or less,
Cu: 0.5% or less,
Ni: 3.0% or less,
Sn: 0.5% or less,
Mo: 1% or less,
Zr: 0.5% or less,
The method for manufacturing a steel component according to claim 1, further comprising one or more selected from the group consisting of B: 0.005% or less and W: 0.01% or less.
JP2023102653A 2021-06-18 2023-06-22 Manufacturing method of steel component Pending JP2023116800A (en)

Applications Claiming Priority (4)

Application Number Priority Date Filing Date Title
JP2021102030 2021-06-18
JP2021102030 2021-06-18
JP2022566277A JP7334868B2 (en) 2021-06-18 2022-06-10 steel parts
PCT/JP2022/023540 WO2022264948A1 (en) 2021-06-18 2022-06-10 Steel part and manufacturing method of steel part

Related Parent Applications (1)

Application Number Title Priority Date Filing Date
JP2022566277A Division JP7334868B2 (en) 2021-06-18 2022-06-10 steel parts

Publications (1)

Publication Number Publication Date
JP2023116800A true JP2023116800A (en) 2023-08-22

Family

ID=84527552

Family Applications (2)

Application Number Title Priority Date Filing Date
JP2022566277A Active JP7334868B2 (en) 2021-06-18 2022-06-10 steel parts
JP2023102653A Pending JP2023116800A (en) 2021-06-18 2023-06-22 Manufacturing method of steel component

Family Applications Before (1)

Application Number Title Priority Date Filing Date
JP2022566277A Active JP7334868B2 (en) 2021-06-18 2022-06-10 steel parts

Country Status (5)

Country Link
EP (1) EP4324953A1 (en)
JP (2) JP7334868B2 (en)
CN (1) CN117413081A (en)
TW (1) TWI794118B (en)
WO (1) WO2022264948A1 (en)

Family Cites Families (5)

* Cited by examiner, † Cited by third party
Publication number Priority date Publication date Assignee Title
JP5328331B2 (en) * 2008-12-11 2013-10-30 日新製鋼株式会社 Steel materials for wear-resistant quenched and tempered parts and manufacturing method
JP6117140B2 (en) * 2014-03-28 2017-04-19 日新製鋼株式会社 Steel plate for textile machine parts and method for producing the same
JP6615039B2 (en) * 2016-04-13 2019-12-04 日鉄日新製鋼株式会社 Wear-resistant steel plate with excellent toughness
WO2020213179A1 (en) * 2019-04-17 2020-10-22 日本製鉄株式会社 Steel sheet and method for manufacturing same, and molded article
JP6880245B1 (en) * 2019-11-08 2021-06-02 株式会社特殊金属エクセル High carbon cold rolled steel sheet and its manufacturing method and high carbon steel machine parts

Also Published As

Publication number Publication date
TW202302876A (en) 2023-01-16
CN117413081A (en) 2024-01-16
EP4324953A1 (en) 2024-02-21
WO2022264948A1 (en) 2022-12-22
TWI794118B (en) 2023-02-21
JPWO2022264948A1 (en) 2022-12-22
JP7334868B2 (en) 2023-08-29

Similar Documents

Publication Publication Date Title
JP5655986B2 (en) Steel wire rod or bar
JP6160783B2 (en) Steel sheet and manufacturing method thereof
JP6880245B1 (en) High carbon cold rolled steel sheet and its manufacturing method and high carbon steel machine parts
JP4465057B2 (en) High carbon steel sheet for precision punching
JP5280324B2 (en) High carbon steel sheet for precision punching
JP2010216008A (en) Stock steel sheet for high strength machine component, method for producing the same, and method for producing high strength machine component
JP2009197256A (en) Method for producing high carbon steel sheet
JP3909949B2 (en) Manufacturing method for medium and high carbon steel sheets with excellent stretch flangeability
JP4425368B2 (en) Manufacturing method of high carbon steel sheet with excellent local ductility
JP3909950B2 (en) Manufacturing method for medium and high carbon steel sheets with excellent stretch flangeability
JP4008320B2 (en) Rolled and drawn wire rods for bearings
JP2013185203A (en) Steel wire rod with excellent spring workability for high-strength spring, method for manufacturing the same, and high-strength spring
JP2016216809A (en) Low carbon steel sheet excellent in cold moldability and toughness after heat treatment and manufacturing method therefor
JP7334868B2 (en) steel parts
JP3909939B2 (en) Manufacturing method for medium and high carbon steel sheets with excellent stretch flangeability
JP4161090B2 (en) High carbon steel plate with excellent punchability
JPH0987805A (en) High carbon steel sheet and its production
JP7329780B2 (en) Cold-rolled steel and steel parts
JP7444096B2 (en) Hot rolled steel sheet and its manufacturing method
JP7444097B2 (en) Hot rolled steel sheet and its manufacturing method
WO2022210761A1 (en) Cold-rolled steel sheet and cold-rolled steel sheet manufacturing method

Legal Events

Date Code Title Description
A621 Written request for application examination

Free format text: JAPANESE INTERMEDIATE CODE: A621

Effective date: 20230622

A131 Notification of reasons for refusal

Free format text: JAPANESE INTERMEDIATE CODE: A131

Effective date: 20240827

A521 Request for written amendment filed

Free format text: JAPANESE INTERMEDIATE CODE: A523

Effective date: 20240927