ES2352856T3 - Acero para muelles de alta resistencia excelente en resistencia a la fractura por fragilidad y método de producir el mismo. - Google Patents

Abstract

Un acero para muelles de alta resistencia superior en resistencia a la fractura por fragilidad, que comprende los siguientes componentes químicos en % en masa: C: 0,4-0,6%; Si: 1,4-3,0%; Mn: 0,1-1,0%; Cr: 0,2-2,5%; P: 0,025% o menos; S: 0,025% o menos; N: 0,006% o menos; Al: 0,1% o menos; 0: 0,0030% o menos; opcionalmente uno o más elementos seleccionados del grupo que consiste en: Mg: 100 ppm o menos; Ca: 100 ppm o menos; y REM: 1,5 ppm o menos; opcionalmente uno o dos elementos seleccionados de: B: 100 ppm o menos: y Mo: 1,0% o menos; opcionalmente uno o dos elementos seleccionados de: Ni: 1.0% o menos; y Cu: 1,0% o menos; opcionalmente uno o más elementos seleccionados del grupo que consiste en: V: 0,3% o menos; Ti: 0,1% o menos; Nb: 0,1% o menos; y Zr: 0,1% o menos; siendo el resto Fe e impurezas inevitables, en el que la cantidad del soluto C es del 0,15% o menos, la cantidad del Cr contenido como un precipitado que contiene Cr es del 0,10% o menos, un valor TS representado por la siguiente ecuación es del 24,8% o menos, y el diámetro de grano de pre-austerita es de 10 μm o menos, y en el que TS = 28,5 * [C] + 4,9 * [Si] + 0,5 * [Mn] + 2,5 * [Cr] + 1,7 * [V] + 3,7 * [Mo]en la que [X] significa el % en masa del elemento X.

Description

Acero para muelles de alta resistencia excelente en resistencia a la fractura por fragilidad y método de producir el mismo.

Campo técnico

La presente invención se refiere a un acero para muelles que tiene una alta resistencia de 1900 MPa o más y que tiene particularmente una resistencia a la fractura por fragilidad mejorada.

Antecedentes de la técnica

Recientemente, se han conducido activamente desarrollos técnicos para conseguir una gran economía de combustible de automóviles desde el punto de vista de disminuir la carga ambiental. En cuanto al muelle de válvula y el muelle de suspensión que son partes del automóvil, se han realizado estudios acerca de un aumento de la carga de diseño y de la reducción del tamaño. En este sentido, se requiere que el acero para muelles usado tenga una alta resistencia. Sin embargo, de forma general, cuando los materiales metálicos proporcionan altas resistencias, se deteriora su resistencia a la fractura por fragilidad representada como fatiga y fractura retardada. Por lo tanto, para conseguir una alta resistencia, se requiere hacerla compatible con la resistencia a la fractura.

Para cumplir un requisito de este tipo, por ejemplo, la Patente Japonesa en trámite (JP-A) Nº 06-306542 propone un acero para muelles mejorado en resistencia a la fatiga controlando la composición de una inclusión no metálica y en el documento JP-A Nº 10-121201 se propone un acero para muelles de alta resistencia mejorado en la resistencia a la fractura retardada controlando la cantidad de segregación P en los límites del grano de pre-austenita del acero que tiene estructura de martensita. Adicionalmente, en el documento JP-A Nº 2003-306747 se propone un acero para muelles mejorado en la resistencia a la fatiga controlando el residuo \gamma, en el documento JP-A Nº 2003-213372 se propone un acero para muelles mejorado en la resistencia a la fatiga controlando el tamaño de grano de pre-austenita. En el documento JP-A Nº 2003-105485 se describe un acero para muelles de alta resistencia mejorado en la resistencia a la fractura por fatiga inducida por hidrógeno haciendo la estructura de acero en una estructura lamelar de martensita y ferrita.

El documento JP-A-2002-212665 describe un acero de gran resistencia y gran tenacidad que es adecuado como un material de acero en barra para un perno o un muelle, que contiene, en porcentaje peso, como componentes esenciales: C: del (0,77-0,12 Cr-0,02 Mn)% al 0,8%, Si: <=3,0%, Mn: del 0,2% al 2,0%; Cr: <=3,0% con Cr/Mn<=2,5,
P: <=0,01%, S<=0,03%, Al: <=0,1%, y el resto Fe.

El documento JP-A-8-134545 describe una aleación para un muelle en serpentín que tiene una alta resistencia y gran tenacidad que comprende en porcentaje peso: C: 0,58%, Si: 1,39%, Mn: 0,67%; Cr: 0,65%, P: 0,008%, S: 0,008%, Cu: 0,02%, Ni: 0,01%, y el resto Fe. El alambrón se (I) calienta a una velocidad de calentamiento de al menos 50ºC/seg, mantenido a una temperatura de austenización de hasta 1100ºC durante más de 60 segundos, enfriado rápidamente. El alambrón se trata después en caliente a una velocidad de calentamiento de 50ºC/seg. a 400-700ºC y se mantuvo durante más de 60 segundos, se enfrió y se templó rápidamente; (II) se moldeó en un muelle en serpentín, (III) se sometió a un recocido a una temperatura menor que la temperatura de templado del primer tratamiento térmico; y (IV) se trató además en caliente en una región de austenita de hasta 1000ºC durante más de 120 segundos a una velocidad de calentamiento de al menos 30ºC/seg., se enfrió y se templó rápidamente de 300-600ºC.

Descripción de la invención Problema a resolverse por la invención

El acero para muelles usado como el material en partes de seguridad críticas cuya rotura conlleva a un accidente grave, tal como el muelle de válvula y el muelle de suspensión, se requiere que tenga una resistencia a la fractura por fragilidad satisfactoria y estable incluso cuando se fabrica teniendo alta resistencia. Sin embargo, el acero para muelles convencional no ha conseguido aún una resistencia satisfactoria a la fractura cuando se hace alto en resistencia de 1900 MPa o más en términos de resistencia a la tracción.

La presente invención se ha conseguido en vista de las circunstancias mencionadas anteriormente y un objeto de la presente invención es proporcionar un acero para muelles que tenga una alta resistencia de 1900 MPa o más y que es superior en resistencia a la fractura por fragilidad. En algunos casos, la estructura de martensita se aplica como una estructura de metal de un acero de alta resistencia. Sin embargo, cuando el acero se fortalece usando la estructura de martensita, la resistencia a la fractura varía en gran medida dependiendo de las condiciones de trabajo. De forma particular, cuando el hidrógeno se concentra en el acero o el acero tiene una muesca, es apto de que ocurra una fractura por fragilidad a lo largo de los límites de grano de pre-austenita, lo que da como resultado un deterioro repentino de la resistencia a la fractura. En la presente invención, son importantes que los componentes y estructura de un acero para muelles se especifican desde el punto de vista de evitar la fractura por fragilidad representada por la fractura de los límites de grano de pre-austenita para posibilitar una resistencia estable a la fractura independientemente de las condiciones de trabajo mientras que utiliza la estructura de martensita para conseguir una alta resistencia. En este sentido, la presente invención se ha completado.

El acero para muelles de acuerdo con la presente invención se define en la reivindicaciones 1 y comprende los siguientes componentes químicos como componentes esenciales en % en masa, C: 0,4-0,6%, Si: 1,4-3,0%, Mn: 0,1-1,0%, Cr: 0,2-2,5%, P: 0,025% o menos, S: 0,025% o menos, N: 0,006% o menos, Al: 0,1% o menos y O: 0,0030% o menos, siendo el resto Fe e impurezas inevitables, en el que la cantidad de soluto C es del 0,15% o menos, la cantidad de Cr contenido como un precipitado que contiene Cr es del 0,10% o menos, un valor TS (obsérvese que: TS no significa esfuerzo de tracción, el mismo en lo sucesivo) representado por la siguiente ecuación es del 24,8% o más, y el diámetro de grano de pre-austenita es 10 \mum o menor: TS = 28,5*[C] +4,9*[Si]+0,5*[Mn]+2,5*[Cr]+1,7*[V]+3,7*[Mo] en la que [X] significa el % en masa del elemento X.

El acero para muelles de acuerdo con la presente invención puede comprender además, como componentes químicos, uno o más elementos seleccionados del grupo A (Mg: 100 ppm o menos, Ca: 100 ppm o menos, REM: 1,5 ppm o menos), grupo B (B: 100 ppm o menos, Mo: 1,0% o menos), grupo C (Ni: 1,0% o menos, Cu: 1,0% o menos) y grupo D (V: 0,3% o menos, Ti: 0,1 % o menos, Nb: 0,1% o menos, Zr: 0,1% o menos).

El método para fabricar el acero para muelles de acuerdo con la presente invención comprende las etapas de someter un acero que tiene los componentes químicos anteriores a un trabajo de plástico de 0,10 o más en esfuerzo real, después de lo que se somete el acero a un tratamiento de revenido que implica calentar el acero hasta una temperatura T1 de 850º a 1100ºC a una velocidad de calentamiento media a 200ºC o mayor de 20 K/s o más y después de enfriar al acero a una temperatura de 200ºC o menor a una velocidad de enfriamiento media de 30 K/s o más, y posteriormente someter el acero a un tratamiento de templado que implica calentar el acero a una temperatura de T2ºC o mayor determinada por la siguiente ecuación a una velocidad de calentamiento media a 300º o mayor de 20 K/s o más y después enfriar el acero hasta una temperatura de 300ºC o menor a un tiempo de residencia t1 a 300ºC o mayor de 240 seg. o menos: T2 = 8*[Si]+47*[Mn]+21*[Cr]+140*[V]+ 169*[Mo]+385 en la que [X] significa el % masa del elemento X.

El acero para muelle de acuerdo con la presente invención tiene una resistencia a la tracción de 1900 MPa o más y tiene no obstante una resistencia estable a la fractura independientemente del entorno de trabajo, de manera que es adecuado como el material de una parte de seguridad crítica y puede contribuir en gran medida a la reducción de la carga ambiental mediante una alta resistencia. Además, el método de fabricación de acuerdo con la presente invención puede fabricar fácilmente el acero de alta resistencia mencionado anteriormente superior en resistencia a la fractura y por tanto superior en productividad.

Breve descripción de los dibujos

La Figura 1 es un diagrama de tratamiento térmico que muestra un proceso para fabricar el acero para muelles de acuerdo con la presente invención;

La Figura 2 es un diagrama explicativo que muestra en que manera un ensayo de cuatro puntos tiene que realizarse, en el que (A) es un diagrama completo y (B) es un diagrama alargado de una pieza del ensayo;

La Figura 3 es un gráfico que muestra una relación entre la resistencia a la tracción y la vida de fractura en los ejemplos; y

La Figura 4 es un ensayo que muestra una relación entre la resistencia a la tracción y el porcentaje de la fractura por fragilidad en los ejemplos.

Mejor forma de realizar la invención

Se proporcionará una descripción acerca de los componentes químicos del acero para muelles de acuerdo con la presente invención y la razón por la que sus contenidos se limitan a los siguientes intervalos. Todas las unidades de la siguiente descripción son porcentajes en masa.

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C: 0,4-0,6%

Carbono (C) es un elemento que ejerce una influencia en la resistencia de un material de acero. A mayor cantidad de C, mayor será la resistencia obtenida. Si el contenido de C es menor que el 0,4%, la alta resistencia de 1900 MPa o más que tiene por objeto la presente invención no se obtendrá. Por otro lado, se el contenido de C excede el 0,6%, la cantidad de austenita retenida después del revenido y templado incrementará y ocurrirán variaciones en las características. En el caso de un muelle de suspensión, la resistencia a la corrosión se deteriorará si el contenido de C es elevado. En vista de estos puntos, en la presente invención, un límite inferior del contenido de C se ajusta al 0,4% y un límite superior del mismo al 0,6%.

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Si: 1,4-3,0%

Silicio (Si) es un elemento eficaz para mejorar la resistencia a la formación de cascarilla requerida por los muelles. Un contenido de Si del 1,4% o más es necesario para conseguir una resistencia a la formación de cascarilla necesaria para la resistencia del muelle que tiene por objeto la presente invención. Preferiblemente, el contenido de Si es del 1,7% o más, más preferiblemente del 1,9% o más. Sin embargo, puesto que Si acelera la descarbonización, un contenido de Si en exceso dará como resultado en lugar en el deterioro de la resistencia a la fatiga debido a la descarbonización de la superficie del acero. Por consiguiente, un límite superior del contenido de Si se ajusta al 3,0%, preferiblemente al 2,8%, más preferiblemente al 2,5%.

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Mn: 0,1-1,0%

Manganeso (Mn) es un elemento útil que se utiliza como un elemento de desoxidación y que forma MnS inofensivo junto con S como un elemento dañino en el acero. Este efecto no se exhibirá hasta una media satisfactoria si el contenido de Mn es menor que el 0,1%. Sin embargo, un contenido de Mn en exceso permite la formación fácil de los sitios de segregación en el curso de la solidificación en la fabricación del acero, con las variaciones consecuentes en el material. Por consiguiente, un límite inferior del contenido de Mn se ajusta al 0,1%, preferiblemente al 0,15%, más preferiblemente al 0,2%, mientras que un límite superior del mismo se ajusta al 1,0%, preferiblemente al 0,8%, más preferiblemente al 0,4%.

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Cr: 0,2-2,5%

Cromo (Cr) es eficaz para asegurar la resistencia después del templado; además, de mejorar la resistencia a la corrosión y por lo tanto es un elemento importante para un muelle de suspensión que requiere una alta resistencia a la corrosión. Sin embargo, un contenido de Cr en exceso dará como resultado la formación de un carburo rico en Cr rígido y el deterioro de la resistencia a la fractura. Por consiguiente, para obtener el efecto de la resistencia a la corrosión, el límite inferior del contenido de Cr se ajusta al 0,2%, preferiblemente al 0,4%, más preferiblemente al 0,7%, mientras que en consideración del deterioro de la resistencia a la fractura, el límite superior del mismo se ajusta al 2,5%, preferiblemente al 2,3%, más preferiblemente al 2,0%.

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P: 0,025% o menos

Fósforo (P) es un elemento dañino que deteriora la resistencia a la fractura del acero y por lo tanto es importante disminuir el contenido de P. Por esta razón, un límite superior del contenido de P se ajusta al 0,025%. Preferiblemente, el contenido P es el 0,015% o menos, preferiblemente el 0,01% o menos.

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S: 0,025% o menos

El azufre (S) también es un contenido dañino que deteriora la resistencia a la fractura del acero y por lo tanto es importante disminuir el contenido de S. Por esta razón, un límite superior del contenido S se ajusta al 0,025%. Preferiblemente, el contenido de S es el 0,015% o menos, o más preferiblemente el 0,010% o menos.

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N: 0,006% o menos

El nitrógeno (N), si se presenta como nitrógeno en soluto, deteriora la resistencia a la fractura del acero. Sin embargo, en el caso en el que el acero contiene un elemento que forma un nitruro con nitrógeno, por ejemplo, Al o Ti, el nitrógeno puede actuar de forma eficaz en la refinación de la estructura. En la presente invención, para minimizar el nitrógeno en soluto, un límite superior del contenido de N se ajusta al 0,006%. Preferiblemente, el contenido de N es el 0,005% o menos, más preferiblemente el 0,004% o menos.

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Al: 0,1% o menos

El aluminio (Al) se añade principalmente como elemento de desoxidación. Las formas de aluminio AIN con N, fijando N y haciéndolo inofensivo. Además, el aluminio contribuye a refinar la estructura. Sin embargo, el aluminio acelera la descarbonización, de manera que en el caso de un acero para muelles que contiene una gran cantidad de Si, no es deseable añadir una gran cantidad de Al. Adicionalmente, la fractura a la fatiga comienza desde un óxido de Al grueso. Por consiguiente, en la presente invención, el contenido de Al se ajusta al 0,1% o menos, preferiblemente al 0,7% o menos, más preferiblemente al 0,5% o menos. En cuanto al límite inferior del mismo, no se hace ninguna limitación, pero por la razón de fijar N, es preferible satisfacer la relación de [Al] (% en masa) > 2 x [N] (% en masa).

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O: 0,0030% o menos

Un incremento en la cantidad de oxígeno (O) contenido en el acero da como resultado la formación de un óxido grueso, desde el cual comienza la fractura. Por lo tanto, en la presente invención, se ajusta un límite superior del contenido de O al 0,0030%. Preferiblemente, el contenido de O es el 0,0020% menos, más preferiblemente es el 0,0015% o menos.

El acero para muelles de acuerdo con la presente invención comprende los componentes básicos anteriores y el resto de Fe e impurezas inevitables. En este caso, el contenido de soluto C en el acero, el contenido de Cr (contenido Cr del tipo compuesto) contenido como un precipitado que contiene Cr, y un valor TS representado por una ecuación a la que se hará referencia más adelante, se definen como siguen.

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Contenido de soluto C: 0,15% o menos

La martensita del acero de carbono a medida que se somete a revenido está en un estado de una solución sólida súpersaturada de C. Al templar, C se precipita como un carburo y disminuye la cantidad de la solución sólida. Si el templado se realiza hasta una media satisfactoria, la composición se acerca a una composición de equilibrio termodinámico. Sin embargo, como la cantidad de soluto C disminuye como resultado del templado, la resistencia de la martensita se hace menor. Una alta resistencia se puede obtener realizando el tratamiento de templado a una baja temperatura durante un corto periodo de tiempo. Sin embargo, en este caso, el soluto C no puede precipitarse hasta una medida completa y es apto para permanecer en el acero en un estado de soluto incluso después del templado. Si los elementos de aleación se añaden para asegurar una resistencia requerida después del templado, la precipitación y el crecimiento de un carburo se suprimen, de manera que se facilita que el soluto C permanezca. Una gran resistencia se obtiene si el soluto C permanece, pero de acuerdo con el descubrimiento hecho por los presentes inventores, se facilita que ocurra la fractura por fragilidad si el soluto C está presente en exceso del 0,15%. Por lo tanto, en la presente invención, el contenido de soluto C se controla al 0,15% o menos. Preferiblemente, el contenido de soluto C es del 0,12% o menos, más preferiblemente del 0,07% o menos.

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Contenido Cr del tipo compuesto: 0,10% o menos

El soluto C súpersaturado se precipita principalmente como cementita templándolo. En el caso en el que un elemento de aleación se añade, un carburo especial distinto a la cementita se puede precipitar o el elemento de aleación puede ser un soluto (sólido) en cementita, por lo que la resistencia requerida después del templado se posibilita. Particularmente, el Cr (sólido) se añade como soluto en cementita y causa que la rigidez de la propia cementita aumente. Como sea el caso, se forma un carburo Cr duro. Este fenómeno es eficaz para asegurar la resistencia requerida. Por otro lado, en cuanto a la resistencia a la fractura, puesto que el carburo se endurece y la cementita y el carburo Cr son precipitados relativamente gruesos, ocurre la concentración de estrés en los precipitados y la resistencia a la fractura se deteriora más. Para mejorar la resistencia a la fractura es necesario suprimir la formación del precipitado que contiene Cr en el templado. De acuerdo con un experimento realizado por los presentes inventores se ha descubierto que, controlando el contenido de CR (contenido Cr del tipo compuesto) contenido en el precipitado que contiene Cr en el acero al 0,10% o menos, la formación del precipitado que contiene Cr se suprime y la resistencia a la fractura se mejora. Por lo tanto, un límite superior del contenido Cr del tipo componente se ajusta al 0,10%, preferiblemente al 0,08%, más preferiblemente al 0,06%.

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Valor TS: 24,8% o más

TS = 28,5 * [C] + 4,9 * [Si] + 0,5 * [Mn] + 2,5 * [Cr] + 1,7 * [V] + 3,7 * [Mo]

El valor TS es un parámetro que define una resistencia del acero después del templado y se calcula por la ecuación TS anterior en base a las cantidades de los materiales C, Si, Mn, Cr, V y Mo usados que ejercen una gran influencia en la resistencia después del templado. Si el valor de TS es menor que el 24,8%, es difícil asegurar establemente la resistencia de 1900 MPa o más que se requiere para el acero para muelles de alta resistencia. Por lo tanto, un límite inferior del valor de TS se ajusta al 24,8%, preferiblemente al 26,3%, más preferiblemente al 27,8%. Las magnificaciones (coeficientes) en las cantidades de los elementos en la ecuación TS se han calculado en base a los datos ejemplares de trabajo a los que se hará referencia más adelante.

Los componentes de el acero para muelles de alta resistencia de acuerdo con la presente invención son como se han descrito anteriormente, pero pueden añadirse uno o más elementos (elementos que mejoran las características) seleccionados del grupo A (Mg, Ca, REM) que tiene una acción de reblandecimiento de óxido, grupo B (B, Mo) efectivo para mejorar la capacidad de endurecimiento, grupo C (Ni, Cu) eficaz para inhibir la descarbonización de la capa superficial y mejorar la resistencia a la corrosión y grupo D (V, Ti, Nb, Zr) que forma carbonitruros y es eficaz para refinar la estructura.

Las cantidades de los elementos de mejoran las características anteriores a añadirse y la razón para especificar las cantidades se describirán en detalle a continuación.

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Mg: 100 ppm o menos

El magnesio (Mg) exhibe un efecto de reblandecimiento de óxido. Preferiblemente, se añade 0,1 ppm o más de Mg. Una cantidad de Mg en exceso causa un cambio en las propiedades de óxido y por lo tanto un límite superior del contenido de Mg se ajusta a 100 ppm, preferiblemente a 50 ppm, preferiblemente a 40 ppm.

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Ca: 100 ppm o menos

El calcio (Ca) exhibe también un efecto de reblandecimiento de óxido y forma un sulfuro fácilmente, haciendo al azufre (S) inofensivo. Para conseguir esta acción de forma eficaz es preferible que el calcio se añada en una cantidad de 0,1 ppm o más. Sin embargo, una cantidad en exceso de Ca causa un cambio en las propiedades de óxido y por lo tanto un límite superior del contenido de Ca se ajusta a 100 ppm, preferiblemente a 50 ppm, más preferiblemente a 40 ppm.

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REM: 1,5 ppm o menos

Un elemento de tierras raras (REM) exhibe también un efecto de reblandecimiento de óxido y se añade preferiblemente en una cantidad de 0,1 ppm o más. Sin embargo, una cantidad en exceso del mismo produce un cambio en las propiedades de óxido y por lo tanto un límite superior del contenido de REM se ajusta a 1,5 ppm, preferiblemente a 0,5 ppm.

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B: 100 ppm o menos

El boro (B) exhibe una acción que mejora la capacidad de endurecimiento y por lo tanto es eficaz para obtener la estructura de martensita desde una austenita fina. Adicionalmente, el boro fija N como BN y lo hace por lo tanto inofensivo. Para conseguir esta acción de forma eficaz es preferible añadir B en una cantidad de 1 ppm o más. Sin embargo, una cantidad en exceso de B forma borocarburos y por lo tanto un límite superior del contenido de B se ajusta a 50 ppm, preferiblemente a 15 ppm.

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Mo: 1,0% o menos

El molibdeno (Mo) funciona también para mejorar la capacidad de endurecimiento y le facilita obtener la estructura de martensita desde austenita fina. Además, el Mo es un elemento eficaz para asegurar una alta resistencia después del templado. Para permitir que estas acciones se exhiban de forma eficaz es preferible añadir Mo en una cantidad del 0,1% o más. Para conseguir un efecto satisfactorio es preferible añadir Mo en una cantidad del 0,15% o más, más preferiblemente del 0,2% o más. Sin embargo, si se añade Mo en una cantidad en exceso, la resistencia del acero enrollado aumenta y se le hará difícil realizar el descascarillado y el trefilado antes del revenido. Por lo tanto, un límite superior del contenido de Mo se ajusta al 1,0%, preferiblemente al 0,7%, más preferiblemente al 0,5%.

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Ni: 1,0% o menos

El níquel (Ni) es eficaz para inhibir la descarbonización de la capa superficial y mejorar la resistencia a la corrosión. Para conseguir esta acción de forma eficaz es preferible añadir Ni en una cantidad del 0,2% o más, más preferiblemente del 0,25% o más. Sin embargo, si se añade Ni en una cantidad en exceso, la cantidad de la austenita retenida después del revenido aumentará y ocurrirán variaciones en las características. Por lo tanto, un límite superior del contenido de Ni se ajusta al 1,0%, y tomando en cuenta el coste de material, es preferiblemente el 0,7%, más preferiblemente el 0,5%.

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Cu: 1,0% o menos

El cobre (Cu), al igual que el Ni, también es eficaz para inhibir la descarbonización de la capa superficial y mejorar la resistencia a la corrosión. Adicionalmente, el Cu forma un sulfuro y por lo tanto hace al S inofensivo. Para conseguir estas acciones de forma eficaz es preferible añadir Cu en una cantidad del 0,1% o más. Para obtener un efecto satisfactorio es preferible añadir Cu en una cantidad del 0,15% o más, más preferiblemente del 0,2% o más. Cuando la cantidad de Cu excede el 0,5%, es preferible que el Ni se añada también en una cantidad igual o mayor que la cantidad de Cu añadida. Sin embargo, si el Cu se añade en una cantidad en exceso, puede ocurrir el agrietamiento en el trabajo en caliente. Por lo tanto, un límite superior de contenido de Cu se ajusta al 1,0%, y tomando en cuenta el coste de material, es preferiblemente el 0,7%, más preferiblemente el 0,5%.

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V: 0,3% o menos

El vanadio (V) forma carbonitruros, contribuyendo de esta manera a refinar la estructura y también es eficaz para asegurar una alta resistencia después de templado. Para conseguir esta acción de forma eficaz es preferible añadir V en una cantidad del 0,02% o más. Para conseguir un efecto satisfactorio es preferible añadir V en una cantidad del 0,03% o más, más preferiblemente del 0,05%o más. Sin embargo, si V se añade en exceso, la resistencia del material enrollado aumenta, dificultándole realizar el descascarillado y trefilado antes del revenido. Por lo tanto, un límite superior del contenido de V se ajusta al 0,3%, preferiblemente al 0,25%, más preferiblemente al 0,2%.

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Ti: 0,1% o menos

El titanio (Ti) forma carbonitruros y contribuye de esta manera a refinar la estructura. Forma también nitruros y sulfuros, haciendo al N y al S de esta manera inofensivos. Para conseguir estas acciones de forma eficaz es preferible añadir Ti en una cantidad de preferiblemente el 0,01% o más, más preferiblemente el 0,02% o más, aún más preferiblemente el 0,03% o más, para satisfacer la relación de [Ti]>3,5x[N]. Sin embargo, si se añade Ti en exceso, existe un miedo de que pueda formarse un Ti grueso, causando el deterioro de la tenacidad y ductilidad. Por lo tanto, un límite superior del contenido de Ti se ajusta al 0,1%, preferiblemente al 0,08%, más preferiblemente a
0,06%.

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Nb: 0,1% o menos

El niobio (Nb) forma también carbonitruros y contribuye a esta manera principalmente a refinar la estructura. Para conseguir esta acción de forma eficaz es preferible añadir Nb en una cantidad del 0,002% o más. Para conseguir un efecto satisfactorio es preferible añadir Nb en una cantidad del 0,003% o más, más preferiblemente del 0,005% o más. Sin embargo, una cantidad en exceso de Nb produce la formación de carbonitruros gruesos con el deterioro consecuente de la tenacidad y ductilidad del acero. Por lo tanto, un límite superior del contenido de Nb se ajusta al 0,1%, preferiblemente al 0,08%, más preferiblemente al 0,06%.

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Zr: 0,1% o menos

El circonio (Zr) forma carbonitruros y contribuye de esta manera a la refinación de la estructura. Para conseguir esta acción de forma eficaz es preferible añadir Zr en una cantidad del 0,003% o más, más preferiblemente del 0,005% o más. Sin embargo, una cantidad en exceso de Zr causa la formación de carbonitruros gruesos, con el deterioro consecuente de la tenacidad y ductilidad de acero. Por lo tanto, un límite superior del contenido de Zr se ajusta al 0,1%, preferiblemente al 0,08%, más preferiblemente al 0,06%.

Los componentes químicos del acero de acuerdo con la presente invención se describen anteriormente. Adicionalmente, la estructura del acero, el diámetro del grano de pre-austenita se ajusta en 10 \mum o menos. En cuanto a las características del acero de martensita, mientras más fino sea el diámetro de grano de pre-austenita, mejor. Particularmente, la refinación de la estructura es muy eficaz para mejorar la resistencia a la fractura. Para mejorar la resistencia a la fractura del acero para muelles que tiene una resistencia de 1900 MPa o más de acuerdo con la presente invención es necesario que el diámetro del grano de pre-austenita se controle para ser 10 \mum o menos, preferiblemente 8 \mum o menos, más preferiblemente 6 \mum o menos. El acero para muelles de acuerdo con la presente invención se constituye por la estructura de la martensita templada, pero puede contener austenita retenida parcialmente en un intervalo del 5% o menos en términos de porcentaje en volumen.

El acero para muelles de acuerdo con la presente invención, que tiene los componentes y la estructura anterior, tiene 1900 MPa o más en resistencia a la tracción y no obstante, es superior en resistencia a la fractura. En cuanto a la resistencia a la tracción, puede ajustarse preferiblemente a 200 MPa o más, más preferiblemente 2100 MPa o más, ajustando los componentes de la estructura dentro del alcance de la presente invención. Por tanto, el muelle respectivo puede hacerse mayor en resistencia.

La siguiente descripción que se proporciona a continuación a cerca del método de fabricación de acero para muelles de alta resistencia de acuerdo con la presente invención.

El método de fabricación de acuerdo con la presente invención comprende las etapas de producir un acero que tiene los componentes químicos anteriores mediante un método convencional, posteriormente como se muestra en la Figura 1, (1) una etapa de trabajo en plástico (PW) de someter el acero a un trabajo de plástico de 0,10 o más en esfuerzo real, (2) después de someter el acero al trabajo en plástico (PW), una etapa posterior de revenido de calentar el acero hasta una temperatura T1 de 850º a 1100ºC a una velocidad de calentamiento media (HR1) a 200ºC o mayor de 20 K/s o más y (3) una etapa de templado posterior de calentar el acero hasta una temperatura de templado límite inferior T2 (ºC) o mayor determinada por la siguiente ecuación a una velocidad de calentamiento media (HR2) a 300ºC o mayor de 20 K/s o más y enfriar después el acero a 300ºC o menos a un tiempo de residencia de t1 a 300ºC o mayor de 240 seg. o menos: T2 = 8*[Si]+47*[Mn]+21*[Cr]+140*[V]+169*[Mo]+385, en la que [X] significa el % en masa del elemento X.

Por tanto, en la etapa del trabajo en plástico anterior el acero se somete, antes del revenido, a un trabajo en plástico (PW) de 0,1 o más en esfuerzo real. Esto es por la siguiente razón. Si el acero se somete a un trabajo predeterminado antes del revenido, se acelera la uniformación de nucleación de austenita durante el calentamiento en el revenido. Si el esfuerzo real es menor que 0,10, la cantidad de trabajo en plástico es insuficiente y es imposible hacer la nucleación uniforme, imposibilitando de esta manera obtener un diámetro de grano de austenita de 10 \mum o menos. Por lo tanto, el esfuerzo real a impartirse al acero se ajusta a 0,1 o más, preferiblemente a 0,15 o más, más preferiblemente a 0,20 o más.

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En la etapa de revenido anterior, el calentamiento en el revenido se realiza a una temperatura T1 de 850ºC a 1100ºC a una velocidad de calentamiento media HR1 a 200ºC o más de 20 K/s. Esto es por la siguiente razón. Incrementando la velocidad de calentamiento se pretende evitar una disminución del esfuerzo introducido en la etapa de trabajo en plástico antes del revenido y de esta manera hacer la nucleación uniforme. En este caso, si la velocidad de calentamiento media HR1 es menor que 20 K/s, ocurrirá la recuperación del esfuerzo introducido en la etapa de trabajo de plástico, haciendo imposible obtener una nucleación uniforme de austenita. Por lo tanto, la velocidad de calentamiento media HR1 se ajusta a 20 K/s o más, preferiblemente a 40 K/s o más, más preferiblemente a 70 K/s o más. Ajustando la temperatura de calentamiento T1 de 850º a 1100ºC es posible evitar la disolución de carbonitruros que inhiben el crecimiento de los granos de cristales y por tanto es posible obtener granos de austenita finos. La razón de porque el enfriamiento se realiza a 200ºC o menos a una velocidad de enfriamiento media CR1 de 30 K/s o más después del calentamiento es que se tiene por objeto obtener la estructura de martensita. Los granos de austenita antes del enfriamiento son finos, de manera que si la velocidad de enfriamiento media es menor que 30 K/s, es difícil obtener una estructura revenida completa. Por lo tanto, la velocidad de enfriamiento media CR1 se ajusta a 30 K/s o más, preferiblemente a 50 K/s o menos, más preferiblemente a 70 K/s o más.

En la etapa de templado la cantidad del soluto C y aquella del Cr tipo componente se controlan. Para permitirle al soluto C precipitarse como un carburo y disminuir de esta manera la cantidad del soluto C, es necesario adoptar las condiciones de templado tomando en cuenta la influencia de un componente de aleación. Controlando el límite inferior de la temperatura de templado hasta la temperatura calculada por la ecuación anterior T2 o mayor es posible disminuir la cantidad de soluto C al 0,15% o menos. El límite inferior de la temperatura de templado (temperatura de calentamiento) es preferiblemente T2+15ºC, más preferiblemente T2+30ºC, aún más preferiblemente T2+45ºC. La magnificación (coeficiente) de la cantidad del elemento en la ecuación T2 se ha calculado en base a los datos ejemplares de trabajo que se describirán más adelante.

La cantidad del Cr tipo componente se controla también por las condiciones de templado. La solución (sólida) de Cr en cementita y la precipitación de los carburos Cr ocurren a temperaturas relativamente elevadas. En la presente invención, cuando se realiza el calentamiento en la etapa de templado, la velocidad de calentamiento media HR2 a 300ºC o mayor se ajusta a 20 K/s o más para suprimir la cantidad del Cr tipo componente en el transcurso del calentamiento hasta T2. Preferiblemente, la velocidad de calentamiento media se ajusta a 40 K/s o más, más preferiblemente a 70 K/s o más. Después del calentamiento hasta una temperatura de T2 o más y de la retención durante un tiempo apropiado (usualmente en el intervalo de 0 seg. o más hasta menos que 240 seg.), se realiza el enfriamiento. En este momento, un tiempo de retención t1 a 300º o más se ajusta a 240 seg. o menos para suprimir el incremento en la cantidad del Cr tipo componente en el transcurso desde el tiempo de retención a la temperatura de templado hasta el enfriamiento. Controlando de esta manera el tiempo de retención en la región de temperatura de 300ºC o más en la que la cantidad del Cr tipo componente es muy propensa a incrementar, es posible controlar la cantidad del Cr de tipo componente al 0,1% o menos. El tiempo t1 se ajusta preferiblemente a 90 seg. o menos, más preferiblemente a 20 seg. o menos. La presente invención se describirá a continuación más en concreto mediante los ejemplos de trabajo, pero la invención no debería interpretarse de forma limitada por los siguientes ejemplos.

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Ejemplos

Los aceros mostrados en las Tablas 1 y 2 a continuación se fundieron al vacío, seguido por el forjado en caliente y el embobinado en caliente mediante métodos convencionales, para conseguir tochos de 16 mm de diámetro. Los tochos se sometieron después a trefilado, después al y templado bajo las condiciones mostradas en las Tablas 3 a 6. En los tratamientos de revenido y de templado, se usó un horno eléctrico de propósito general, un baño salino y un horno de calentamiento de alta frecuencia, se fijaron termoacoples a las superficies de los tochos para medir la temperatura y se controlaron las condiciones de tratamiento térmico. El valor de "REM" en las Tablas 1 y 2 significa la cantidad total de La, Ce, Pr y Nd. El tiempo de retención a la temperatura de templado se ajusta en el intervalo de 0 a 3000 seg. (0 seg. a más o menos que 240 seg. como aquellos cuyos valores de t1 satisfacen la condición definida en la invención).

Los aceros después del templado fabricados de esta manera se controlaron para su estructura determinando el diámetro de grano de pre-austenita de la siguiente manera. Una muestra de acero para la observación se cortó de manera que una sección transversal de la misma se convirtió en la superficie de observación. La mezcla se colocó después en resina, seguido por el pulido, después la superficie de observación se grabó al agua fuerte usando una solución de grabado al agua fuerte que contenía ácido pícrico como un componente principal, permitiéndole a los límites de grano de pre-austenita aparecer. La observación se realizó a una magnificación de 200X a 1000X usando un microscopio óptico y se determinó el tamaño del gran de pre-austenita mediante el método de comparación. La determinación del tamaño de grano se realizó en cuatro campos visuales o más y se obtuvo un valor medio. A partir del tamaño de grano obtenido de esta manera se calculó después un diámetro de grano medio usando una expresión de conversión descrita en la bibliografía (Umemoto, Grain Size Number and Grain Diameter'', Fueram, 2 (1997), 29). En cuanto a los aceros en los que los límites del grano de pre-austenita son difíciles de que aparezcan antes del templado, se sometieron a un tratamiento térmico a 500ºC durante 2 a 12 horas para facilitar el desarrollo de los límites de grano y se observaron después.

La cantidad del soluto C en cada acero después del templado se calculó a partir de los picos de difracción de rayos X de la siguiente manera usando el método Rietveld. Las muestras de evaluación se cortaron cada una de manera que una sección transversal o una sección longitudinal central de cada alambre de acero después de la temperatura se convirtió en una superficie de evaluación, después se pulieron y se sometieron a la difracción por rayos X. Para evaluar la cantidad de soluto C, se prepararon al menos dos muestras para cada acero, se realizó después la medición anterior y se determinó un valor medio.

La cantidad del Cr tipo componente en cada acero después del templado se determinó de la siguiente manera usando el método de extracción electrolítica. Para cada acero después de templado se fabricó después una muestra columnar que tenía un diámetro de 8 mm y una longitud de 200 mm mediante un trabajo de corte en húmedo y cortando la superficie de acero. La muestra se electrolizó a 100 mA durante 5 horas en una solución electrolítica (una solución electrolítica en base a AA al 10%) para disolver el Fe en metal en la fase base eléctricamente y se recuperó un compuesto en el acero como un residuo del electrolito. Como un filtro para recuperar el residuo se usó después un filtro de membrana que tenía un diámetro de malla de 0,1 \mum, un producto de Advantec Toyo Kaisha Ltd. La cantidad de Cr (wCr[g]) contenida en el compuesto recuperada de esta manera se midió y en base a un cambio en el peso, \DeltaW [g] de cada muestra antes y después de la disolución eléctrica, la proporción en el acero, Wp(Cr), de la cantidad de Cr que forma el compuesto se calculó de acuerdo con la siguiente ecuación: Wp(Cr) = wCr/\DeltaW x 100 (% en masa). En cuanto a la evaluación de inclusión, al menos tres muestras se fabricaron para cada acero, después se realizaron las mediciones anteriores y se determinó el valor medio. Los resultados obtenidos se muestran también en las
Tablas 3 a 6.

Adicionalmente, un ensayo de tracción y un ensayo de fragilidad anti-hidrógeno se llevaron a cabo usando las muestras de acero. Una pieza de ensayo de tracción en barra redondeada se fabricó a partir de cada acero después del templado y se sometió al maquinado. Usando la pieza de ensayo maquinada de esta manera y una máquina de ensayo universal, se realizó el ensayo a tracción a una velocidad de cruceta de 10 mm/min y se midió una resistencia a la tracción y se usó como un índice de evaluación de resistencia.

En el ensayo de fragilidad anti-hidrógeno, una pieza de ensayo en forma de pletina (65 mm de longitud por 10 mm de ancho por 1,5 mm de espesor) se fabricó a partir de cada acero después del templado y se realizó un ensayo de flexión de cuatro puntos con carga catódica usando la pieza de ensayo. En el ensayo de flexión de cuatro puntos con carga catódica, como se muestra en la Figura 2, una pieza de ensayo S cargada con una deformación por flexión (1400 MPa) es la carga catódica a un potencial de -700 mV en una solución ácida (0,5 mol/l H2SO4 + 0,01 mol/l KSCN) y el tiempo requerido para iniciar la carga hasta que se mide la fractura. Esta vida de fractura se usó como índice en la evaluación de la resistencia con respecto a la fragilidad de hidrógeno. Si la vida de fractura es de 1000 seg. o más, la resistencia asegura la fragilidad de hidrógeno en el entorno actual y por lo tanto la resistencia a la fragilidad de hidrógeno se evaluó en base a la vida de fractura de 1000 seg. En la Figura 2, el número de referencia 11 denota un electrodo de platino y el número de referencia 12 denota un electrodo convencional (SC).

Adicionalmente, para evaluar la resistencia a la fractura por fragilidad, cada muestra fracturada en el ensayo de cuatro puntos con carga catódica se evaluó para la forma de fractura. Después de terminar el ensayo de flexión de cuatro puntos con carga catódica, cada una de tales muestras fracturadas se almacenaron y la superficie fracturada se observó a una magnificación de 500X a 2000X usando un microscopio de electrones de exploración (SEM). Sobre la fotografía de superficie fracturada obtenida, la proporción de la fractura de los límites de grano de pre-austenita como una fractura por fragilidad se midió como una fractura por fragilidad porcentual y se usó como un índice de resistencia a la fractura por fragilidad. A menor proporción de la fractura de los límites de grano de pre-austenita es decir, a menor fractura por fragilidad porcentual, más excelente la resistencia a la fractura por fragilidad. Durante la evaluación de la fractura por fragilidad porcentual, de las fotografías de observación de la superficie fractura de al menos cinco campos visuales, el área porcentual en las fotografías de las porciones con fracturas en los límites de grano de pre-austenita se midió usando el software de análisis de ImagePro ver.4). La fractura por fragilidad porcentual se evaluó en base al 85% debido a que la fractura por fragilidad porcentual es el 85% en el caso de un acero para muelles de suspensión prácticos SUP12 con una clase de 1750 MPa de resistencia a la tracción.

Los resultados de estos ensayos se muestran también en las Tablas 3 a 6. Adicionalmente, la relación entre la resistencia a la atracción y la vida de fractura se resume en el gráfico de la Figura 3 y la relación entre la resistencia a la atracción y la fractura por fragilidad porcentual se resume en el gráfico de la Figura 4.

A partir de las Tablas 3 a 6 y de las Figuras 3 y 4 se observa que los ejemplos de la presente invención (los círculos en las Figuras 3 y 4 y las muestras sin número con el símbolo * en las Tablas) que satisfacen todas las condiciones en los componentes y las condiciones de fabricación definidas en la presente invención poseen una alta resistencia de 1900 MPa o más y no obstante poseen una alta resistencia a la fragilidad a hidrógeno de 1000 seg. o más en término de la vida de fractura y que la fractura por fragilidad porcentual es el 85% o menos y por tanto la fractura por fragilidad se suprime de forma satisfactoria y estable. Por otro lado, se observa que los ejemplos comparativos no satisfacen las condiciones definidas en la presente invención no pueden poseer una resistencia a la atracción de 1900 MPa o más, ni tampoco tal resistencia a la fragilidad a hidrógeno y de la fractura por fragilidad puesto que no satisfacen los valores de referencia respectivos, e incluso si se obtiene una alta resistencia, existe un problema en su aplicación a un miembro para el que se requiere una resistencia a fractura estable, por ejemplo, la aplicación de acuerdo con el material de un muelle de suspensión.

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Claims (2)

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   1. Un acero para muelles de alta resistencia superior en resistencia a la fractura por fragilidad, que comprende los siguientes componentes químicos en % en masa:

   C: 0,4-0,6%;

   Si: 1,4-3,0%;

   Mn: 0,1-1,0%;

   Cr: 0,2-2,5%;

   P: 0,025% o menos;

   S: 0,025% o menos;

   N: 0,006% o menos;

   Al: 0,1% o menos;

   0: 0,0030% o menos;

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   opcionalmente uno o más elementos seleccionados del grupo que consiste en:

   Mg: 100 ppm o menos;

   Ca: 100 ppm o menos; y

   REM: 1,5 ppm o menos;

   \vskip1.000000\baselineskip

   opcionalmente uno o dos elementos seleccionados de:

   B: 100 ppm o menos: y

   Mo: 1,0% o menos;

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   opcionalmente uno o dos elementos seleccionados de:

   Ni: 1.0% o menos; y

   Cu: 1,0% o menos;

   \vskip1.000000\baselineskip

   opcionalmente uno o más elementos seleccionados del grupo que consiste en:

   V: 0,3% o menos;

   Ti: 0,1% o menos;

   Nb: 0,1% o menos; y

   Zr: 0,1% o menos;

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   siendo el resto Fe e impurezas inevitables,

   en el que la cantidad del soluto C es del 0,15% o menos, la cantidad del Cr contenido como un precipitado que contiene Cr es del 0,10% o menos, un valor TS representado por la siguiente ecuación es del 24,8% o menos, y el diámetro de grano de pre-austerita es de 10 \mum o menos, y

   en el que

   TS = 28,5 * [C] + 4,9 * [Si] + 0,5 * [Mn] + 2,5 * [Cr] + 1,7 * [V] + 3,7 * [Mo]

   en la que [X] significa el % en masa del elemento X.

   \global\parskip1.000000\baselineskip

2. 2. Un método para fabricar un acero para muelles de alta resistencia superior en resistencia a la fractura por fragilidad, que comprende las etapas de:

   someter un acero que tiene los componentes químicos descritos en la reivindicación 1 a un trabajo en plástico de 0,10 o más en esfuerzo real;

   después de lo que, el acero se somete a un tratamiento de revenido que implica calentar el acero hasta una temperatura T1 de 850º a 1100ºC a una velocidad de calentamiento media a 200ºC o más de 20 K/s o más y enfriar después el acero hasta una temperatura de 200ºC o menor a una velocidad de enfriamiento media de 30 K/s o más; y

   someter posteriormente el acero a un tratamiento de templado que implica calentar el acero hasta una temperatura de T2ºC o mayor determinada por la siguiente ecuación a una velocidad de calentamiento media a 300ºC o más de 20 K/s o más y enfriar después el acero hasta una temperatura de 300ºC o menos a un tiempo de residencia t1 a 300ºC o mayor de 240 seg o menos,

   en la que

   T2 = 8*[Si]+47*[Mn]+21*[Cr]+140*[V]+ 169*[Mo]+385

   en la que [X] significa el % en masa del elemento X.