钢活塞用钢材

技术领域

本发明涉及用于钢活塞的钢材。

背景技术

以柴油机等为代表的发动机包含活塞。活塞被容纳在发动机的气缸中并且在气缸中往复运动。在发动机运行期间的燃烧过程中，活塞暴露于热高温下。

以往的活塞大多是通过铸造铝而制成的。但是近年来，需要进一步提高发动机的燃烧效率。铸铝活塞的情况下，使用期间的活塞的表面温度为240～330℃左右。

最近，针对在更高的燃烧温度区域下使用活塞来提高燃烧效率的研究正在进行。因此，需要一种即使使用期间的活塞的表面温度为400℃以上、甚至为500℃以上时也能够耐久使用的活塞用材料。为了满足这些需求，开始提出使用钢材制造的钢活塞。例如在专利文献1中提出了钢活塞。钢活塞与铸铝活塞相比，坯料的熔点高。因此，钢活塞与铸铝活塞相比，可以在更高的燃烧温度区域下使用。

专利文献2提出了延长钢活塞寿命的技术。具体而言，专利文献2中针对钢活塞的寿命指出了以下几点。在高燃烧温度区域下使用钢活塞期间，钢活塞的活塞顶会生成氧化皮。所生成的氧化皮从活塞顶剥落会导致在活塞顶上形成麻点。该麻点(氧化皮剥落的区域)扩展，由此导致在钢活塞的活塞顶产生裂纹。在专利文献2中，为了解决该问题，在钢活塞的活塞顶上形成用于抑制氧化皮生成的保护层。

现有技术文献

专利文献

专利文献1：日本特开2004-181534号公报

专利文献2：日本特开2015-078693号公报

在上述专利文献2中，通过在钢活塞上形成保护层来延长钢活塞的寿命。但是，尚未针对用于钢活塞的钢材进行研究。此外，在其它文献中也未提出通过调整钢材本身的特性来得到适合于钢活塞的钢材。

发明内容

本发明的目的在于提供一种适合于表面温度为400℃以上的钢活塞用途的钢活塞用钢材。更具体而言，提供一种(1)制造钢活塞时的切削性优异，(2)使用钢活塞时的高温疲劳强度和韧性优异，(3)通过接合来制造钢活塞时焊接热影响部(HAZ)的高温疲劳强度优异的钢活塞用钢材。

基于本发明的钢活塞用钢材具有如下化学组成：

以质量％计为

C：0.15～0.30％、

Si：0.02～1.00％、

Mn：0.20～0.80％、

P：0.020％以下、

S：0.028％以下、

Cr：0.80～1.50％、

Mo：0.08～0.40％、

V：0.10～0.40％、

Al：0.005～0.060％、

N：0.0150％以下、

O：0.0030％以下、

Cu：0～0.50％、

Ni：0～1.00％、

Nb：0～0.100％、和

余量：Fe和杂质，

且满足式(1)和式(2)，

在前述钢活塞用钢材的与轴向平行的截面中，

含有10.0质量％以上的Mn且含有10.0质量％以上的S的Mn硫化物为100.0个/mm

前述Mn硫化物中圆当量直径为3.0μm以上的粗大Mn硫化物为1.0～10.0个/mm

含有10.0质量％以上的氧的氧化物为15.0个/mm

0.42≤Mo+3V≤1.50 (1)

V/Mo≥0.50 (2)

此处，在式(1)和式(2)中的各元素符号处代入对应元素的含量(质量％)。

本发明的钢活塞用钢材适合于表面温度为400℃以上的钢活塞用途。更具体而言，对于本发明的钢活塞用钢材，(1)制造钢活塞时的切削性优异，(2)使用钢活塞时的高温疲劳强度和韧性优异，(3)通过接合来制造钢活塞时焊接热影响部(HAZ)的高温疲劳强度优异。

附图说明

图1是针对本实施方式的钢材，示出能够抑制活塞使用时的强度降低的图。

图2是用于说明在测定本实施方式的Mn硫化物和氧化物时的取样位置的示意图。

具体实施方式

本发明人首次针对钢活塞用钢材所寻求的机械特性进行了研究。

在以往的研究中，例如，如专利文献2所述，对钢活塞的寿命下降的主要原因进行了大致如下说明。

为了提高燃烧效率而将钢活塞用于发动机时，能够提高燃烧温度。具体而言，以往的活塞的表面温度为240～330℃左右。然而，采用钢活塞时，与以往相比，可以将活塞的表面温度提高100℃左右。具体而言，使用钢活塞的情况下，活塞的表面温度为400℃以上或500℃以上时也可以耐久使用。

采用钢活塞时，在发动机的运转期间，钢活塞的活塞顶的一部分表面氧化而生成氧化皮。氧化皮与钢活塞的密合性低。因此，随着钢活塞的上下运动，氧化皮从钢活塞剥落。在钢活塞的表面中氧化皮剥落的区域随着钢活塞的使用时间而扩大。然后，在氧化皮剥落的区域中产生裂纹。上述机理决定了钢活塞的寿命。

如上所述，在关于钢活塞的以往的研究中认为，活塞寿命下降的主要原因是在发动机运转期间生成的氧化皮。

但是，本发明人认为，钢活塞寿命下降的主要原因不是氧化皮，而是归因于以下机理。

如上所述，在使用钢活塞的发动机中，为了提高燃烧效率，燃烧温度是高于以往的温度(500℃以上)。因此，在发动机的工作状态下，钢活塞由于燃烧温度而热膨胀。其结果，在发动机工作状态下的钢活塞中产生压缩应力。另一方面，发动机从工作状态变为停止状态时，发动机被冷却至室温。此时，钢活塞由于冷却而收缩。因此，在发动机停止状态下的钢活塞中产生拉伸应力。

如上所述，发动机内的钢活塞在发动机工作状态下承受压缩应力，在发动机停止状态下承受拉伸应力。发动机重复工作状态和停止状态。换言之，当重复发动机工作状态和发动机停止状态时，钢活塞交替地反复经受压缩应力和拉伸应力。因此，本发明人认为，钢活塞的寿命的主要因素不是以往所认为的由氧化皮引起的裂纹产生，与发动机工作状态和发动机停止状态的反复相伴的由热疲劳导致的裂纹产生才是主要因素。

因此，本发明人研究了抑制钢活塞的热疲劳所引起的寿命下降的方法。为了抑制由于热疲劳引起的寿命下降，认为在钢活塞的使用环境、即500～600℃下提高疲劳强度是有效的。为了提高疲劳强度，提高高温下的钢材的强度是有效的。如果可以提高高温下的强度，则可以抑制由于热疲劳引起的裂纹等的产生。其结果，钢活塞的寿命提高。

通常，钢材的强度随着温度上升而降低。因此，如果预先提高常温下的钢材的强度，则虽然强度随着温度上升而降低，但是在钢材的表面温度为400～600℃左右的高温区域下也可以维持一定程度的强度。

但是，钢活塞是通过利用热锻将钢材制成粗糙形状的中间品，然后实施切削加工而制造的。因此，如果提高钢活塞用钢材在常温下的强度，则制造中间品之后难以进行切削加工。因此，钢活塞用钢材要求在用作钢活塞之前就具有切削性，而且，在作为钢活塞使用期间需要高温下的高疲劳强度。在作为钢活塞使用期间还要求高韧性。考虑温度与韧性之间的关系的情况下，温度越低，韧性越低。因此，如果钢活塞在常温下的韧性足够高，则在400～600℃下的韧性自然也会变高。

因此，本发明人对制造钢活塞时切削性优异，并且在使用钢活塞时高温疲劳强度优异，并且韧性也优异的钢材进行了研究。

如上所述，在发动机工作期间，钢活塞的表面温度长时间暴露于400℃以上的高温区域。为此，在用作钢活塞之前，降低钢材的强度，维持切削性。然后，在钢活塞的表面温度为400～600℃那样的高温环境中使用钢活塞的期间(发动机工作期间)，通过时效析出来提高钢材的高温强度。在这种情况下，能够维持钢材的切削性，并且提高发动机工作期间的高温区域下的高温疲劳强度。

此外，在钢活塞的制造工序中，有时将钢活塞的上构件(活塞头的上部)和钢活塞的下构件(活塞头的下部)摩擦接合或激光接合从而成型。通过这些接合方法接合时，在接合界面附近的区域形成受到接合时的热影响的焊接热影响部(HAZ)。因此，在钢活塞的使用期间，必须确保HAZ的高温疲劳强度。

如上所述，本发明人等认为，对于钢活塞用钢材，需要确保(1)制造钢活塞时的优异切削性，(2)使用钢活塞时的优异的高温疲劳强度和优异的韧性，(3)通过接合来制造钢活塞时HAZ的高温疲劳强度。因而，本发明人对满足(1)～(3)的特性的钢材的化学组成和组织进行了研究。其结果，获得以下见解。

[兼顾钢活塞制造时的切削性和钢活塞使用期间的高温疲劳强度以及韧性]

首先，本发明人对制造钢活塞时切削性优异、使用钢活塞时在高温区域下的疲劳强度(高温疲劳强度)和韧性优异的钢材的化学组成进行了研究。其结果发现，如果钢材的化学组成以质量％计为C：0.15～0.30％、Si：0.02～1.00％、Mn：0.20～0.80％、P：0.020％以下、S：0.028％以下、Cr：0.80～1.50％、Mo：0.08～0.40％、V：0.10～0.40％、Al：0.005～0.060％、N：0.0150％以下、O：0.0030％以下、Cu：0～0.50％、Ni：0～1.00％、Nb：0～0.100％和余量：Fe和杂质，且满足式(1)和式(2)，则制造钢活塞时的切削性优异，并且使用钢活塞时能够抑制高温区域下的强度下降。

0.42≤Mo+3V≤1.50 (1)

V/Mo≥0.50 (2)

在此，在式(1)和式(2)中的各元素符号处代入对应元素的含量(质量％)。以下，对这一点进行详细描述。

钢活塞例如通过以下工序制造。首先，对钢活塞用钢材实施热锻，制造中间品(上构件、下构件)。对中间品实施调质处理(淬火和回火)。将调质处理后的上构件和下构件通过摩擦接合或激光接合来接合，从而制造接合品。对接合品实施切削等机械加工，从而制造最终产品即钢活塞。或者，将通过热锻制造的上构件和下构件摩擦接合或激光接合从而制造接合品。对接合品实施调质处理(淬火和回火)。对调质处理后的接合品实施切削等机械加工，从而制造最终产品即钢活塞。简而言之，钢活塞的制造模式例如有如下2种。

模式1：热锻→调质处理→接合→机械加工

模式2：热锻→接合→调质处理→机械加工

本实施方式的钢活塞用钢材中，为了提高切削性，将C含量的上限控制为0.30％。并且，在上述制造工序的调质处理工序中的回火中，在与发动机工作期间的钢活塞的表面温度相同程度的温度(400～600℃)下实施回火。由此可以降低回火后的中间品的表面硬度。因此，在满足后述的粗大Mn硫化物的个数条件的前提下，可以获得高切削性。

另外，本实施方式的钢活塞用钢材中，作为使用钢活塞时的时效析出元素，含有0.08～0.40％的Mo和0.10～0.40％的V。通过复合含有这些时效析出元素，在使用期间的钢活塞的温度区域(500～600℃)下，在钢活塞内时效析出含有Mo和/或V的微细碳化物。通过复合含有Mo和V引起的时效析出，确保发动机工作期间的钢活塞的高温强度。在这种情况下，可以抑制由于热疲劳而导致的钢活塞的寿命下降。

为了获得该效果，钢活塞用钢材的Mo含量和V含量满足如下式(1)和式(2)。

0.42≤Mo+3V≤1.50 (1)

V/Mo≥0.50 (2)

在此，在式(1)和式(2)中的各元素符号处代入对应元素的含量(质量％)。以下，对这一点进行详细描述。

定义F1＝Mo+3V。F1是表示通过Mo和V的时效析出来增强高温强度的能力的指标。如果F1小于0.42，则含有Mo和/或V的碳化物(Mo碳化物、V碳化物以及含有Mo和V的复合碳化物)不能充分地时效析出，无法得到钢材所期望的高温强度。另一方面，如果F1超过1.50，则其效果饱和，并且钢材的韧性下降。如果F1满足式(1)，则在满足式(2)的前提下，含有Mo和/或V的碳化物会充分析出，从而钢材的高温强度提高。其结果，高温下的疲劳强度也提高。此外，钢材的韧性也提高。

定义F2＝V/Mo。以满足式(1)的方式复合含有Mo和V并且F2满足式(2)时，与钢材含有Mo但不含V的情况、钢材不含Mo但含有V的情况相比，在400～600℃的温度区域下，更多的含有Mo和/或V的微细碳化物充分析出。其结果，钢材的高温强度进一步提高。其原因尚不清楚，但认为原因如下。

钢材中单独含有Mo时，Mo在500℃左右的温度区域下形成碳化物从而时效析出。钢材中单独含有V时，V在比Mo高的600℃左右的温度区域下形成碳化物从而时效析出。

另一方面，钢材中复合含有Mo和V时，在500℃左右的温度区域下Mo碳化物析出。进而，当Mo碳化物析出时，原本在600℃左右析出的V碳化物被Mo碳化物的析出诱发，在低于600℃的温度区域下以含有Mo和V的微细复合碳化物的形式析出。含有Mo和V的复合碳化物即使析出后温度上升也难以生长，保持微细状态。进而，在600℃左右的温度区域下，未以复合碳化物的形式析出的固溶状态的V以碳化物的形式微细地析出。

F2是表示Mo和V的复合碳化物的析出难易度的指标。F2小于0.50时，含有Mo和V的复合碳化物不能充分析出。因此，即使F1满足式(1)，也无法获得充分的高温强度。如果F1满足式(1)，并且F2满足式(2)，则可以抑制在400～600℃的高温区域下的强度下降，可以获得优异的高温强度和高温疲劳强度。

图1是针对本实施方式的钢活塞用钢材示出能够抑制钢活塞使用时的强度下降的图。图1中的“◆”标记是满足式(1)和式(2)的上述化学组成的本实施方式的钢活塞用钢材的试验结果。“□”标记是以往的钢活塞用钢材的代表例(对应于ISO标准的42CrMo4，以下称为比较例钢材)。图1的纵轴表示将比较例钢材在20℃的大气中的屈服强度YP作为基准值时，各加工温度下的屈服强度的差额值。需要说明的是，本实施方式的钢活塞用钢材也满足后述的夹杂物限定。通过以下试验获得图1。

假定作为钢活塞的使用状态，对具有上述化学组成的本实施方式的钢活塞用钢材和比较例钢材在920℃下实施淬火后，在600℃(钢活塞的假定使用温度)下实施回火。在大气中、20℃～600℃的温度区域下对回火后的各钢材实施基于JIS Z2241(2011)的拉伸试验，从而得到各温度下的屈服强度。基于获得的屈服强度制作图1。

参见图1，本实施方式的钢活塞用钢材(标记“◆”)的屈服强度随着温度上升的下降量小于比较例钢材(标记“□”)的屈服强度随着温度上升的下降量。更具体而言，从20℃下的本实施方式的钢活塞用钢材的屈服强度减去20℃下的比较例钢材的屈服强度而得到差额值YS20，与其相比，500℃下的差额值YS500变大，600℃下的差额值YS600进一步变大。这表明，本实施方式的钢活塞用钢材的屈服强度随着温度上升的下降量小于比较例钢材的屈服强度随着温度上升的下降量。这表明，本实施方式的钢活塞用钢材中，在作为钢活塞使用时，通过微细的时效析出物析出，能够抑制屈服强度随着温度上升而下降。

[通过控制夹杂物而带来的切削性和包含HAZ区域的钢材的高温疲劳强度]

本发明人还发现，对于本实施方式的钢活塞用钢材而言，如果钢中的夹杂物满足以下(A)～(C)的全部限定，则能够确保(1)制造钢活塞时的切削性，(2)使用钢活塞时的高温疲劳强度，(3)使用钢活塞时的HAZ区域的高温疲劳强度。

(A)含有10.0质量％以上的Mn且含有10.0质量％以上的S的Mn硫化物为100.0个/mm

(B)Mn硫化物中圆当量直径为3.0μm以上的粗大Mn硫化物为1.0～10.0个/mm

(C)含有10.0质量％以上的氧的氧化物为15.0个/mm

以下，对这一点进行详细描述。

对于具有本实施方式的化学组成的钢材，在钢中存在Mn硫化物和氧化物。在此，在本说明书中，对Mn硫化物和氧化物进行如下定义。

Mn硫化物：含有10.0质量％以上的Mn和10.0质量％以上的S的夹杂物

氧化物：以质量％计，含有10.0质量％以上的O的夹杂物

需要说明的是，对于含有10.0质量％以上的Mn、10.0质量％以上的S以及10.0质量％以上的O(氧)的夹杂物，在本说明书中视为“氧化物”。即，在本说明书中，Mn硫化物是指含有10.0质量％以上的Mn和10.0质量％以上的S、且O含量小于10.0％的夹杂物。

本实施方式中，如上述(A)和(C)所示，尽可能减少占据在钢材中的夹杂物的大部分的Mn硫化物和氧化物的个数。如上所述，钢活塞有时通过摩擦接合或激光接合来成型。在这种情况下，在钢活塞内部存在HAZ。HAZ与其它区域相比高温区域下的疲劳强度(高温疲劳强度)有可能变低。为了确保HAZ的高温疲劳强度，尽可能减少作为夹杂物的Mn硫化物和氧化物的个数。

另一方面，钢活塞用钢材也需要切削性。Mn硫化物会提高钢材的切削性。但是，如果不是一定程度大小的Mn硫化物，则不会有助于切削性。因此，在本实施方式中，在满足(A)和(C)的前提下，如上述(B)所示，将圆当量直径为3.0μm以上的粗大Mn硫化物的个数设为1.0～10.0个/mm

基于以上见解完成的本实施方式的钢活塞用钢材具有如下构成。

[1]的钢活塞用钢材具有如下化学组成：

以质量％计为

C：0.15～0.30％、

Si：0.02～1.00％、

Mn：0.20～0.80％、

P：0.020％以下、

S：0.028％以下、

Cr：0.80～1.50％、

Mo：0.08～0.40％、

V：0.10～0.40％、

Al：0.005～0.060％、

N：0.0150％以下、

O：0.0030％以下、

Cu：0～0.50％、

Ni：0～1.00％、

Nb：0～0.100％、和

余量：Fe和杂质，

且满足式(1)和式(2)，

在前述钢活塞用钢材的与轴向平行的截面中，

含有10.0质量％以上的Mn且含有10.0质量％以上的S的Mn硫化物为100.0个/mm

前述Mn硫化物中圆当量直径为3.0μm以上的粗大Mn硫化物为1.0～10.0个/mm

含有10.0质量％以上的氧的氧化物为15.0个/mm

0.42≤Mo+3V≤1.50 (1)

V/Mo≥0.50 (2)

此处，在式(1)和式(2)中的各元素符号处代入对应元素的含量(质量％)。

[2]的钢活塞用钢材是根据[1]所述的钢活塞用钢材，其中，

前述化学组成含有选自由

Cu：0.01～0.50％、

Ni：0.01～1.00％、和

Nb：0.010～0.100％

组成的组中的1种元素或2种以上元素。

以下，针对本实施方式的钢活塞用钢材进行详细描述。与元素相关的“％”只要没有特别记载就是指质量％。

[化学组成]

本实施方式的钢活塞用钢材的化学组成含有如下元素。

C：0.15～0.30％

碳(C)提高钢材的强度。如果C含量小于0.15％，则即使其它元素含量在本实施方式的范围内，也不能充分获得该效果。另一方面，如果C含量超过0.30％，则即使其它元素含量在本实施方式的范围内，在制造钢活塞时，钢材的切削性也会下降，进而钢材的韧性下降。因此，C含量为0.15～0.30％。C含量的优选下限为0.16％，更优选为0.17％，进一步优选为0.18％，再进一步优选为0.19％。C含量的优选上限为0.29％，更优选为0.28％，进一步优选为0.27％，再进一步优选为0.26％，再进一步优选为0.25％。

Si：0.02～1.00％

硅(Si)使钢脱氧。Si还会提高铁素体的强度。如果Si含量小于0.02％，则即使其它元素含量在本实施方式的范围内，也不能充分获得这些效果。另一方面，如果Si含量超过1.00％，则即使其它元素含量在本实施方式的范围内，在制造钢活塞时，钢材的切削性也会下降。因此，Si含量为0.02～1.00％。Si含量的优选下限为0.03％，更优选为0.04％，进一步优选为0.10％，进一步优选为0.20％，进一步优选为0.25％。Si含量的优选上限为0.90％，更优选为0.85％，进一步优选为0.80％，再进一步优选为0.78％。

Mn：0.20～0.80％

锰(Mn)提高钢材的淬火性，并且通过固溶强化提高钢材的强度。如果Mn含量小于0.20％，则即使其它元素含量在本实施方式的范围内，也不能充分获得这些效果。另一方面，如果Mn含量超过0.80％，则即使其它元素的含量在本实施方式的范围内，钢材的切削性也会下降。因此，Mn含量为0.20～0.80％。Mn含量的优选下限为0.21％，更优选为0.22％，进一步优选为0.25％，进一步优选为0.30％，进一步优选为0.35％。Mn含量的优选上限为0.79％，更优选为0.78％，进一步优选为0.77％，进一步优选为0.76％，进一步优选为0.75％。

P：0.020％以下

磷(P)是不可避免含有的杂质。即，P含量大于0％。如果P含量超过0.020％，则即使其它元素含量在本实施方式的范围内，P也会在晶界处偏析从而降低钢材的强度。因此，P含量为0.020％以下。P含量的优选上限为0.019％，更优选为0.018％，进一步优选为0.017％，进一步优选为0.015％。P含量越低越好。但是，过度降低P含量会耗费制造成本。因此，考虑工业生产的情况下，P含量的优选下限为0.001％，更优选为0.002％。

S：0.028％以下

不可避免地含有硫(S)。即，S含量大于0％。S与Mn结合形成Mn硫化物，从而提高钢材的切削性。如果含有少量S，则可以在一定程度上获得该效果。另一方面，如果S含量超过0.028％，则即使其它元素含量在本实施方式的范围内，也会生成粗大的Mn硫化物或过量生成Mn硫化物。在这种情况下，高温强度和高温疲劳强度下降。因此，S含量为0.028％以下。为了更有效地获得上述效果，S含量的下限为0.001％，更优选为0.003％，进一步优选为0.005％，进一步优选为0.009％。S含量的优选上限为0.025％，更优选为0.023％，进一步优选为0.020％，进一步优选为0.019％，进一步优选为0.018％，进一步优选为0.015％。

Cr：0.80～1.50％

铬(Cr)会提高钢材的强度。如果Cr含量小于0.80％，则即使其它元素含量在本实施方式的范围内，也不能充分获得该效果。另一方面，如果Cr含量超过1.50％，则即使其它元素含量在本实施方式的范围内，也会生成Cr碳化物，从而高温下的疲劳强度降低。如果Cr含量超过1.50％，还会导致钢材的切削性下降。因此，Cr含量为0.80～1.50％。Cr含量的优选下限为0.82％，更优选为0.84％，进一步优选为0.90％，进一步优选为0.95％。Cr含量的优选上限为1.45％，更优选为1.42％，进一步优选为1.40％，进一步优选为1.38％，进一步优选为1.36％。

Mo：0.08～0.40％

钼(Mo)在钢活塞的使用温度区域(500～600℃)下与后述的V一起时效析出，生成析出物。由此，能够较高地维持发动机工作状态下的钢活塞的高温强度和高温疲劳强度。如果Mo含量小于0.08％，则即使其它元素含量在本实施方式的范围内，也不能充分获得该效果。另一方面，如果Mo含量超过0.40％，则即使其它元素含量在本实施方式的范围内，钢材的强度也会变得过高，韧性下降。因此，Mo含量为0.08～0.40％。Mo含量的优选下限为0.09％，更优选为0.10％，进一步优选为0.11％，进一步优选为0.12％，进一步优选为0.13％。Mo含量的优选上限为0.39％，更优选为0.38％，进一步优选为0.36％，进一步优选为0.34％，进一步优选为0.32％。

V：0.10～0.40％

钒(V)在钢活塞的使用温度区域(500～600℃)下与上述Mo一起时效析出，生成析出物。由此，能够较高地维持发动机工作状态下的钢活塞的高温强度和疲劳强度。如果V含量小于0.10％，则即使其它元素含量在本实施方式的范围内，也不能充分获得该效果。另一方面，如果V含量超过0.40％，则即使其它元素含量在本实施方式的范围内，钢材的强度也会变得过高，韧性下降。因此，V含量为0.10～0.40％。V含量的优选下限为0.11％，更优选为0.12％，进一步优选为0.13％，进一步优选为0.14％。V含量的优选上限为0.39％，更优选为0.38％，进一步优选为0.37％，进一步优选为0.36％，进一步优选为0.35％。

Al：0.005～0.060％

铝(Al)使钢脱氧。如果Al含量小于0.005％，则即使其它元素含量在本实施方式的范围内，也无法获得该效果。另一方面，如果Al含量超过0.060％，则即使其它元素含量在本实施方式的范围内，也会过量生成氧化物(夹杂物)，从而包含HAZ的钢活塞的高温强度和高温疲劳强度下降。因此，Al含量为0.005～0.060％。Al含量的优选下限为0.007％，更优选为0.008％，进一步优选为0.010％，进一步优选为0.012％，进一步优选为0.014％。Al含量的优选上限为0.058％，更优选为0.056％，进一步优选为0.052％，进一步优选为0.050％，进一步优选为0.048％，进一步优选0.045％。

N：0.0150％以下

氮(N)是不可避免含有的杂质。即，N含量大于0％。如果N含量超过0.0150％，则即使其它元素含量在本实施方式的范围内，钢材的热加工性也会下降。因此，N含量为0.0150％以下。N含量的优选上限为0.0140％，更优选为0.0130％，进一步优选为0.0125％，进一步优选为0.0120％。N含量优选尽可能低。但是，过度降低N含量会耗费制造成本。因此，考虑工业生产的情况下，N含量的优选下限为0.0010％，更优选为0.0015％。

O：0.0030％以下

氧(O)是不可避免含有的杂质。即，O含量大于0％。如果O含量超过0.0030％，则即使其它元素含量在本实施方式的范围内，也会过量生成氧化物，从而包含HAZ区域的钢活塞的高温强度和疲劳强度下降。因此，O含量为0.0030％以下。O含量的优选上限为0.0028％，更优选为0.0026％，进一步优选为0.0022％，进一步优选为0.0020％，进一步优选为0.0018％。O含量优选尽可能低。但是，过度降低O含量会耗费制造成本。因此，考虑到工业生产的情况下，O含量的优选下限为0.0005％，更优选为0.0010％。

余量：Fe和杂质

本实施方式的钢活塞用钢材的化学组成的余量为Fe和杂质。在此，杂质是在工业上制造钢活塞用钢材时，从作为原料的矿石、废料或制造环境等中混入的物质，不是特意包含在钢中的成分。

作为杂质，可列举出上述杂质以外的所有元素。杂质可以仅为1种，也可以为2种以上。除上述杂质以外的其它杂质例如为Ca、B、Sb、Sn、W、Co、As、Pb、Bi、H等。这些杂质元素例如可以为以下含量。

Ca：0～0.0005％、B：0～0.0005％、Sb：0～0.0005％、Sn：0～0.0005％、W：0～0.0005％、Co：0～0.0005％、As：0～0.0005％、Pb：0～0.0005％、Bi：0～0.0005％、H：0～0.0005％。

[关于任意元素]

上述钢活塞用钢材还可以含有选自由Cu：0～0.50％、Ni：0～1.00％和Nb：0～0.100％组成的组中的1种元素或2种以上元素来代替Fe的一部分。

Cu：0～0.50％

铜(Cu)是任意元素，可以不含有。即，Cu含量可以为0％。含有Cu的情况下，Cu提高钢材的淬火性，并且提高钢材的强度。如果Cu含量大于0％，则可以在一定程度上获得这些效果。另一方面，如果Cu含量超过0.50％，则即使其它元素含量在本实施方式的范围内，钢材的热加工性也会下降。因此，Cu含量为0～0.50％。为了更有效地提高上述效果，Cu含量的优选下限为0.01％，更优选为0.02％，进一步优选为0.04％，进一步优选为0.05％。Cu含量的优选上限为0.48％，更优选为0.46％，进一步优选为0.44％，进一步优选为0.40％。

Ni：0～1.00％

镍(Ni)是任意元素，可以不含有。即，Ni含量可以为0％。含有Ni的情况下，Ni提高钢材的淬火性，并且提高钢材的强度。如果Ni含量大于0％，则可以在一定程度上获得这些效果。另一方面，如果Ni含量超过0.100％，则即使其它元素含量在本实施方式的范围内，其效果也饱和，并且原料成本变高。因此，Ni含量为0～1.00％。为了更有效地获得上述效果，Ni含量的优选下限为0.01％，更优选为0.02％，进一步优选为0.04％，进一步优选为0.05％。Ni含量的优选上限为0.98％，更优选为0.90％，进一步优选为0.85％，进一步优选为0.80％，进一步优选为0.70％，进一步优选为0.60％。

Nb：0～0.100％

铌(Nb)是任意元素，可以不含有。即，Nb含量可以为0％。含有Nb的情况下，Nb在钢材中生成碳化物、氮化物或碳氮化物(以下称为碳氮化物等)从而提高钢材的强度。如果Nb含量大于0％，则可以在一定程度上获得这些效果。另一方面，如果Nb含量超过0.100％，则即使其它元素含量在本实施方式的范围内，钢材的强度也会变得过高，制造钢活塞时的钢材的切削性下降。因此，Nb含量为0～0.100％。为了更有效地获得上述效果，Nb含量的优选下限为0.010％，更优选为0.015％，进一步优选为0.020％。Nb含量的优选上限为0.095％，更优选为0.090％，进一步优选为0.085％，进一步优选为0.080％，进一步优选为0.070％。

[关于式(1)和式(2)]

本实施方式的钢活塞用钢材的化学组成还满足式(1)和式(2)。

0.42≤Mo+3V≤1.50 (1)

V/Mo≥0.50 (2)

此处，在式(1)和式(2)中的各元素符号处代入对应元素的含量(质量％)。

[关于式(1)]

定义F1＝Mo+3V。F1是表示通过Mo和V的时效沉淀来增强高温强度的能力的指标。

如果F1小于0.42，则含有Mo和/或V的碳化物(Mo碳化物、V碳化物以及含有Mo和V的复合碳化物)不能充分地时效析出。因此，无法获得所期望的钢材的高温强度。另一方面，如果F1超过1.50，则其效果饱和，并且钢材的韧性下降。如果F1为0.42～1.50，即如果F1满足式(1)，则在满足式(2)的前提下，含有Mo和/或V的碳化物会充分析出，从而钢材的高温强度和高温疲劳强度提高，韧性也提高。F1的优选下限为0.45，更优选为0.47，进一步优选为0.50，进一步优选为0.55，进一步优选为0.60，进一步优选为0.62。F1的优选上限为1.48，更优选为1.46，进一步优选为1.42，进一步优选为1.40，进一步优选为1.36，进一步优选为1.34，进一步优选为1.30。

[关于式(2)]

如上所述，本实施方式的钢活塞用钢材在500～600℃的温度区域下，使含有Mo和V的微细复合碳化物大量时效析出。由此，与钢材含有Mo但不含V的情况或钢材含有V而不含Mo的情况相比，本实施方式的钢活塞用钢材能够析出更多的微细时效析出物。其结果，钢材的高温强度和高温疲劳强度提高。

定义F2＝V/Mo。F2是表示Mo和V的复合碳化物的析出难易度的指标。F2小于0.50时，含有Mo和V的复合碳化物不能充分析出。因此，即使F1满足式(1)，也无法获得充分的高温强度。如果F1满足式(1)，并且F2满足式(2)，则可以抑制在500～600℃的高温区域下的强度下降，并且可以获得优异的高温强度和高温疲劳强度。F2的优选下限为0.52，更优选为0.55，进一步优选为0.57，进一步优选为0.60，进一步优选为0.65，进一步优选为0.70。

[关于钢活塞用钢材中的夹杂物(Mn硫化物和氧化物)]

进而，本实施方式的钢活塞用钢材中，在与钢活塞用钢材的轴向(长度方向)平行的截面中，钢材中的Mn硫化物和氧化物满足如下条件。

(A)含有10.0质量％以上的Mn且含有10.0质量％以上的S的Mn硫化物为100.0个/mm

(B)Mn硫化物中圆当量直径为3.0μm以上的粗大Mn硫化物为1.0～10.0个/mm

(C)含有10.0质量％以上的氧的氧化物为15.0个/mm

在此，在本说明书中，对Mn硫化物和氧化物进行如下定义。

Mn硫化物：含有10.0质量％以上的S和10.0质量％以上的Mn的夹杂物

氧化物：含有10.0质量％以上的O(氧)的夹杂物

需要说明的是，对于含有10.0质量％以上的Mn、10.0质量％以上的S以及10.0质量％以上的O的夹杂物，在本说明书中视为“氧化物”。即，在本说明书中，Mn硫化物是指含有10.0质量％以上的Mn和10.0质量％以上的S、且O含量小于10.0％的夹杂物。

[关于Mn硫化物和氧化物的个数(上述(A)和(C))]

本实施方式中，如上述(A)所述，Mn硫化物为100.0个/mm

本实施方式的钢活塞用钢材中，如上述(A)和(C)所示，尽可能减少占据钢材中的夹杂物的大部分的Mn硫化物和氧化物的个数。如上所述，钢活塞有时通过摩擦接合或激光接合来成型。在这种情况下，在钢活塞内部存在HAZ。HAZ与其它区域相比高温疲劳强度有可能变低。为了确保HAZ的高温疲劳强度，尽可能减少作为夹杂物的Mn硫化物和氧化物的个数。

[关于粗大硫化物个数(上述(B))]

另外，本实施方式中，如上述(B)所述，Mn硫化物中圆当量直径为3.0μm以上的粗大Mn硫化物为1.0～10.0个/mm

如上所述，为了确保钢活塞通过摩擦接合或激光接合来成型时的HAZ的高温疲劳强度，尽可能减少夹杂物。但是，钢活塞用钢材也需要切削性。Mn硫化物会提高钢材的切削性，但是，如果不是一定程度大小的Mn硫化物，则无助于切削性。因此，在本实施方式中，在满足(A)和(C)的前提下，如上述(B)所示，将圆当量直径为3.0μm以上的粗大Mn硫化物的个数设为1.0～10.0个/mm

Mn硫化物的个数优选为90.0个/mm

粗大Mn硫化物(圆当量直径为3.0μm以上的Mn硫化物)的个数的优选下限为1.5个/mm

氧化物的个数优选为13.0个/mm

[Mn硫化物和氧化物的测定方法]

钢中的Mn硫化物的个数(个/mm

从钢活塞用钢材采取样本。在钢活塞用钢材为棒钢的情况下，如图2所示，从棒钢的中心轴线C1沿径向的R/2位置(R是棒钢的半径)处采取样本。样品的尺寸没有特别限定。例如，样本观察面的尺寸为L1×L2，将L1设为10mm，将L2设为5mm。另外，将与观察面垂直的方向即样本厚度L3设为5mm。观察面的法线N垂直于中心轴线C1，R/2位置对应于观察面的中央位置。

对采取的样本的观察面，使用扫描型电子显微镜(SEM)以1000倍的倍率随机观察20个视场(每个视场的评价面积为100μm×100μm)。

确定各视场中的夹杂物。对所确定的各夹杂物，使用能量色散型X射线光谱法(EDX)实施点分析从而确定Mn硫化物和氧化物。具体而言，在所确定的夹杂物的元素分析结果中，Mn含量为10.0质量％以上且S含量为10.0质量％以上时，将该夹杂物定义为Mn硫化物。此外，在所确定的夹杂物的元素分析结果中，O含量为10.0质量％以上时，将该夹杂物定义为氧化物。需要说明的是，将含有10.0质量％以上的Mn、10.0质量％以上的S以及10.0质量％以上的O的夹杂物定义为氧化物。

将作为上述确定对象的夹杂物设为圆当量直径为0.5μm以上的夹杂物。在此，圆当量直径是指将各夹杂物的面积换算成具有相同面积的圆时的圆的直径。

如果夹杂物的圆当量直径为EDX的光束直径的2倍，则元素分析的精度提高。在本实施方式中，将用于确定夹杂物的EDX的光束直径设为0.2μm。在这种情况下，圆当量直径小于0.5μm的夹杂物无法提高EDX中元素分析的精度。而且圆当量直径小于0.5μm的夹杂物对强度的影响极小。因此，在本实施方式中，以圆当量直径为0.5μm以上的Mn硫化物和氧化物为确定对象。需要说明的是，对于夹杂物的圆当量直径的上限没有特别限定，例如为100μm。

根据20个视场中所确定的Mn硫化物的总个数和20个视场的总面积，求出Mn硫化物的每单位面积的个数(个/mm

[制造方法]

对本实施方式的钢活塞用钢材的制造方法的一例进行说明。在本实施方式中，作为钢活塞用钢材的一例，对棒钢的制造方法进行说明。但是，本实施方式的钢活塞用钢材不限于棒钢。本实施方式的钢活塞用钢材例如可以是钢管。

制造方法的一例包括：精炼钢水并铸造从而制造坯料(铸坯或钢锭)的制钢工序；以及，对坯料进行热加工从而制造钢活塞用钢材的热加工工序。以下，对各工序进行说明。

[制钢工序]

制钢工序包括精炼工序和铸造工序。

[精炼工序]

在精炼工序中，首先，将通过公知的方法制造的铁水在转炉中实施精炼(一次精炼)。对从转炉中出钢的钢水实施二次精炼。在二次精炼中，添加用于调整成分的合金元素来制造满足上述化学组成的钢水。

具体而言，对从转炉中出钢的钢水添加Al从而实施脱氧处理。脱氧处理后，实施除渣处理。除渣处理后，实施二次精炼。在二次精炼中，实施复合精炼。首先，实施使用LF(钢包炉、Ladle Furnace)的二次精炼。进而，实施RH(Ruhrstahl-Hausen)真空脱气处理。之后，进行钢水的最终成分调整。

在此，将LF中的炉渣的碱度(＝炉渣中的CaO/炉渣中的SiO

炉渣碱度：2.5～4.5

在本实施方式中，为了满足上述(A)～(C)的夹杂物规定，将LF中的炉渣的碱度调整为2.5～4.5。炉渣碱度为2.5～4.5时，炉渣中的Ca固溶于钢水中从而形成Mn硫化物和氧化物。通过固溶于钢水中的这些少量的Ca，抑制了Mn硫化物和氧化物的粗大化，并且还抑制了这些夹杂物(Mn硫化物和氧化物)的个数。此外，粗大Mn硫化物的个数也满足上述(B)。

当LF中的炉渣碱度小于2.5时，Mn硫化物超过100.0个/mm

另一方面，LF中的炉渣碱度超过4.5时，粗大Mn硫化物的生成被抑制，因此粗大Mn硫化物的个数小于1.0个/mm

LF中的炉渣碱度的优选下限为2.6，更优选为2.7。LF中的炉渣碱度的优选上限为4.4，更优选为4.3。

需要说明的是，LF中的钢水温度例如为1500～1600℃。实施上述二次精炼后，通过公知的方法调整钢水的成分。

[铸造工序]

在铸造工序中，使用通过上述精炼工序制造的钢水来制造坯料(铸坯或钢锭)。具体而言，使用钢水通过连铸法制造铸坯。或者，也可以使用钢水通过铸锭法制造钢锭。

[热加工工序]

在热加工工序中，对所制造的坯料进行热加工从而制造钢活塞用钢材。在热加工工序中通常实施1次或多次热加工。实施多次热加工时，最初的热加工(粗加工工序)例如为初轧或热锻。下一次热加工(精加工工序)例如为使用连轧机的精轧。在连轧机中，具有一对水平辊的水平机架和具有一对垂直辊的垂直机架交替排列成一列。

热加工工序包括粗加工工序和精加工工序时，将粗加工工序中的坯料的加热温度设为1000～1300℃。另外，在精加工工序中使用连轧机时，将压下坯料的最终机架的出口侧的坯料的温度定义为精轧温度。这种情况下，将精轧温度设为850～1100℃。将精加工工序后的钢材冷却至室温。对于冷却方法没有特别限制。冷却方法例如为放冷。

需要说明的是，本实施方式的钢活塞用钢材的显微组织没有特别限定。在后述的钢活塞的制造方法中，本实施方式的钢活塞用钢材在热锻前被加热至A

通过以上的工序，能够制造本实施方式的钢活塞用钢材。

[钢活塞的制造方法]

针对使用上述的本实施方式的钢活塞用钢材的钢活塞的制造方法的一例进行说明。

本实施方式的钢活塞的制造方法例如有如下2种模式。

模式1：热锻工序→调质处理工序→接合工序→机械加工工序

模式2：热锻工序→接合工序→调质处理工序→机械加工工序

在模式1中，如下制造钢活塞。首先，对钢活塞用钢材实施热锻，从而制造作为中间品的上构件和下构件(热锻工序)。热锻时的钢活塞用钢材的加热温度为1100～1250℃。此处，加热温度是指加热炉的炉温。

对所制造的上构件和下构件实施公知的调质处理(淬火和回火)(调质处理工序)。淬火处理以公知的淬火温度(A

在模式2中，如下制造钢活塞。对钢活塞用钢材实施热锻，从而制造作为中间品的上构件和下构件(热锻工序)。热锻工序的条件与模式1相同。对上构件和下构件实施公知的摩擦接合或激光接合，从而制造将上构件与下构件接合而得的接合品(接合工序)。对接合品实施公知的调质处理(淬火和回火)(调质处理工序)。淬火处理和回火处理的条件与模式1相同。对调质处理后的接合品实施切削等机械加工(机械加工工序)，从而制造最终制品即钢活塞。

实施例

制造具有表1的化学组成的钢水。

[表1]

表1中的“-”表示对应元素含量低于检测极限。此外，在“F1”栏中记载了F1值，在“F2”栏中记载了F2值。对各试验编号的化学组成的钢水通过公知的方法实施转炉中的一次精炼。进而，对从转炉中出钢的钢水添加Al从而实施公知的脱氧处理。进一步，脱氧处理后，实施公知的除渣处理。除渣处理后，实施二次精炼。首先，使用LF实施二次精炼。之后，实施公知的RH真空脱气处理。RH处理后，进行钢水的最终成分调整。各试验编号的钢水中，将LF中的炉渣的碱度如表2所示设定。需要说明的是，LF中的钢水温度为1500～1600℃。

[表2]

表2

使用二次精炼后的钢水，通过连铸法制造铸坯。对所制造的铸坯实施初轧来制造条形坯。各试验编号的铸坯的初轧前的加热温度为1000～1200℃。进一步，对初轧后的条形坯实施使用连轧机的精轧。各试验编号的精轧温度为850～1100℃。将精轧后的钢材进行放冷。通过以上工序，制造直径为40mm的棒钢、即钢活塞用钢材。

[评价试验]

使用所制造的各试验编号的钢活塞用钢材(棒钢)，实施如下的评价试验。

[Mn硫化物和氧化物的测定试验]

通过如下方法测定各试验编号的棒钢中的Mn硫化物的个数(个/mm

从各试验编号的钢活塞用钢材(棒钢)中采取样本。如图2所示，从棒钢的中心轴线C1沿径向的R/2位置(R为棒钢的半径)处采取样本。样本观察面的尺寸为L1×L2，将L1设为10mm，将L2设为5mm。另外，将与观察面垂直的方向即样本厚度L3设为5mm。观察面的法线N垂直于中心轴线C1，R/2位置对应于观察面的中央位置。

在采取的样本的观察面上，使用SEM以1000倍的倍率随机观察20个视场(每个视场的评价面积100μm×100μm)。在各视场中确定夹杂物。对所确定的各夹杂物，使用能量色散型X射线光谱法(EDX)实施点分析从而确定Mn硫化物和氧化物。具体而言，在所确定的夹杂物的元素分析结果中，Mn含量为10.0质量％以上且S含量为10.0质量％以上时，将该夹杂物定义为Mn硫化物。此外，在所确定的夹杂物的元素分析结果中，O含量为10.0质量％以上时，将该夹杂物定义为氧化物。需要说明的是，将含有10.0质量％以上的Mn、10.0质量％以上的S以及10.0质量％以上的O的夹杂物定义为氧化物。

将作为确定对象的夹杂物设为圆当量直径为0.5μm以上的夹杂物。另外，将用于确定夹杂物的EDX的光束直径设为0.2μm。根据在20个视场中确定的Mn硫化物的总个数和20个视场的总面积来求出Mn硫化物的每单位面积的个数(个/mm

[切削性试验]

通过如下方法对各试验编号的钢活塞用钢材实施切削试验，评价钢材的切削性。

首先，对各试验编号的钢材实施模拟钢活塞的制造工序，从而制作切削试验片。具体而言，将各试验编号的直径40mm的钢活塞用钢材(棒钢)在1200℃的加热温度下加热30分钟。对加热后的棒钢实施热锻，从而制造直径30mm的圆棒。对于热锻中的最终温度，所有试验编号中均为950℃以上。

对所制造的圆棒实施调质处理。具体而言，将圆棒在950℃的加热温度下加热1小时，然后浸渍于油温80℃的油槽以实施淬火处理。对淬火处理后的圆棒实施回火处理。在回火处理中，将淬火处理后的圆棒在600℃的加热温度下保持1小时，然后在大气中放冷。

对上述调质处理(淬火处理及回火处理)后的圆棒实施机械加工，从而制备直径20mm、长度40mm的切削试验片。切削试验片的中心轴与调质处理后的圆棒的中心轴基本一致。

使用制备的切削试验片，在如下条件下实施切削试验。对于刀具，使用母材材质为超硬P20级别，且未涂覆的刀具。切削条件如下。

圆周速度：200m/分钟

进给量：0.30mm/rev

进刀量：1.5mm、使用水溶性切削油

在经过10分钟的切削时间后，测定平均刀具后面磨损宽度VB(μm)来作为刀头后面的主切削刃的磨耗量。将试验编号24中的刀具的平均刀具后面磨损宽度VB作为基准值。如果各试验编号的刀具的平均刀具后面磨损宽度VB相对于基准值为100％以下，则判断为获得了优异的切削性。需要说明的是，试验编号24的钢材的材质对应于ISO标准的42CrMo4，其根据JIS Z 2244(2009)的维氏硬度Hv(试验力：9.8N)为300。

[高温疲劳强度试验]

对各试验编号的钢活塞用钢材实施高温小野式旋转弯曲疲劳试验，评价疲劳强度。具体而言，首先，对各试验编号的钢材实施模拟钢活塞的制造工序，制作高温小野式旋转弯曲疲劳试验片。

具体而言，将各试验编号的直径40mm的棒钢在1200℃的加热温度下加热30分钟。对加热后的棒钢实施热锻，从而制造直径30mm的圆棒。对于热锻中的最终温度，所有试验编号中均为950℃以上。

对热锻后的圆棒实施调质处理。具体而言，将圆棒在950℃的加热温度下加热1小时，然后浸渍于油温80℃的油槽中实施淬火处理。对淬火处理后的圆棒实施回火处理。在回火处理中，将淬火处理后的圆棒在600℃的加热温度下保持1小时，然后在大气中放冷。

从相对于调质处理后的圆棒的轴向(长度方向)垂直的截面的中央部制备高温小野型旋转弯曲疲劳试验片。高温小野型旋转弯曲疲劳试验片的中心轴与调质处理后的圆棒的中心轴大致一致。另外，高温小野型旋转弯曲疲劳试验片的平行部的直径为8mm，平行部的长度为15.0mm。

使用所制备的高温小野型旋转弯曲疲劳试验片，通过如下条件实施高温小野型旋转弯曲疲劳试验。将评价温度设为500℃。将试验片安装在加热炉中的试验机上之后，一边以2500rpm使其旋转，一边开始升温加热炉。加热炉的炉温度计读数达到500℃后，将试验片在500℃下均热30分钟。均热后，施加载荷并开始疲劳试验。将应力比设为-1，将最大重复次数设为1×10

[接合部高温疲劳强度试验]

在各试验编号中，通过如下方法评价摩擦接合而成的圆棒接合部的高温疲劳强度。

首先，对各试验编号的钢材实施模拟钢活塞的制造工序，从而制备接合圆棒试验片。具体而言，将各试验编号的直径40mm的棒钢在1200℃的加热温度下加热30分钟。对加热后的棒钢实施热锻，从而制造直径30mm的圆棒。对于热锻中的最终温度，所有试验编号中均为950℃以上。

对热锻后的圆棒实施调质处理。具体而言，将圆棒在950℃的加热温度下加热1小时，然后浸渍于油温80℃的油槽以实施淬火处理。对淬火处理后的圆棒实施回火处理。在回火处理中，将淬火处理后的圆棒在600℃的加热温度下保持1小时，然后在大气中放冷。

对调质处理后的圆棒的轴向(长度方向)实施机械加工，每个试验编号各制备2个直径20mm、长度150mm的圆棒粗试验片。所制备的2个粗试验片的中心轴与调质处理后的圆棒的中心轴基本一致。将2个圆棒粗试验片的端部彼此抵接并实施摩擦接合，从而制备接合圆棒试验片。在摩擦接合中，将摩擦压力设为100MPa，将摩擦时间设为5秒。并且，将镦锻压力(从圆棒两端向接合部的加压力)设为200MPa，将镦锻时间设为5秒。将摩擦接合时的转速设为2000rpm，将总留量设为5～12mm。通过以上工序，制作接合圆棒试验片。

从接合圆棒试验片的垂直于长度方向的截面的中央部实施机械加工(车削加工)，从而制备高温小野型旋转弯曲疲劳试验片。高温小野型旋转弯曲疲劳试验片的中心轴与接合圆棒试验片的中心轴一致。另外，高温小野型旋转弯曲疲劳试验片的平行部的直径为8mm，平行部的长度为15.0mm。高温小野式旋转弯曲疲劳试验片的平行部的轴向上的中央位置相当于接合位置。

使用所制备的高温小野型旋转弯曲疲劳试验片，通过如下条件实施高温小野型旋转弯曲疲劳试验。将评价温度设为500℃。将试验片安装在加热炉中的试验机上之后，一边以2500rpm使其旋转，一边开始升温加热炉。加热炉的炉温度计读数达到500℃后，将试验片在500℃下均热30分钟。均热后，施加载荷并开始疲劳试验。将应力比设为-1，将最大重复次数设为1×10

[韧性评价试验]

在各试验编号中，通过如下方法评价调质处理后的钢材的韧性。首先，对各试验编号的钢材实施模拟钢活塞的制造工序，制备夏比试验片。具体而言，将各试验编号的直径40mm的棒钢在1200℃的加热温度下加热30分钟。对加热后的棒钢实施热锻，从而制造直径20mm的圆棒。对于热锻中的最终温度，所有试验编号中均为950℃以上。

对热锻后的圆棒实施调质处理。具体而言，将圆棒在950℃的加热温度下加热1小时。将加热后的圆棒浸渍于油温80℃的油槽以实施淬火处理。对淬火处理后的圆棒实施回火处理。在回火处理中，将淬火处理后的圆棒在600℃的加热温度下保持1小时，然后在大气中放冷。

从调质处理后的圆棒的垂直于长度方向的截面的中央位置制备根据JIS Z 2244(2009)的夏比试验片。夏比试验片的垂直于长度方向的截面为10mm×10mm的正方形，长度为55mm。缺口为U形缺口，缺口半径为1mm，缺口深度为2mm。夏比试验片的中心轴与调质处理后的圆棒的中心轴一致。按照JIS Z 2244(2009)，在常温(20±15℃)下实施夏比冲击试验，并测定冲击值(J/cm

[试验结果]

将试验结果示于表2。

参见表2，试验编号1～9以及试验编号25的化学组成合适，F1满足式(1)，F2满足式(2)。另外，二次精炼的LF中的碱度在2.5～4.5的范围内。因此，Mn硫化物为100.0个/mm

另一方面，在试验编号10中，C含量过低。因此，在高温疲劳强度试验中，疲劳强度小于420MPa，在接合部高温疲劳强度试验中，疲劳强度小于360MPa。即，钢材的高温疲劳强度低，HAZ的高温疲劳强度也低。

试验编号11中C含量过高。因此，平均刀具后面磨损宽度VB相对于基准值超过100％，切削性低。另外，在韧性评价试验中，冲击值小于70J/cm

试验编号12中Mo含量过低。因此，在高温疲劳强度试验中，疲劳强度小于420MPa。

试验编号13中Mo含量过高。因此，在韧性评价试验中，冲击值小于70J/cm

试验编号14中V含量过低。因此，在高温疲劳强度试验中，疲劳强度小于420MPa。

试验编号15中V含量过高。因此，在韧性评价试验中，冲击值小于70J/cm

试验编号16中，F1值小于式(1)的下限。因此，在高温疲劳强度试验中，疲劳强度小于420MPa，钢材的高温疲劳强度低。由于F1值小于式(1)的下限，因此认为碳化物没有充分地时效析出。

试验编号17中，F1值超过式(1)的上限。因此，在韧性评价试验中，冲击值小于70J/cm

试验编号18和19中，F2不满足式(2)。因此，在高温疲劳强度试验中，疲劳强度小于420MPa，钢材的高温疲劳强度低。由于F2值不满足式(2)，因此认为碳化物没有充分地时效析出。

试验编号20中，二次精炼中的LF中的碱度过低。因此，Mn硫化物超过100.0个/mm

试验编号21中，二次精炼中的LF中的碱度过低。因此，Mn硫化物超过100.0个/mm

试验编号22和23中，二次精炼中的LF中的的碱度过高。因此，粗大Mn硫化物小于1.0/mm

以上对本发明的实施方式进行了说明。但是，上述实施方式仅是用于实施本发明的示例。因此，本发明不限于上述实施方式，可以在不脱离其宗旨的范围内适当改变上述实施方式来实施。