WO2014208134A1 - ファスナー用金属部品及び、それを用いるスライドファスナー、並びに、ファスナー用金属部品の製造方法 - Google Patents
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- C21D8/00—Modifying the physical properties by deformation combined with, or followed by, heat treatment
- C21D8/06—Modifying the physical properties by deformation combined with, or followed by, heat treatment during manufacturing of rods or wires
Definitions
- the present invention relates to a metal part for a fastener of a slide fastener to be attached to a garment that may be used for detection of a sewing needle or the like by a needle meter, a slide fastener using the same, and a method for manufacturing the metal part for a fastener, for example.
- the present invention proposes a technique for improving the production efficiency by improving the workability of metal parts for fasteners, while having non-magnetism that is not detected by a meter reading device.
- the slide fastener attached to clothing that uses a needle detector to detect sewing needles, broken needles, and other needles that may be mixed in during the sewing stage is erroneously detected as a dangerous object such as a needle. In order to prevent this, it is necessary to form a non-magnetic metal material that is not magnetized and hardly affected by a magnetic field.
- austenitic stainless steel represented by SUS304 is generally used for parts and the like that require corrosion resistance and nonmagnetic properties.
- Patent Document 1 discloses high corrosion resistance, high strength, nonmagnetic stainless steel.
- a stainless steel for meter-reading instruments that has a magnetic permeability of 1.005 or less, a magnetization in a magnetic field of 18 kOe of 550 memu / g or less, and a meter reading performance of ⁇ 1.2 mm iron ball or less.
- JP 2011-6776 A Japanese Patent No. 3947679
- An object of the present invention is to solve such problems of the prior art, and the object of the present invention is to have non-magnetism that does not cause malfunction of the meter reading device, and to reduce the manufacturing cost.
- An object of the present invention is to provide a metal part for a fastener capable of improving productivity while keeping the size relatively small, a slide fastener using the same, and a method for manufacturing the metal part for fastener.
- the metal part for fastener of the present invention is, by mass%, C: 0.08% or less, Si: 0.05% to 2.0%, Mn: greater than 8.0% and 25.0% or less, P: 0.06% or less, S: 0.01% or less, Ni: larger than 6.0% and 30.0% or less, Cr: 13.0% to 25.0%, Cu: 0.2% to 5.
- the Md30 represented by (a) is set to ⁇ 150 or less.
- Md30 413-462 (C + N) -9.2Si-8.1Mn-9.5Ni-13.7Cr-29Cu ...
- the element symbol in the formula (a) means the content (% by mass) of the element in the metal part for fastener.
- the iron ball value of the fastener chain and the slide fastener is ⁇ 1.5 mm or less.
- the magnetic flux density shown when the component is placed in a magnetic field of 10,000 oersted (Oe) is 0.01 T or less, particularly 0.007 T or less.
- the metal component for fasteners of this invention is what was cold-worked or cold-worked and heat-processed.
- Md30 ′ represented by the formula (b) is preferably ⁇ 150 or less.
- Md30 ' 413-462 (C + N) -9.2Si-8.1Mn-9.5Ni-13.7Cr-18.5Mo-29Cu ...
- the metal parts for fasteners described above may further contain at least one type selected from Nb, V, Ti, W, and Ta at 1.0% or less per type by mass%.
- the slide fastener according to the present invention includes a pair of element rows in which a plurality of elements are arranged side by side and a slider that is slidable and displaceable along the element rows so that the elements in the element rows can be engaged with or separated from each other.
- the fastener constituent parts at least each element in the element row is made up of any of the metal parts for fasteners described above.
- a cold working for a wire or a steel wire (for example, a round wire) having a predetermined composition
- the wire rod or the steel wire is subjected to, for example, a deformed wire having a substantially Y-shaped cross section and / or a rectangular wire having a rectangular cross section (later Forming a wire to be described), and thereafter, cold working (cutting, pressing, etc.) is performed on the processed material.
- the cross-sectional hardness of the processed material is 220 to 360 in terms of Vickers hardness HV measured in accordance with the Vickers hardness test of JIS Z2244, and the processed material measured in accordance with the tensile test of JIS Z2241. It is preferable that the elongation is 1% or more and the tensile strength is in the range of 450 MPa to 1100 MPa.
- the composition of the metal parts for fasteners is as described above, and Md30 represented by the formula (a) is set to ⁇ 150 or less, so that it has non-magnetism that is not detected by the meter reading device.
- Md30 represented by the formula (a) is set to ⁇ 150 or less, so that it has non-magnetism that is not detected by the meter reading device.
- the hardness after cold working is relatively small compared to the conventional stainless steel, especially when metal parts for fasteners are used as elements, they are not subjected to multiple heat treatments. As a result, it becomes easy to process the metal parts for fasteners, and the production efficiency can be greatly increased without increasing the production cost due to multiple heat treatments. .
- FIG. 1 It is a front view which shows the slide fastener which has the metal component for fasteners of one Embodiment of this invention. It is a perspective view which shows the formation process on the fastener tape of the element which the slide fastener of FIG. 1 has, an upper stopper, and a lower stopper. It is sectional drawing which shows the steel wire which can be used for manufacture of the metal component for fasteners. It is sectional drawing which shows the other steel wire which can be used for manufacture of the metal component for fasteners. It is sectional drawing which shows the further another steel wire which can be used for manufacture of the metal component for fasteners. It is a top view of a meter-reading device which shows the meter-reading test of an Example.
- the slide fastener 1 illustrated in FIG. 1 includes a pair of left and right element rows 2 in which a plurality of elements 2a are arranged in the vertical direction in the figure, and the respective element 2a of each of the element rows 2 attached thereto.
- the fastener tape 3 made of cloth or the like having a core portion 3a extending in the vertical direction and having a relatively thick string shape, and each element of the element row 2 forming a pair with each element row 2 inserted therethrough
- a slider 4 with a handle that can be slidably displaced along the extending direction (vertical direction in the figure) of the element row 2, for example, held by a user.
- the direction of closing the element row 2 of the slider 4 that opens and closes the pair of element rows 2 by engagement / separation of the elements 2 a at one end portion (upper end portion in FIG. 1) of the element row 2.
- a tool 6 is provided, and the moving range of the slider 4 is regulated by the stoppers 5 and 6.
- At least one fastener among the fastener components that can be formed of a metal material, such as each element 2a of the element row 2, the slider 4, the upper and lower stoppers 5, 6 of the slide fastener 1 described above.
- the component parts, in particular each element 2a is constituted by a metal part for fasteners made of austenitic stainless steel described later.
- at least one of the other metal parts for fasteners such as the slider 4, the upper stopper 5 and the lower stopper 6 is also formed of the austenitic stainless steel.
- the sewing needle and other needles are detected by the needle detector for the garment to which the slide fastener 1 is attached, the super-non-characteristic property inherent to the austenitic stainless steel that forms the fastener metal parts. Due to the magnetism, it is possible to advantageously eliminate the possibility that the meter reading device erroneously detects the fastener metal part as a needle. Moreover, since the austenitic stainless steel has a lower hardness after cold working than the conventional stainless steel described in Patent Document 1, it can be easily processed without requiring multiple heat treatments. Therefore, in manufacturing the metal part for fasteners, the manufacturing efficiency can be increased at a relatively low manufacturing cost.
- Md30 represented by the formula (a) was reduced as described above, so that the austenitic stability was greatly improved, and cold working was performed to form a complicated shape. Even if it is a case, the production
- the upper limit is made 0.08%, preferably 0.05% or less.
- the lower limit is preferably 0.001%, and more preferably the C content is 0.01% or more.
- a preferable range of the C content is 0.01 to 0.05%.
- Si is added in an amount of 0.05% or more for deoxidation, preferably 0.1% or more.
- the upper limit of the Si content is 2.0%, preferably 1.0% or less.
- a preferable range of the Si content is 0.1 to 1.0%.
- Mn is added in an amount greater than 8.0% and preferably greater than 13.0% in order to dramatically increase the stability of austenite after cold working and to obtain super-nonmagnetism.
- the upper limit of the Mn content is 25.0%, preferably 20.0% or less, and more preferably less than 16.0%.
- a preferred range for the Mn content is greater than 13.0% and no greater than 20%. More preferably, the Mn content is less than 16.0%.
- the content of P is set to 0.06% or less, preferably 0.04% or less in order to ensure cold workability. However, since it is industrially difficult to make the P content zero, the preferred range is 0.01% to 0.04%.
- the S content is set to 0.01% or less, preferably 0.005% or less, in order to ensure hot manufacturability and corrosion resistance of the wire. However, since it is industrially difficult to make the S content zero, the preferred range is 0.0002 to 0.005%.
- Ni is added in an amount of more than 6.0%, preferably 8.0% or more, in order to dramatically increase the stability of austenite after cold working and ensure super-nonmagnetism.
- the upper limit of the Ni content is 30.0%, preferably 20.0% or less, and more preferably less than 10.0%. Since it is preferable to reduce the interatomic bond of the Fe—Ni pair as much as possible, the preferable range of the Ni content is 8.0% or more and less than 10.0%.
- Cr is added in an amount of 13.0% or more, preferably 15.0% or more in order to drastically increase the stability of austenite after cold working and to ensure super-nonmagnetism and to obtain high corrosion resistance.
- the upper limit of the Cr content is 25.0%, preferably 20.0% or less.
- a preferable range of the Cr content is 15.0% to 20.0%.
- Cu is added in an amount of 0.2% or more in order to dramatically increase the stability of austenite after cold working and ensure super-nonmagnetism, and to suppress cold hardening of austenite and ensure cold workability.
- Cu is preferably added at 1.0% or more, more preferably more than 3.0%.
- the upper limit of Cu content is 5.0%, preferably 4.0% or less.
- the Cu content is 1.0% to 4.0%, more preferably more than 3.0% and 4.0% or less.
- the N content is less than 0.20%, preferably less than 0.10%.
- the N content is preferably 0.001% or more, and more preferably 0.01% or more.
- a preferable range of the N content is 0.01 or more and less than 0.10%.
- Al is a deoxidizing element and, like Cu, is an important element for suppressing the work hardening of austenite and ensuring cold workability, and is preferably contained in an amount of 0.002% or more, preferably It shall contain 0.01% or more.
- the upper limit of the Al content is 1.5%, preferably 1.3% or less, more preferably 1.2% or less.
- a preferable range of the Al content is 0.01% to 1.2%.
- C + N is limited to less than 0.20% in order to soften and secure cold workability to complex shaped parts.
- the content of C + N is preferably 0.10% or less.
- Md30 in the above-mentioned formula (a) is an index obtained by investigating the relationship between the amount of work-induced martensite after cold working and the component, and has a tensile true strain of 0.3 with respect to single-phase austenite. When given, it is the temperature at which 50% of the structure transforms into martensite. The smaller the numerical value of Md30, the more stable the austenite, and the generation of martensite is suppressed. Therefore, it is necessary to control the Md30 value in order to ensure super-nonmagnetism of the wire. In order to exhibit super non-magnetism even after cold working, it is necessary to control Md30 to ⁇ 150 or less. Md30 is preferably ⁇ 170 or less, more preferably ⁇ 200 or less.
- Inevitable impurities include, for example, O: 0.001 to 0.01%, Zr: 0.0001 to 0.01, Sn: 0.001 to 0.1, Pb: Substances contained in raw materials and refractories such as 0.00005 to 0.01%, Bi: 0.00005 to 0.01%, Zn: 0.0005 to 0.01%.
- Mo is preferably added in an amount of 0.01% or more, more preferably 0.2% or more, if necessary. However, if Mo is added in excess of 3.0%, the strength increases and cold workability may be reduced. Therefore, the upper limit of the Mo content can be 3.0%, preferably 2.0%. A particularly preferable range of the Mo content is 0.2 to 2.0%.
- Md30 ′ calculated from the following equation (b) is used instead of the above-described equation (a), and Md30 ′ according to this equation (b) may be set to ⁇ 150 or less. preferable.
- Formula (b): Md30 ' 413-462 (C + N) -9.2Si-8.1Mn-9.5Ni-13.7Cr-18.5Mo-29Cu
- Nb, V, Ti, W, and Ta form carbonitrides to improve corrosion resistance, so that one or more kinds can be added as necessary.
- the content of each element is preferably 0.01% or more, more preferably 0.05% or more. If each of these elements is added in excess of 1.0%, coarse inclusions are generated, and cold workability may be reduced. For this reason, the upper limit of each content of Nb, V, Ti, W, and Ta can be set to 1.0%, preferably 0.6% or less. A preferable range of the content of each element is 0.05 to 0.6%.
- Co is preferably added in an amount of 0.05% or more, more preferably 0.2% or more as required, in order to dramatically increase the stability of austenite after cold working and to obtain super-nonmagnetism. Can do. However, if Co is added in excess of 3.0%, the strength increases and cold workability may be deteriorated. For this reason, the upper limit of the Co content is preferably 3.0%, and more preferably 1.0% or less. A particularly preferable range of the Co content is 0.2 to 1.0%.
- B may be added in an amount of 0.0005% or more, preferably 0.001% or more, if necessary, in order to improve hot productivity.
- the upper limit of the B content is 0.015%, preferably 0.01% or less.
- a preferable range of the B content is 0.001% to 0.01%.
- Ca, Mg, and REM are effective elements for deoxidation, and if necessary, one or more of these elements can be added, but if added excessively, soft magnetism deteriorates, There is a possibility that the cold workability is lowered by the formation of a coarse deoxidation product. Therefore, when it contains Ca, the content is 0.01% or less, preferably 0.004% or less. When it contains Mg, the content is 0.01% or less, preferably 0.0015% or less. When REM is contained, the content is 0.05% or less, preferably 0.01% or less. Moreover, the preferable lower limit of Ca content is 0.0005%, More preferably, it is 0.001%.
- the lower limit with preferable Mg content is 0.0005%, More preferably, it is 0.0006%.
- a preferable lower limit of the REM content is 0.0005%, more preferably 0.001%.
- the preferred ranges of the contents of these elements are Ca: 0.001 to 0.004%, Mg: 0.0006 to 0.0015%, and REM: 0.001 to 0.01%.
- the tensile strength of the wire of the austenitic stainless steel for forming the metal part for fastener of the present invention can be set to 650 MPa or less, particularly 590 MPa or less, and the tensile breaking drawing of the original wire is 70%. In particular, it can be 75% or more.
- the tensile strength of the original wire is 650 MPa or less, the cold workability is good.
- the tensile breaking drawing of the original wire is 70% or more, the cold workability is good.
- the component composition is Mn: greater than 13.0% and 20% or less, Cu: 1.0% to 4.0%, Al: 0.01% to 1.3%, N: 0.01 or more and 0
- the wire has a tensile strength of 590 MPa or less and a tensile fracture drawing of 75% or more. Thereby, the cold workability of the wire is further improved.
- the meter reading performance is a static magnetic field type meter that measures the amount of change in magnetic flux density that occurs when a metal is passed at a constant speed in the magnetic flux, and the amount of change in magnetic flux density corresponding to a ⁇ 1.5 mm iron ball,
- the reference value (indicated value) is set to 100, and the meter reading value when the object to be measured is measured is evaluated based on the relative value to the reference value. That is, if the meter reading value of the object to be measured is less than the reference value, the iron ball value is ⁇ 1.5 mm or less.
- the meter reading performance is represented by which of the iron ball values of ⁇ 0.8, 1.2 and 1.5 mm corresponds to the iron ball value or less, and when it is ⁇ 0.8 mm or less, it is used for sewing. This means that even the smallest special size broken needle can be detected. If ⁇ 1.5 mm or less, it means that the normally used broken needle can be sufficiently detected.
- the iron ball value has a meter reading performance of ⁇ 1.5 mm or less, more preferably ⁇ 1.2 mm or less, and most preferably ⁇ 0.8 mm or less.
- the object to be measured is a fastener chain, and the meter reading value of the object to be measured is a result obtained by causing this to flow perpendicularly to the traveling direction of the meter reading device.
- Magnetic flux density In the present invention, for example, when one element 2a is disposed in a magnetic field of 10,000 oersted (Oe), it is preferable that the magnetic flux density of one element is super non-magnetic indicating 0.01 T or less. More preferably, the magnetic flux density in a similar magnetic field of 10,000 Oersted (Oe) is 0.007 T or less. The same applies to the magnetic flux density of a single stopper such as the upper and lower stoppers 5 and 6 or the opening tool.
- the metal parts for fasteners described above can be manufactured by a method as exemplified below.
- a slab having the above-described component composition is hot-wire-rolled with a reduction in area of 99% or more, and then subjected to a uniform heat treatment at 1000 to 1200 ° C. to obtain a wire.
- Hot wire rolling and heat treatment for homogenization are effective for homogenizing the wire and stabilizing the non-magnetic property.
- a hot wire with an extremely high reduction in area of 99% or more of the slab having the above component composition is used. After rolling, it is necessary to perform a uniform heat treatment at 1000 to 1200 ° C.
- the area reduction rate in hot wire rolling is set to 99% or more, preferably 99.5 to 99.99%.
- the homogenization heat treatment temperature after the hot wire rolling is less than 1000 ° C.
- the strength is increased and the cold workability is inferior. Therefore, the homogenization heat treatment temperature is 1000 ° C. or higher and preferably 1050 ° C. or higher.
- the homogenization heat treatment temperature exceeds 1200 ° C., a ferromagnetic ferrite phase is precipitated, which is inferior to super non-magnetism.
- the homogenization heat treatment temperature can be 1200 ° C. or lower, and is preferably 1150 ° C. or lower.
- the range of the homogenization heat treatment temperature can be 1000 to 1200 ° C., preferably 1000 to 1150 ° C. In this way, the super-nonmagnetism is stabilized by reducing the microalloy segregation by defining the area reduction ratio in the wire rolling to which hot working is performed and the subsequent uniform heat treatment conditions.
- the wire is subjected to cold working, and the wire is formed into a work material composed of a flat wire and / or a deformed wire, and then the work material is subjected to cold work.
- Metal parts for fasteners can be manufactured.
- a heat treatment such as annealing, that is, an intermediate heat treatment performed during the rolling, thereby reducing the hardness. Therefore, workability can be further improved.
- the heat treatment performed here is preferably performed in the same manner as the uniform heat treatment.
- the hardness of the processed material is 220 to 360 in terms of Vickers hardness HV
- the tensile strength is in the range of 450 MPa to 1100 MPa
- the elongation of the processed material is 1% or more. It is preferable from the viewpoint that continuous molding of elements and the like can be performed. That is, when the hardness HV of the processed material is less than 220 or the tensile strength is 450 MPa or less, material deformation during element molding is large, and high-precision processing to a predetermined shape becomes difficult. When the hardness HV of the steel exceeds 360, the strength is greater than 1100 MPa, or the elongation is less than 1%, it may be difficult to continuously form the elements.
- the work material has a Vickers hardness HV of 220 to 310.
- the tensile strength is more preferably 700 to 800 MPa.
- column 2 of the slide fastener 1 consists of metal materials, and the cross-sectional shape makes a substantially Y shape over the full length so that the one part of the manufacturing process may be shown in FIG.
- the element-shaped deformed wire 12 is cut at a predetermined length to form an element forming member 12a, and the element forming member 12a is pressed to engage with another element 2a during use.
- the joint portion 2b is formed, and then the leg portions 2c of the Y-shaped element forming member 12a are disposed on the inner side with the core portion 3a of the fastener tape 3 disposed between the two leg portions 2c extending in the fork. It can be formed by being attached to the fastener tape 3 by plastically deforming toward the side, sandwiching the core portion 3a between the leg portions 2c and crimping.
- the metal component for fasteners when the element 2 formed as described above is configured with the metal component for fasteners referred to in the present invention, the metal component for fasteners. Since the hardness of the austenitic stainless steel is relatively small, the element 2a as described above can be continuously formed by the element forming and attaching machine, so that the production efficiency can be dramatically improved. It is possible to carry out heat treatment such as annealing a plurality of times in forming the deformed wire 12, but it is possible to continuously form the element 2a without carrying out such heat treatment. Therefore, an increase in cost due to the heat treatment can be prevented.
- fasteners that can be formed of metal materials such as the upper stopper 5, the lower stopper 6, and the slider 4 It is preferable that the component parts are also constituted by the metal parts for fasteners of the present invention.
- the upper stopper 5 is formed by cutting a flat wire 15 for a flat upper stopper, which is a processed material as shown in FIG.
- the upper stopper forming member 15a is formed, and the upper stopper forming member 15a can be formed on the fastener tape 3 by crimping and fixing the upper stopper forming member 15a to the fastener tape 3 in such a manner as to sandwich the core portion 3a.
- the lower stopper 6 is obtained by cutting a deformed wire 16 for a lower stopper as a processed material having a cross-sectional shape in which two U-shaped parts are connected at the lower portion as shown in FIG.
- the formed lower stop forming member 16a can be attached by caulking and fixing to each fastener tape 3.
- the upper stopper 5 and the lower stopper 6 are not limited to the above-described forming method.
- the upper stopper 5 is formed with a deformed line and the lower stopper 6 is formed with a flat wire. Is also possible.
- the slider body is manufactured by subjecting a plate-like long body having a rectangular cross section to press processing in multiple stages and cutting at predetermined intervals.
- a spring and a handle are attached.
- the handle can be formed by punching a predetermined shape from a plate-like body having a rectangular cross section.
- the metal part for fastener it is also possible to use a steel wire obtained by drawing the wire described above.
- This steel wire shall have the same component composition and Md30 value as those of the above-described wire, thereby exhibiting super-nonmagnetic properties.
- the steel wire preferably has a tensile strength of 650 MPa or less and a tensile fracture drawing of 70% or more. Such characteristics of the steel wire can be obtained by using the above-mentioned wire as a raw material.
- the steel wire has a component composition of Mn: more than 13.0%, 20% or less, Cu: 1.0% to 4.0%, Al: 0.01% to 1.3%, similar to the steel wire.
- N By controlling to 0.01 or more and less than 0.10%, the tensile strength becomes 590 MPa or less and the tensile fracture drawing becomes 75% or more. By using such a steel wire, the cold workability is further improved.
- Ni and Cu affect the magnetism of paramagnetic steel.
- the standard deviation ⁇ of the Ni concentration variation in the central part in the cross section of the wire or the steel wire is 5% or less and the standard deviation ⁇ of the Cu concentration variation is 1.5% or less. Since the formation of a place with high magnetism is suppressed, super-nonmagnetism can be obtained stably. Therefore, it is preferable that the standard deviation ⁇ of Ni concentration variation is 5% or less and the standard deviation ⁇ of Cu concentration variation is 1.5% or less. More preferably, the standard deviation ⁇ of variation in Ni concentration is 3% or less, and the standard deviation ⁇ of variation in Cu concentration is 1.0% or less.
- the standard deviation ⁇ of the variation in the Ni concentration or Cu concentration in the center of the cross section of the wire or steel wire is determined by EPMA (electron beam microanalyzer) analysis at an arbitrary location in the center region of the cross section of the wire or steel wire. This is obtained from the result of map analysis of Ni concentration and Cu concentration.
- EPMA electron beam microanalyzer
- the central region of the cross section of the wire or steel wire means a region surrounded by a circle whose radius is 1/4 of the diameter of the wire or steel wire from the center when the cross section is circular.
- the cross-sectional shape is a regular polygon having four or more sides, it means a region surrounded by a circle whose radius is 1/4 of the length of a diagonal line passing through the center from the center.
- the cross-sectional shape has an irregular cross-sectional shape shown in FIGS. 3 to 5 forming a steel wire coil to be described later, it means the following region.
- a first diagonal line 71 composed of a straight line connecting one end of the first straight line portion 51a (91a) and an end portion of the second straight line portion 52a (92a) far from one end of the first straight line portion 51a (91a).
- a second diagonal line 72 formed of a straight line connecting the other end of the first straight part 51a (91a) and the end of the second straight part 52a (92a) far from the other end of the first straight part 51a (91a).
- the shorter one of the first diagonal line 71 and the second diagonal line 72 which is the shorter one of the first diagonal line 71 and the second diagonal line 72, centering on the center position 73 in the length direction of the shorter one (second diagonal line 72 in FIG. 3).
- a region surrounded by a circle whose radius is 1 ⁇ 4 of the length is defined as a central region of the cross section.
- a general method for producing a steel wire includes, for example, a step of drawing a steel wire at a drawing rate of 10 to 95% and a step of performing strand annealing at 900 to 1200 ° C. for 5 seconds to 24 hours. Is mentioned.
- the wire drawing rate of the steel wire is preferably 10% or more, and more preferably 20% or more in order to increase the dimensional accuracy of the steel wire.
- the wire drawing rate of the steel wire is preferably 95% or less, more preferably 90% or less in order to prevent breakage during wire drawing.
- the strand annealing temperature is preferably 900 ° C. or higher and more preferably 1000 ° C. or higher in order to remove distortion caused by the wire drawing process. Further, the strand annealing temperature is preferably 1200 ° C. or less, and more preferably 1150 ° C. or less in order to prevent precipitation of the ferrite phase which is ferromagnetic.
- the annealing time for strand annealing is preferably 5 seconds or more, and more preferably 20 seconds or more. The annealing time for strand annealing is preferably 24 hours or less, and more preferably 1 hour or less, in order to improve productivity.
- the cross-sectional shape of the steel wire is not particularly limited, and may be circular or an irregular cross-sectional shape such as a polygon.
- the steel wire has an irregular cross-sectional shape, it is preferable to have a cross-sectional shape described later in order to prevent deformation of the cross-sectional shape due to winding after strand annealing.
- a steel wire coil can be formed by winding a steel wire having a specific cross-sectional shape as described above under specific conditions.
- it is preferably a near net shape having a shape close to the final product at the stage of the steel wire.
- the steel wire is processed into a near-net-shaped deformed cross-sectional shape, if the wire rod is drawn into a deformed cross-sectional shape steel wire and wound after strand annealing, the cross-sectional shape of the steel wire is crushed. There is a possibility that. Therefore, it is preferable that the steel wire has a cross-sectional shape shown below so that the steel wire is not crushed even if it is wound after strand annealing so as to be a steel wire coil.
- FIG. 3 is a cross-sectional view for explaining a cross-sectional shape of a steel wire wound around a steel wire coil.
- the cross-sectional shape shown in FIG. 3 is rectangular, and the first straight part 51a is inclined at an angle ( ⁇ ) of 30 ° or less with respect to the first side 51 having the first straight part 51a and the first straight part 51a.
- a second side 52 having a second straight portion 52a disposed opposite to the second side 52, and a third straight line connecting one end of the first side 51 and the end of the second side 52 closer to one end of the first side 51.
- the angle ⁇ formed by the extending direction of the first straight part 51a and the extending direction of the second straight part 52a is 30 ° or less.
- the second straight part 52 a is arranged at an angle inclined with respect to the first straight part 51 a, but the second straight part 52 a of the second side 52 is the same as the first straight part 51 a. It may be parallel.
- strand annealing is applied to a steel wire having an irregular cross-sectional shape obtained by drawing a wire.
- the steel wire after strand annealing is transported in a predetermined transport direction by passing through a pinch roll having a pair of rolls arranged opposite to each other, sent to a cylindrical drum around which the steel wire is wound, and wound.
- the wound steel wire is removed from the cylindrical drum and released from the tension at the time of winding to form a steel wire coil.
- the angle ⁇ formed above is more than 30 °, the first straight portion 51a and the second straight portion 52a are hardly brought into contact with each pair of pinch rolls, and the steel wire is sandwiched between the roll pairs. The state becomes unstable. For this reason, even if a steel wire passes a pinch roll, the control function of the conveyance direction of the steel wire by a pinch roll cannot fully be obtained. Moreover, if the angle ⁇ formed above is more than 30 °, the first straight portion 51a and the second straight portion 52a of the adjacent steel wires wound around the cylindrical drum are unlikely to be in surface contact. As a result, adjacent steel wires wound around the cylindrical drum are likely to be in point contact with each other in a cross-sectional view. When adjacent steel wires are wound in a point-contact manner in a cross-sectional view, the point-contact portion of the steel wire may be crushed and deformed by the tension during winding, or wrinkles may occur in the steel wire There is.
- the angle ⁇ formed above is more than 30 °, the state in which the steel wire is sandwiched between roll pairs becomes unstable, so that the steel wire being conveyed rotates and the cross-sectional shape of the steel wire.
- the apex portion of the rectangle in contact with the roll pair of pinch rolls In this case, the rectangular apex portion in the cross-sectional shape of the steel wire may be crushed and deformed, or wrinkles may be generated in the steel wire.
- the steel wire is not deformed by the stress from the pinch roll.
- the pinch roll when the pinch roll is not arranged, when the steel wire is wound around the cylindrical drum, the steel wire rotates and twists so that adjacent steel wires wound around the cylindrical drum can be seen in a cross-sectional view. It tends to be in point contact. For this reason, the cross-sectional shape of the steel wire is crushed and deformed due to the tension at the time of winding, or wrinkles are generated in the steel wire.
- the angle ⁇ formed above is 30 ° or less, the stress from the pinch roll is less likely to concentrate on the rectangular apex portion in the cross-sectional shape of the steel wire. Accordingly, the rectangular apex portion in the cross-sectional shape of the steel wire is not easily crushed and deformed, or wrinkles are not easily generated in the steel wire.
- the angle ⁇ formed is 30 ° or less, the state in which the steel wire is sandwiched between the roll pairs is stabilized. For this reason, it becomes easy to become what the 1st linear part 51a and the 2nd linear part 52a of the steel wire which the steel wire coil after winding adjoins has surface contact. Therefore, by making the above-mentioned angle 30 ° or less, it is possible to effectively prevent the steel wire after strand annealing from being crushed and deformed or brazed. Further, in order to more effectively prevent the steel wire from being crushed and wrinkled, the angle formed is preferably 15 ° or less, and is 0 ° (the second straight portion 52a and the second straight portion 52a of the second side 52). It is most preferable that the first straight portion 51a is parallel to the first straight portion 51a.
- the first dimension (T) which is the maximum dimension of the cross-sectional shape in the direction orthogonal to the first straight part 51a and the maximum dimension of the cross-sectional shape in the direction parallel to the first straight part 51a.
- the ratio (T / W) to the second dimension (W) is 3 or less.
- the ratio (T / W) exceeds 3, the state in which the steel wire is sandwiched between roll pairs becomes unstable.
- the ratio (T / W) is 3 or less, the state in which the steel wire is sandwiched between the roll pairs becomes stable, and the steel wire can be prevented from being crushed or wrinkled.
- the ratio (T / W) is 1.5 or less in order to make the state in which the steel wire is sandwiched between roll pairs more stable and more effectively prevent the steel wire from being crushed and wrinkled. It is preferable that it is 1 or less.
- the length L1 of the first side 51 (the same as the maximum dimension (W) in the direction parallel to the first straight portion 51a in FIG. 3) is the length L2 of the second side 52.
- the length L1 of the first side 51 and the length L2 of the second side 52 with respect to the second dimension (W) are in the range of W / 10 to W, respectively.
- the length L1 of the first side 51 and the length L2 of the second side 52 are within the above ranges, the state in which the steel wire is sandwiched between the roll pairs becomes stable, and the steel wire is crushed or wrinkled. Can be prevented.
- the length L1 of the first side 51 and the length L2 of the second side 52 are preferably W / 5 to W in order to more effectively prevent the steel wire from being crushed and wrinkled.
- the steel wire coil is preferably one in which a steel wire having a cross-sectional shape shown in FIG. 3 is wound. For this reason, at the time of manufacture, the state where the first straight portion 51a and the second straight portion 52a are brought into contact with each of the roll pairs opposed to each other of the pinch rolls and the steel wire is sandwiched between the roll pairs of the pinch rolls. Even if it is made to pass through, the stress from the pinch rolls is difficult to concentrate on the rectangular apex portion in the cross-sectional shape of the steel wire. And this steel wire coil will be in the state where the state which pinched said steel wire between roll pairs was stable.
- the steel wire coil after winding is likely to have a surface contact between the first straight portion 51a and the second straight portion 52a of the adjacent steel wire.
- production of a flaw can be suppressed.
- the steel wire coil is made of a soft, irregular cross-sectional steel wire that can be used as a near-net-shaped stainless steel wire, it is suitable for forming a complex non-magnetic part.
- the cross-sectional shape of the steel wire wound around the steel wire coil is not limited to that illustrated in FIG. 4 (a) to 4 (c) are cross-sectional views exemplarily showing cross-sectional shapes of other steel wires.
- the cross-sectional shape of the steel wire shown in FIG. 4A is different from the cross-sectional shape of the steel wire shown in FIG. 3 in that the concave portion C1 is formed on the first side 51B and the concave portion C2 is formed on the second side 52B. It is only where it is formed. Therefore, in FIG. 4A, the same members as those in FIG.
- the recess may be provided on the third side 53 and / or the fourth side 54. Further, the number of recesses present on each side may be one as shown in FIG. 4A, or two or more.
- the first side 51B is formed by a first side member 51b and a second side member 51c that extend on the same straight line with the recess C1 interposed therebetween.
- the lengths of the first side member 51b and the second side member 51c may be the same or different from each other.
- Concave portion C1 having a width dimension of W / 10 or more does not contribute to contact between adjacent steel wires in a wound state or contact between a pair of pinch rolls and first straight portion 51a. For this reason, as shown in FIG.
- the width dimension LC1 of the concave portion C1 is equal to the first side 51B. Is not included in the length L1. Therefore, the length L1 of the first side 51B in the cross-sectional shape shown in FIG. 4A is equal to the length L1b of the first side member 51b extending on the same straight line and the length L1c of the second side member 51c. Is the total length.
- the second side 52B is formed of a first side member 52b and a second side member 52c extending on the same straight line with the recess C2 interposed therebetween.
- the lengths of the first side member 52b and the second side member 52c may be the same or different from each other.
- the concave portion C2 having a width dimension of W / 10 or more does not contribute to contact between adjacent steel wires in a wound state or contact between the pair of pinch rolls and the second straight portion 52a.
- the width dimension LC2 of the recessed part C2 is not included in the length L2 of the second side 52B. Therefore, the length L2 of the second side 52B in the cross-sectional shape shown in FIG. 4A is equal to the length L2b of the first side member 52b extending on the same straight line and the length L2c of the second side member 52c. Is the total length.
- the width dimension of the recessed parts C1 and C2 in the cross-sectional shape is less than W / 10
- the width dimension of the concave portions C1 and C2 in the cross-sectional shape is less than W / 10
- the first straight portion 51a and the second straight portion 52a are in contact with each of the pair of rolls arranged to face the pinch roll. The impact on the stability of the current state is negligible.
- the width dimension of the recessed part C1 in cross-sectional shape is less than W / 10
- the width dimension of the recessed part C1 is included in the length L1 of the 1st edge
- the width dimension of the recess C2 in the cross-sectional shape is less than W / 10
- the width dimension of the recess C2 is included in the length L2 of the second side 52B.
- the steel wire having a cross-sectional shape shown in FIG. 4 (a) is a first straight line inclined at an angle ( ⁇ ) of 30 ° or less with respect to the first side 51B having the first straight part 51a and the first straight part 51a. It includes a second side 52B having a second straight portion 52a disposed opposite to the portion 51a. Furthermore, the steel wire having a cross-sectional shape shown in FIG. 4A is divided into a first dimension (T) which is the maximum dimension in a direction orthogonal to the first straight part 51a having a cross-sectional shape and a first straight part 51a having a cross-sectional shape. The second dimension (W), which is the maximum dimension in the parallel direction (in FIG.
- the length L1b of the first side member 51b, the width dimension LC1 of the recess C1, and the length L1c of the second side member 51c are totaled.
- the ratio (T / W) is 3 or less.
- the steel wire having the cross-sectional shape shown in FIG. 4A has a length L1 of the first side 51B that is equal to or longer than a length L2 of the second side 2B, and the length of the first side 51B with respect to the second dimension (W).
- the length L1 and the length L2 of the second side 52B are in the range of W / 10 to W, respectively. Therefore, in the steel wire coil in which the steel wire having the cross-sectional shape shown in FIG. 4 (a) is wound, the steel at the time of manufacture is similar to the steel wire coil in which the steel wire having the cross-sectional shape shown in FIG. It is possible to suppress the collapse of the cross-sectional shape of the line and the generation of wrinkles.
- the steel wire having a cross-sectional shape shown in FIG. 4A has a recess C1 formed on the first side 51B and a recess C2 formed on the second side 52B, the steel wire shown in FIG.
- the steel wire coil in which the steel wire having the cross-sectional shape shown is wound is suitable, for example, as a near net shape stainless steel wire such as a cable connector.
- first side member and the second side member of the first side are as shown in FIG. These may extend on the same straight line, or may extend on different straight lines as in the first side of FIGS. 4B and 4C.
- the first side member 80b and the second side member 80c on the first side 80B are parallel to each other.
- the dimension d1 between the position in the extending direction of the first side member 80b in the direction orthogonal to the first straight part 51a and the position in the extending direction of the second side member 80c is the first dimension (T). 1/10 or less, even if the first side member 80b and the second side member 80c of the first side 80B extend on different straight lines, the same effect as the cross-sectional shape of FIG. Is obtained.
- first side member 80b and the second side member 80c of the first side 80B extend on different straight lines
- the first side member and the second side member of the side may also extend on different straight lines.
- first side member and the second side member on the second side extend in different directions, and the first side member and the second side member are parallel, in the direction orthogonal to the first straight part 51a
- the dimension between the position in the extending direction of the first side member on the second side and the position in the extending direction of the second side member is 1/10 or less of the first dimension (T)
- T the dimension
- the first side member 80b of the first side 80B and the second side member 80c extend on different straight lines with the concave portion C1 interposed therebetween, and the first side member 80b. If the angle ⁇ in the extending direction of the second side member 80c with respect to the extending direction of the first side member 80b is 30 ° or less, the second side member 80c is not parallel to the second side member 80c. The same effect as the cross-sectional shape can be obtained. That is, as shown in FIG. 4C, the first side member 80b and the second side member 80c may be inclined relatively to the method of forming a mountain, or relative to the direction of forming a valley. You may lean on.
- the extension direction of the 1st linear part 51a is a long side member among the 1st side member 80b and the 2nd side member 80c.
- the extension direction of the 2nd side member 80c is meant.
- the extending direction of the first straight portion 51a when the lengths of the first side member and the second side member are the same is the second when the first side member and the second side member are used as a reference.
- the dimension (W) is measured and means the extending direction of the side member having the longer second dimension.
- first side member 80b and the second side member 80c on the first side 80B extend on different straight lines, and the first side member 80b on the first side 80B and Although the case where the second side member 80c is not parallel has been described as an example, the first side member and the second side member on the second side may also be non-parallel extending on different straight lines. In this case, if both the first side member and the second side member on the second side are inclined at 30 ° or less with respect to the extending direction of the first straight portion 51a, the cross-sectional shape of FIG. The same effect can be obtained.
- the second straight part 52a is determined based on the following (1) to (4).
- (1) When there is one straight line inclined at 30 ° or less with respect to the first straight part 51a, the straight line is defined as the second straight part 52a.
- (2) When there are a plurality of straight lines inclined at 30 ° or less with respect to the first straight line portion 51a, the longest straight line is defined as the second straight line portion 52a.
- (3) When there are a plurality of straight lines inclined at 30 ° or less with respect to the first straight line portion 51a and there are two or more straight lines having the longest length, the angle with the first straight line portion 51a among them. Let the straight line with the smallest difference be the second straight part 52a.
- FIG. 5 is a cross-sectional view showing another example of the cross-sectional shape of the steel wire.
- the cross-sectional shape of the steel wire shown in FIG. 5 is different from the cross-sectional shape shown in FIG. 3 in that both ends of the sides 51C, 52C, 53C, and 54C are curved, and the sides and sides are smoothly curved. It is connected.
- the first side 51C shown in FIG. 5 has a first straight portion 91a disposed at the center in the length direction. Further, the second side 52C has a second straight portion 92a disposed at the center in the length direction. The first straight portion 91a and the second straight portion 92a are disposed to face each other. Similar to the cross-sectional shape shown in FIG. 3, the second linear portion 92a is inclined at an angle ( ⁇ ) of 30 ° or less with respect to the first linear portion 91a. Also in the cross-sectional shape shown in FIG. 5, the first dimension (T) which is the maximum dimension in the direction orthogonal to the first straight line portion 91a and the maximum dimension in the direction parallel to the first straight line portion 91a in the cross-sectional shape. The ratio (T / W) to the second dimension (W) is 3 or less.
- the total length of the length L92a of the second straight portion 92a and the lengths L92b and L92c of the curved contact ranges 92b and 92c is the length L2 of the second side 52C. That's it.
- the curved contact ranges 91b and 91c (92b and 92c) are 30 ° with respect to the first straight portion 91a (or the second straight portion 92a) from the end of the first straight portion 91a (or the second straight portion 92a). This is a range from the intersection of the straight line and the curve to the end of the first straight part 91a (or the second straight part 92a).
- the length L1 of the first side 51C is not less than the length L2 of the second side 52C, and the length L1 and the second side 52C of the first side 51C with respect to the second dimension (W).
- Each length L2 is in the range of W / 10 to W.
- the steel wire having a cross-sectional shape shown in FIG. 5 is inclined at an angle ( ⁇ ) of 30 ° or less with respect to the first side 51C having the first straight portion 91a and the first straight portion 91a.
- a first dimension (T) that is a maximum dimension in a direction orthogonal to the first linear part 91a having a cross-sectional shape, and a first straight line having a cross-sectional shape.
- the ratio (T / W) to the second dimension (W) which is the maximum dimension in the direction parallel to the portion 91a is 3 or less, and the length L1 of the first side 51C is equal to or greater than the length L2 of the second side 52C.
- the length L1 of the first side 51C and the length L2 of the second side 52C with respect to the second dimension (W) are in the range of W / 10 to W, respectively. Therefore, also in the steel wire coil in which the steel wire having the cross-sectional shape shown in FIG. 5 is wound, the cross section of the steel wire at the time of manufacture is similar to the steel wire coil in which the steel wire having the cross-sectional shape shown in FIG. It becomes possible to suppress the collapse of the shape and the generation of wrinkles.
- the steel wire coil in which the steel wire having the cross-sectional shape shown in FIG. 5 is wound can further suppress the cross-sectional shape of the steel wire during the production and the generation of wrinkles.
- the shape of the steel wire constituting the steel wire coil of the present invention is not limited to the cross-sectional shape shown in FIGS. 3 to 5 and can be variously changed without departing from the gist thereof.
- a wire having the above composition is drawn to obtain a deformed cross-sectional shape of any of FIGS. 3 to 5, and subjected to strand annealing to obtain a steel wire.
- the wire drawing rate of the wire drawing is preferably 10 to 95% as described above.
- the annealing temperature in strand annealing is preferably 900 to 1200 ° C., and the annealing time is preferably 5 seconds to 24 hours.
- the steel wire is passed through a pinch roll and wound.
- the steel wire passes between the pair of rolls arranged opposite to the pinch roll so that the first straight portion of the first side and the second straight portion of the second side are in contact with each other.
- the steel wire is turned into the cylindrical drum while the conveying direction is controlled by the pinch roll so that the outer surface of the cylindrical drum around which the steel wire is wound and the first straight portion or the second straight portion of the steel wire face each other.
- the collapse of the cross-sectional shape of the steel wire and the generation of wrinkles during production are suppressed.
- the steel wire when the cross-sectional shape of the steel wire is circular, the cross-sectional shape of the steel wire at the time of manufacture and the occurrence of wrinkles do not become a problem. Therefore, when the cross-sectional shape of the steel wire is circular, the steel wire may be wound into a steel wire coil by using any conventionally known method.
- Test Example 1 A wire rod that can be used for the metal part for fasteners of the present invention was prototyped, and the tensile strength, tensile fracture drawing, cold workability, corrosion resistance, and magnetic flux density of the wire rod were evaluated. Tables 1 to 3 show the component compositions of the wires of the examples and comparative examples.
- the tensile strength and tensile breaking drawing of the wire and the steel wire were measured according to JIS Z2241. All of the steel wires within the predetermined component composition range had a tensile strength of 650 MPa or less and a tensile breaking drawing of 70% or more. Among them, Mn: greater than 13.0% and not more than 20%, Cu: 1.0% to 4.0%, Al: 0.01% to 1.3%, N: 0.01 or more, 0.10 When the addition amount of the component was set to a more appropriate amount with less than%, 590 MPa or less and the tensile fracture drawing showed a good value of 75% or more.
- Cold workability is obtained by cutting a cylindrical sample with a diameter of 4 mm and a height of 6 mm from a wire or steel wire, and subjecting it to a cold compression process (strain rate 10 / s) at a processing rate of 75% in the height direction. It was evaluated by measuring the presence or absence of cracks in the sample after compression processing and the deformation resistance during compression processing. When there is no crack and cold compression can be performed with a deformation resistance smaller than the deformation resistance of SUS304 (1100 MPa), the cold workability is evaluated as ⁇ , and when cracking occurs or when the deformation resistance is SUS304 or higher, cold work is performed. Sex was evaluated as x. Moreover, when showing the deformation resistance of SUSXM7 (1000 MPa or less), the cold workability was evaluated as ⁇ . The steel wire within the range of the predetermined component composition had this cold workability as ⁇ or ⁇ , and showed excellent cold workability.
- Corrosion resistance was evaluated according to whether or not it was sprinkled by performing a spray test for 100 hours according to the salt spray test of JIS Z2371. Corrosion resistance was evaluated as good ( ⁇ ) when it was a non-fogging level, and corrosion resistance was evaluated as poor ( ⁇ ) when it was red rust such as flowing rust. In the steel wire within the range of the predetermined component composition, the corrosion resistance was good.
- the magnetism was evaluated by applying a magnetic field of 10000 (Oe) to the sample after cold compression processing used for evaluation of cold workability by a DC magnetization test apparatus and using the magnetic flux density at that time.
- the steel wire within the range of the predetermined component composition has a magnetic flux density of 0.01 T or less despite being after the cold compression processing, in particular, Mn: more than 13.0%, 24.9% or less, Ni: more than 6.0%, less than 10.0%, Md30: -167 or less showed 0.007T or less, showing better super non-magnetism.
- a slab of 180 mm in diameter of steel A and CW having the component composition shown in Table 1 or Table 2 manufactured in the same manner as the process for manufacturing the wire shown in Table 4 or Table 5 is 6 mm in diameter with the area reduction shown in Table 7. (Wire reduction rate 99.9%) or hot wire rod rolling to 30mm diameter (area reduction rate 99.0%), diameter 30mm (area reduction rate 97.0%), hot rolling at 1000 ° C finished. Then, as solution treatment (homogenization heat treatment), No. 7 in Table 7 was obtained. 80 and 94 are 900 ° C., No. in Table 7.
- 77, 81, 90, 95, 97, 99 are 1050 ° C. 78, 91, 92, 96 and 98 are 1150 ° C., No. 7 in Table 7.
- 79 and 93 were held at a temperature of 1250 ° C. for 30 minutes, then cooled with water, pickled and used as circular wires in cross-section.
- some wire rods were drawn into a circular steel wire having a diameter of 4.2 mm in a cross-sectional view in a normal steel wire manufacturing process, and subjected to strand annealing that was held at 1050 ° C. for 3 minutes. No. 96 to 99 in Table 7).
- the tensile strength, tensile breakage drawing, cold workability, corrosion resistance, and magnetism of the obtained wire and steel wire were evaluated in the same manner as described above. Moreover, the standard deviation of the segregation of Ni and Cu of the steel material and the steel wire was calculated by the following method. The evaluation results are shown in Table 7. The various results shown in Table 7 are No. Nos. 77 to 81 and 90 to 95 are characteristic values measured in the wire state. 96 to 99 are characteristic values measured in the steel wire state. Various characteristic values of the steel wire were measured by the same method as that for the wire.
- the standard deviation of the Ni concentration and the Cu concentration of the wire rod or steel wire was calculated as follows. First, from the center of the cross section of the wire or steel wire, the map of the concentration is analyzed by EPMA analysis for any part of the area surrounded by a circle whose radius is 1/4 of the diameter of the wire or steel wire, and evaluated. did. In the EPMA analysis, Ni and Cu concentrations were measured at 200 ⁇ m vertical and 200 horizontal points at 1 ⁇ m pitch, and the standard deviation ⁇ of variations in Ni concentration and Cu concentration was obtained.
- the standard deviation of Ni segregation is 5% when the hot working rate of wire (reduction rate of hot wire rolling) is 99% or more and the homogenization heat treatment temperature is 1000-1200 ° C.
- the standard deviation of Cu segregation was 1.5% or less, and good cold workability and super non-magnetism were obtained.
- a slab of 180 mm in diameter of steel A and CW having the component composition shown in Table 1 or Table 2 manufactured in the same manner as the process of manufacturing the wire shown in Table 4 or Table 5 is 69.9 mm in diameter at 99.9%.
- Hot wire rolling was performed until the hot rolling was finished at 1000 ° C. Thereafter, as a solution treatment (homogenization heat treatment), it was held at 1050 ° C. for 30 minutes, then cooled with water, pickled, and formed into a wire having a circular cross-sectional view.
- the manufactured wire having a diameter of 6 mm in cross-sectional view was subjected to irregular wire rolling (drawing) to have the cross-sectional shape shown in FIG. 3 and the dimensions of each part varied as shown in Table 8
- a steel wire having a cross-sectional shape was formed, and then subjected to strand annealing that was held at 1050 ° C. for 3 minutes, and then wound into a steel wire coil using the method described below.
- T is the maximum dimension in the direction orthogonal to the first straight line part of the cross-sectional shape
- W is the maximum dimension in the direction parallel to the first straight line part of the cross-sectional shape
- ⁇ is an angle formed by the first straight line portion 1a and the second straight line portion 2a.
- L1 is the length of the first side 1
- L2 is the length of the second side 2.
- the steel wire of the steel wire coil was crushed or wrinkled, and the shape evaluation was x.
- the steel wire coil steel wire has a cross-sectional shape of ⁇ ⁇ 30 °, T / W is 3 or less, and L1 and L2 are in the range of W / 10 to W. It turned out that it can suppress that a cross-sectional shape crush and wrinkle generate
- each fastener chain having a chain length of 20 cm and a chain length of 40 cm was made as a prototype, and each of the prototyped fastener chains was made one by one.
- Each book passes through a meter-reading device (APA-6000, manufactured by Sanko Electronics Laboratory Co., Ltd.) shown in a plan view in FIG. 6 in a direction perpendicular to the direction of travel, as indicated by an arrow in the figure.
- the amount of change in magnetic flux density was measured as the meter reading value, and it was evaluated by the ⁇ 1.5 iron ball ratio, which is the ratio of the ⁇ 1.5 mm iron ball value.
- the results are shown in Table 10.
- the ⁇ 1.5 iron ball ratio shown in Table 10 means that the smaller the numerical value, the harder it is to be detected by the meter reading device, and the better the meter reading performance from the viewpoint of preventing malfunction.
- the grade H is the one that was not subjected to heat treatment during the cold working of the workpiece when forming the element, and the grade H / 2 was processed.
- the ⁇ 1.5 iron ball ratio of the grade H of Comparative Example 1 and the grade O of Comparative Example 1 is a value even when the chain lengths are both 20 cm and 40 cm. It was clear that the ⁇ 1.5 iron ball ratios of Examples 1 and 2 were well below 100% in all qualities, whereas the measurement was impossible due to being too large.
- Example 1 and Comparative Examples 1 and 2 the cross-sectional hardness, tensile strength, and elongation of the processed material produced in each case of grades H, H / 2, and O were measured. The results are shown in Table 11. Since these cross-sectional hardness and tensile strength are both excellent in workability as the numerical value is smaller, it means that the production efficiency can be improved.
- the intermediate heat treatment in the grade H / 2 was performed under the same conditions (temperature 1000 to 1200 ° C.) as the homogenization heat treatment described above.
- Example 1 when compared with each of the grades H, H / 2, and O, Example 1 was smaller in hardness and tensile strength than Comparative Example 2. In terms of elongation, Example 1 has an elongation of 1% or more in any grade. Therefore, it has been found that the metal part for fastener according to the present invention has non-magnetism that does not cause malfunction of the meter reading device and can improve productivity.
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Abstract
この発明のファスナー用金属部品は、質量%で、C:0.08%以下、Si:0.05%~2.0%、Mn:8.0%より大きく且つ25.0%以下、P:0.06%以下、S:0.01%以下、Ni:6.0%より大きく且つ30.0%以下、Cr:13.0%~25.0%、Cu:0.2%~5.0%、N:0.20%未満、Al:0.002~1.5%を含有し、C+Nが0.20%未満で、残部がFeおよび不可避的不純物で構成されるとともに、下記の式(a)で表されるMd30を-150以下としてなるものである。 Md30=413-462(C+N)-9.2Si-8.1Mn-9.5Ni-13.7Cr-29Cu・・・・・・・(a) ここで、式(a)中の元素記号は、当該ファスナー用金属部品中でのその元素の含有量(質量%)を意味する。
Description
この発明は、たとえば、検針器による縫い針等の検出に供されることのある衣類に取り付けられるスライドファスナーのファスナー用金属部品及び、それを用いるスライドファスナー、並びに、ファスナー用金属部品の製造方法に関するものであり、特には、検針器で検出されない程度の非磁性を有するものとしつつ、ファスナー用金属部品の加工性を高めて生産能率を向上させる技術を提案するものである。
縫製段階で混入するおそれのある縫い針、折れ針その他の針を検出するための検針器が使用される衣類に取り付けるスライドファスナーは、針等の危険物として誤認されることによる検針器の誤作動の原因となることを防止するため、磁化されず、磁界の影響をほとんど受けない非磁性を有する金属材料で構成することが必要とされる。
ここで、耐食性と非磁性が要求される部品等には一般に、SUS304に代表されるオーステナイト系ステンレス鋼が用いられており、たとえば、特許文献1には、高耐食・高強度・非磁性ステンレス鋼として、MnとNの含有量を多くした高Mn・高N系のステンレス鋼が記載されている。
またここで、特許文献2には、スライドファスナー等に用いるステンレス鋼で、縫製時の折れ針の混入を適正に検出することを可能とするため、質量%で、C:0.01~0.15%、Si:0.1~5%、Mn:1~10%、Ni:8~25%、Cr:14~30%、N:0.01~0.06%未満を含有し、残部Fe及び不純物からなり、かつNi当量=Ni+0.6Mn+9.69(C+N)+0.18Cr-0.11Si2と定義されるNi当量の値が19以上であることを満足する組成を有し、1kOeの磁場中での透磁率が1.005以下、18kOeの磁場中での磁化が550memu/g以下、さらに、φ1.2mm鉄球以下の検針性能を示す検針器対応ステンレス鋼が提案されている。
しかるに、特許文献1に記載されたステンレス鋼では、加工されると加工誘起マルテンサイト変態が極めて微量ながらも生成されて低磁性を示すことになり、それ故に、このステンレス鋼では、たとえば、10000エルステッドの磁場中での磁束密度が0.01T以下となる程度の非磁性、いわゆる超非磁性を得ることができないので、これを用いてスライドファスナーを形成し、該スライドファスナーを有する衣類に対し、検針器を使用した場合は、そのスライドファスナーが検針器に検出されることによる誤作動のおそれがある。
また、特許文献2に記載されたステンレス鋼では、硬度が高くなり過ぎることにより、特に、スライドファスナーのエレメント列を構成する複数のエレメントを、そのステンレス鋼によって構成する場合に、それらのエレメントを連続的に成形することが困難となるので、製造能率の低下を余儀なくされるという問題の他、甚だしくはその成形型が破損する懸念があった。このステンレス鋼は、たとえば複数回の熱処理を施すことで硬度を低下させることができて、エレメントの連続成形が可能になるが、この場合は、熱処理の実施によって製造コストが嵩むという他の問題がある。
この発明は、従来技術が抱えるこのような問題を解決することを課題とするものであり、それの目的とするところは、検針器の誤作動を招かない程度の非磁性を有し、製造コストを比較的小さく抑えつつ、生産性を向上させることのできるファスナー用金属部品及び、それを用いるスライドファスナー、並びに、ファスナー用金属部品の製造方法を提供することにある。
この発明のファスナー用金属部品は、質量%で、C:0.08%以下、Si:0.05%~2.0%、Mn:8.0%より大きく且つ25.0%以下、P:0.06%以下、S:0.01%以下、Ni:6.0%より大きく且つ30.0%以下、Cr:13.0%~25.0%、Cu:0.2%~5.0%、N:0.20%未満、Al:0.002~1.5%を含有し、C+Nが0.20%未満で、残部がFeおよび不可避的不純物で構成されるとともに、下記の式(a)で表されるMd30を-150以下としてなるものである。
Md30=413-462(C+N)-9.2Si-8.1Mn-9.5Ni-13.7Cr-29Cu・・・・・・・(a)
ここで、式(a)中の元素記号は、当該ファスナー用金属部品中でのその元素の含有量(質量%)を意味する。
Md30=413-462(C+N)-9.2Si-8.1Mn-9.5Ni-13.7Cr-29Cu・・・・・・・(a)
ここで、式(a)中の元素記号は、当該ファスナー用金属部品中でのその元素の含有量(質量%)を意味する。
ここで、この発明では、検針性能として、ファスナーチェーン及びスライドファスナーの鉄球値がφ1.5mm以下であることが好ましく、また、務歯単体や、上下止具、開き具などの止具単体(素材)としては、10000エルステッド(Оe)の磁場中に該部品を配置した際に示される磁束密度が0.01T以下、特に0.007T以下となることが好ましい。
なお、この発明のファスナー用金属部品は、冷間加工、或いは、冷間加工及び熱処理が施されたものであることが好ましい。
なお、この発明のファスナー用金属部品は、冷間加工、或いは、冷間加工及び熱処理が施されたものであることが好ましい。
この発明のファスナー用金属部品では、質量%で、Moを3.0%以下で更に含有するものとすることができ、この場合、上記の式(a)で表されるMd30に代えて、下記の式(b)で表されるMd30’を-150以下とすることが好ましい。
Md30’=413-462(C+N)-9.2Si-8.1Mn-9.5Ni-13.7Cr-18.5Mo-29Cu・・・・・・・(b)
Md30’=413-462(C+N)-9.2Si-8.1Mn-9.5Ni-13.7Cr-18.5Mo-29Cu・・・・・・・(b)
上記のファスナー用金属部品は、質量%で、Nb、V、Ti、W、Taから選択される少なくとも一種類を、一種類当り1.0%以下で更に含有するものであってもよい。
またここでは、質量%で、Coを3.0%以下で更に含有し、及び/又は、質量%で、Bを0.015%以下で更に含有するものとすることができる。
そしてまた、質量%で、Ca:0.01%以下、Mg:0.01%以下、REM:0.05%以下から選択される一種類以上を更に含有するものであってもよい。
またここでは、質量%で、Coを3.0%以下で更に含有し、及び/又は、質量%で、Bを0.015%以下で更に含有するものとすることができる。
そしてまた、質量%で、Ca:0.01%以下、Mg:0.01%以下、REM:0.05%以下から選択される一種類以上を更に含有するものであってもよい。
また、この発明のスライドファスナーは、複数のエレメントを並べて配置した一対のエレメント列と、それらのエレメント列の各エレメントを相互に噛合ないし分離させるべく、該エレメント列に沿って摺動変位可能なスライダーとを含むファスナー構成部品からなるものであって、前記ファスナー構成部品のうち、少なくともエレメント列の各エレメントを、先に述べたいずれかのファスナー用金属部品で構成したものである。
そしてまた、この発明の、ファスナー用金属部品の製造方法は、先述のファスナー用金属部品を製造するに当り、所定の組成を有する線材ないし鋼線(例えば、丸線)に対して冷間加工(線引き加工、圧延加工など)を施して、該線材ないし鋼線を、たとえば断面形状が略Y字状等の異形線、及び/又は、断面形状が矩形状の平角線からなる加工材(後で記載するワイヤー)に成形し、その後、前記加工材に冷間加工(切断加工、プレス加工など)を施すことにある。
ここでは、前記加工材の断面硬度が、JIS Z2244のビッカース硬さ試験に準拠して測定したビッカース硬さHVで220~360であり、JIS Z2241の引張試験に準拠して測定した該加工材の伸びが1%以上、引張強度が450MPa~1100MPaの範囲内であることが好ましい。
ここでは、前記加工材の断面硬度が、JIS Z2244のビッカース硬さ試験に準拠して測定したビッカース硬さHVで220~360であり、JIS Z2241の引張試験に準拠して測定した該加工材の伸びが1%以上、引張強度が450MPa~1100MPaの範囲内であることが好ましい。
この発明によれば、ファスナー用金属部品の組成を上述したものとし、また式(a)で表されるMd30を-150以下としたことにより、検針器に検出されない程度の非磁性を有するものとなり、しかも、従来技術のステンレス鋼に比して冷間加工後の硬度が比較的小さくなることから、特に、ファスナー用金属部品をエレメントとしたときは、複数回の熱処理を施すことなしに、それらのエレメントの連続成形が可能になり、その結果として、ファスナー用金属部品への加工が容易となって、複数回の熱処理等の実施による製造コストの増大なしに、製造能率を大きく高めることができる。
以下に図面を参照しつつ、この発明の実施の形態について詳細に説明する。
図1に例示するスライドファスナー1は、複数のエレメント2aを図では上下方向に並べて配置してなる左右一対のエレメント列2と、それらの各エレメント列2のそれぞれのエレメント2aが取り付けられて、図の上下方向に延びて比較的太い紐状をなす芯部3aを有する、布等からなるファスナーテープ3と、内部に、それぞれのエレメント列2が挿通されて、対をなすエレメント列2の各エレメント2aを相互に噛合ないし分離させるべく、エレメント列2の延在方向(図では上下方向)に沿って摺動変位可能な、たとえば使用者に狭持される引手付きのスライダー4とを備えてなる。
図1に例示するスライドファスナー1は、複数のエレメント2aを図では上下方向に並べて配置してなる左右一対のエレメント列2と、それらの各エレメント列2のそれぞれのエレメント2aが取り付けられて、図の上下方向に延びて比較的太い紐状をなす芯部3aを有する、布等からなるファスナーテープ3と、内部に、それぞれのエレメント列2が挿通されて、対をなすエレメント列2の各エレメント2aを相互に噛合ないし分離させるべく、エレメント列2の延在方向(図では上下方向)に沿って摺動変位可能な、たとえば使用者に狭持される引手付きのスライダー4とを備えてなる。
なおここで、このスライドファスナー1では、エレメント列2の一端部(図1では上端部)に、エレメント2aの噛合・分離によって一対のエレメント列2を開閉するスライダー4の、エレメント列2を閉じる方向の更なる変位を阻止する上止具5を設けるとともに、エレメント列2の他端部(図1では下端部)に、スライダー4の、エレメント列2を開く方向の更なる変位を阻止する下止具6を設け、それらの止具5、6により、スライダー4の移動範囲を規制している。
ここにおいて、この発明では、上述したスライドファスナー1の、エレメント列2の各エレメント2a、スライダー4、上下止具5、6その他の、金属材料で形成可能なファスナー構成部品のうちの少なくとも一個のファスナー構成部品、特に各エレメント2aを、後述するオーステナイト系ステンレス鋼からなるファスナー用金属部品で構成する。好ましくは、スライダー4、上止具5及び下止具6等の、他のファスナー用金属部品の少なくとも一つも、当該オーステナイト系ステンレス鋼で形成する。
このことによれば、スライドファスナー1を取り付けた衣類に対し、検針器による縫い針その他の針の検出を行う際に、ファスナー用金属部品を形成するオーステナイト系ステンレス鋼に固有の性質である超非磁性により、検針器が当該ファスナー用金属部品を針と誤って検出するおそれを有利に取り除くことができる。
しかも、そのオーステナイト系ステンレス鋼は、特許文献1に記載された従来のステンレス鋼に比して冷間加工後の硬度が小さいことから、複数回の熱処理の実施を要せずして容易に加工することができ、それ故に、当該ファスナー用金属部品を製造するに当っては、比較的小さな製造コストの下で、製造能率を高めることができる。
しかも、そのオーステナイト系ステンレス鋼は、特許文献1に記載された従来のステンレス鋼に比して冷間加工後の硬度が小さいことから、複数回の熱処理の実施を要せずして容易に加工することができ、それ故に、当該ファスナー用金属部品を製造するに当っては、比較的小さな製造コストの下で、製造能率を高めることができる。
そして、この発明のファスナー用金属部品を構成するオーステナイト系ステンレス鋼は、質量%で、C:0.08%以下、Si:0.05%~2.0%、Mn:8.0%より大きく且つ25.0%以下、P:0.06%以下、S:0.01%以下、Ni:6.0%より大きく且つ30.0%以下、Cr:13.0%~25.0%、Cu:0.2%~5.0%、N:0.20%未満、Al:0.002~1.5%を含有し、C+Nが0.20%未満で、残部がFeおよび不可避的不純物で構成されるとともに、
式(a):Md30=413-462(C+N)-9.2Si-8.1Mn-9.5Ni-13.7Cr-29Cu
で表されるMd30を-150以下としたものである。
式(a):Md30=413-462(C+N)-9.2Si-8.1Mn-9.5Ni-13.7Cr-29Cu
で表されるMd30を-150以下としたものである。
このオーステナイト系ステンレス鋼では、式(a)で表されるMd30を上記のように小さくしたことにより、オーステナイト系安定度が大幅に向上されて、複雑な形状に形成するべく冷間加工を行った場合であっても、磁性体である加工誘起マルテンサイト組織の生成を完全に抑制できる。また、C、Nの含有量を小さくするとともに、Cu、Alを上記範囲で含有させることで、加工硬化が抑制されて所要の冷間加工性を確保することができる。そしてまた、Mn、Niの含有量を上記の範囲にすることで、非磁性体のベース磁性を更に低減して超非磁性を得ることができる。
(各成分の添加量)
Cは、0.08%を超えて添加すると強度が高くなり冷間加工性に劣るため、上限を0.08%とし、好ましくは0.05%以下とする。一方、Cの含有量を過度に減らすと製造コストの増加につながるので、下限は0.001%とすることが好ましく、特にCの含有量は0.01%以上であることがより好ましい。Cの含有量の好ましい範囲は、0.01~0.05%である。
Siは、脱酸のために0.05%以上添加し、好ましくは0.1%以上添加する。しかしながら、2.0%を超えてSiを添加すると冷間加工性に劣る。このため、Si含有量は、上限を2.0%とし、好ましくは1.0%以下にする。Si含有量の好ましい範囲は、0.1~1.0%である。
Cは、0.08%を超えて添加すると強度が高くなり冷間加工性に劣るため、上限を0.08%とし、好ましくは0.05%以下とする。一方、Cの含有量を過度に減らすと製造コストの増加につながるので、下限は0.001%とすることが好ましく、特にCの含有量は0.01%以上であることがより好ましい。Cの含有量の好ましい範囲は、0.01~0.05%である。
Siは、脱酸のために0.05%以上添加し、好ましくは0.1%以上添加する。しかしながら、2.0%を超えてSiを添加すると冷間加工性に劣る。このため、Si含有量は、上限を2.0%とし、好ましくは1.0%以下にする。Si含有量の好ましい範囲は、0.1~1.0%である。
Mnは、冷間加工後のオーステナイトの安定度を飛躍的に高めると共に超非磁性を得るために8.0%より多い量で添加し、好ましくは13.0%より多くする。しかしながら、25.0%を超えてMnを添加すると、その効果は飽和し、強度が高くなるとともに、冷間加工性が悪くなる。そのため、Mn含有量は、上限を25.0%とし、好ましくは20.0%以下とし、さらに好ましくは16.0%未満にする。Mn含有量の好ましい範囲は、13.0%より大きく、かつ20%以下である。Mn含有量は16.0%未満であることが更に好ましい。
Pの含有量は、冷間加工性を確保するために0.06%以下とし、好ましくは0.04%以下にする。しかしながら、Pの含有量をゼロにすることは工業的に困難であるので、好ましい範囲は、0.01%~0.04%である。
Sの含有量は、線材の熱間製造性および耐食性を確保するために0.01%以下とし、好ましくは0.005%以下にする。しかしながら、Sの含有量をゼロにすることは工業的に困難なことから、好ましい範囲は、0.0002~0.005%である。
Sの含有量は、線材の熱間製造性および耐食性を確保するために0.01%以下とし、好ましくは0.005%以下にする。しかしながら、Sの含有量をゼロにすることは工業的に困難なことから、好ましい範囲は、0.0002~0.005%である。
Niは、冷間加工後のオーステナイトの安定度を飛躍的に高めると共に超非磁性を確保するために6.0%より多い量で添加し、好ましくは8.0%以上添加する。しかしながら、30.0%を超えてNiを添加すると、オーステナイト系で非磁性であっても、インバー合金のようにFe-Ni対の原子間結合数が増大し、僅かな磁気特性を示すようになる。そのため、Ni含有量の上限を30.0%とし、好ましくは20.0%以下とし、さらに好ましくは10.0%未満とする。Fe-Ni対の原子間結合を極力低減することが好ましいため、Ni含有量の好ましい範囲は、8.0%以上且つ10.0%未満である。
Crは、冷間加工後のオーステナイトの安定度を飛躍的に高めるとともに超非磁性を確保し、さらに高耐食性を得るために13.0%以上添加し、好ましくは15.0%以上添加する。しかしながら、25.0%を超えてCrを添加すると、強磁性体のbcc構造のδ(デルタ)-フェライトが組織の一部に生成されるので、磁性を示すとともに、強度が上昇し、冷間加工性が低下する。そのため、Cr含有量の上限は25.0%とし、好ましくは20.0%以下とする。Cr含有量の好ましい範囲は、15.0%~20.0%である。
Cuは、冷間加工後のオーステナイトの安定度を飛躍的に高めるとともに超非磁性を確保し、且つ、オーステナイトの加工硬化を抑制して冷間加工性を確保するために0.2%以上添加する。Cuは、好ましくは1.0%以上、さらに好ましくは3.0%より多く添加する。しかしながら、5.0%を超えてCuを添加すると、Cuの著しい凝固偏析で熱間割れが生成するため、工業的に製造できなくなる。そのため、Cu含有量は、上限を5.0%とし、好ましくは4.0%以下とする。好ましくは、Cu含有量を1.0%~4.0%とし、更に好ましくは、3.0%より大きく且つ4.0%以下とする。
Nは、0.20%以上添加すると強度が高くなり冷間加工性に劣る。そのため、Nの含有量は、0.20%未満とし、好ましくは0.10%未満にする。一方、Nの含有量を過度に減らすことは製造コストの増加につながるので、Nの含有量は0.001%以上とすることが好ましく、0.01%以上とすることがより好ましい。Nの含有量の好ましい範囲は、0.01以上かつ0.10%未満である。
Alは、脱酸元素であり、また、Cuと同様にオーステナイトの加工硬化を抑制して冷間加工性を確保するために重要な元素であり、0.002%以上含有するものとし、好ましくは0.01%以上含有するものとする。しかしながら、1.5%を超えてAlを添加するとその効果は飽和し、粗大介在物が生成されて、冷間加工性が逆に劣化する。そのため、Al含有量の上限を1.5%とし、好ましくは1.3%以下、より好ましくは1.2%以下とする。Al含有量の好ましい範囲は、0.01%~1.2%である。
C+Nは、軟質化させ複雑形状部品への冷間加工性を確保するため、0.20%未満に限定する。C+Nの含有量は、好ましくは0.10%以下である。
先述した式(a)におけるMd30は、冷間加工後の加工誘起マルテンサイト量と成分の関係を調査して得られた指標であり、単相のオーステナイトに対して0.3の引張真歪を与えたときに、組織の50%がマルテンサイトに変態する温度である。Md30は、その数値が小さいほどオーステナイトが安定であり、マルテンサイトの生成が抑制される。したがって、線材の超非磁性を確保するためにMd30値を制御する必要がある。冷間加工後でも超非磁性を示すものとするため、Md30は-150以下に制御する必要がある。Md30は、-170以下とすることが好ましく、更に好ましくは-200以下である。
不可避的不純物とは、例えば、通常のステンレス鋼の製造で混入するO:0.001~0.01%、Zr:0.0001~0.01、Sn:0.001~0.1、Pb:0.00005~0.01%、Bi:0.00005~0.01%、Zn:0.0005~0.01%等、原料や耐火物に含有される物質である。
Moは、製品の耐食性を向上するため、必要に応じて、好ましくは0.01%以上、より好ましくは0.2%以上添加することができる。しかしながら、3.0%を超えてMoを添加すると、強度が高くなり、冷間加工性が低下する可能性がある。そのため、Mo含有量の上限は3.0%、好ましくは2.0%とすることができる。Mo含有量の特に好ましい範囲は、0.2~2.0%である。
なお、Moを含有する場合は、先述の式(a)に代えて、下記の式(b)より算出したMd30’を用いて、この式(b)によるMd30’を-150以下とすることが好ましい。
式(b):Md30’=413-462(C+N)-9.2Si-8.1Mn-9.5Ni-13.7Cr-18.5Mo-29Cu
なお、Moを含有する場合は、先述の式(a)に代えて、下記の式(b)より算出したMd30’を用いて、この式(b)によるMd30’を-150以下とすることが好ましい。
式(b):Md30’=413-462(C+N)-9.2Si-8.1Mn-9.5Ni-13.7Cr-18.5Mo-29Cu
Nb、V、Ti、W、Taは、炭窒化物を形成して耐食性を向上するため、必要に応じて、一種類以上を添加することができる。Nb、V、Ti、W、Taのうちの一種類以上を含有する場合、各元素の含有量は、好ましくは0.01%以上、より好ましくは0.05%以上とする。これらの各元素を、1.0%を超えて添加すると粗大介在物が生成し、冷間加工性が低下する可能性がある。このため、Nb、V、Ti、W、Taのそれぞれの含有量は、上限を1.0%とすることができ、好ましくは0.6%以下とする。好ましい各元素の含有量の範囲は、0.05~0.6%である。
Coは、冷間加工後のオーステナイトの安定度を飛躍的に高めるとともに超非磁性を得るため、必要に応じて、好ましくは0.05%以上、より好ましくは0.2%以上を添加することができる。しかしながら、3.0%を超えてCoを添加すると、強度が高くなり、冷間加工性が劣化する可能性がある。そのため、Coの含有量は、上限を3.0%とすることが好ましく、なかでも1.0%以下とすることがより好ましい。Coの含有量の特に好ましい範囲は、0.2~1.0%である。
Bは、熱間製造性を向上させるため、必要に応じて、0.0005%以上、好ましくは0.001%以上添加することができる。しかしながら、0.015%を超えてBを添加すると、逆にボライドが生成されて冷間加工性が低下する可能性がある。そのため、Bの含有量は、上限を0.015%とし、好ましくは0.01%以下とすることができる。Bの含有量の好ましい範囲は、0.001%~0.01%である。
Ca、Mg、REMは、脱酸に有効な元素であり、必要に応じて、これらの元素のうちの一種類以上を添加することができるが、過度に添加すると、軟磁性が劣化するとともに、粗大脱酸生成物が生成することによって冷間加工性が低下する可能性がある。そのためCaを含有する場合には、その含有量を0.01%以下、好ましくは0.004%以下とする。Mgを含有する場合には、その含有量を0.01%以下、好ましくは0.0015%以下とする。REMを含有する場合には、その含有量を0.05%以下、好ましくは0.01%以下とする。また、Ca含有量の好ましい下限値は、0.0005%、より好ましくは0.001%である。Mg含有量の好ましい下限値は、0.0005%、より好ましくは0.0006%である。REM含有量の好ましい下限値は、0.0005%、より好ましくは0.001%である。これらの各元素の含有量の好ましい範囲は、Ca:0.001~0.004%、Mg:0.0006~0.0015%、REM:0.001~0.01%である。
(元線材の引張強さ、引張破断絞り)
この発明のファスナー用金属部品を形成するためのオーステナイト系ステンレス鋼の、線材の引張強さは、650MPa以下、特に590MPa以下とすることができ、また、この元線材の引張破断絞りは、70%以上、特に75%以上とすることができる。元線材の引張強さが650MPa以下であると、冷間加工性が良好なものになる。また、元線材の引張破断絞りが70%以上であると、冷間加工性が良好なものになる。
この発明のファスナー用金属部品を形成するためのオーステナイト系ステンレス鋼の、線材の引張強さは、650MPa以下、特に590MPa以下とすることができ、また、この元線材の引張破断絞りは、70%以上、特に75%以上とすることができる。元線材の引張強さが650MPa以下であると、冷間加工性が良好なものになる。また、元線材の引張破断絞りが70%以上であると、冷間加工性が良好なものになる。
これらの機械特性は、必要とされる冷間加工性に応じて、鋼の成分組成をより厳密に制御することで、更に向上させることができる。
即ち、成分組成をMn:13.0%より大きく且つ20%以下、Cu:1.0%~4.0%、Al:0.01%~1.3%、N:0.01以上かつ0.10%未満に制御したときは、引張強さが590MPa以下、及び、引張破断絞りが75%以上の線材になる。それにより、線材の冷間加工性は更に向上する。
即ち、成分組成をMn:13.0%より大きく且つ20%以下、Cu:1.0%~4.0%、Al:0.01%~1.3%、N:0.01以上かつ0.10%未満に制御したときは、引張強さが590MPa以下、及び、引張破断絞りが75%以上の線材になる。それにより、線材の冷間加工性は更に向上する。
(検針性能)
検針性能は、磁束中に、一定速度で金属を通過させたときに生じる磁束密度の変化量を測定する静磁界型検針器で、φ1.5mmの鉄球に相当する磁束密度の変化量を、基準値(指示値)として100に設定し、被測定物を測定したときの検針値を前記基準値との相対値に基づき評価したものである。つまり、被測定物の検針値が基準値以下であれば、鉄球値がφ1.5mm以下となる。また、検針性能は、φ0.8、1.2及び1.5mmの鉄球値のうち、いずれの鉄球値以下に相当するかで表され、φ0.8mm以下の場合、縫製に使用される最も小さな特殊サイズの折れ針をも検知できることを意味し、φ1.5mm以下の場合、通常使用されるサイズの折れ針を充分に検知できることを意味する。
検針性能は、磁束中に、一定速度で金属を通過させたときに生じる磁束密度の変化量を測定する静磁界型検針器で、φ1.5mmの鉄球に相当する磁束密度の変化量を、基準値(指示値)として100に設定し、被測定物を測定したときの検針値を前記基準値との相対値に基づき評価したものである。つまり、被測定物の検針値が基準値以下であれば、鉄球値がφ1.5mm以下となる。また、検針性能は、φ0.8、1.2及び1.5mmの鉄球値のうち、いずれの鉄球値以下に相当するかで表され、φ0.8mm以下の場合、縫製に使用される最も小さな特殊サイズの折れ針をも検知できることを意味し、φ1.5mm以下の場合、通常使用されるサイズの折れ針を充分に検知できることを意味する。
そして、この発明では、鉄球値がφ1.5mm以下の検針性能を有することが好ましく、より好ましくはφ1.2mm以下であり、特にφ0.8mm以下であることが最も好ましい。なおここでは、被測定物はファスナーチェーンであり、被測定物の検針値はこれを検針器の進行方向に対して垂直に流して得られた結果である。
(磁束密度)
この発明では、たとえば、エレメント2aの一個を、10000エルステッド(Оe)の磁場中に配置した際に、そのエレメント一個分の磁束密度が0.01T以下を示す超非磁性を有することが好ましい。より好ましくは、10000エルステッド(Оe)の同様の磁場中における磁束密度が0.007T以下である。上下止具5、6または開き具などの止具単体の磁束密度についても同様である。
この発明では、たとえば、エレメント2aの一個を、10000エルステッド(Оe)の磁場中に配置した際に、そのエレメント一個分の磁束密度が0.01T以下を示す超非磁性を有することが好ましい。より好ましくは、10000エルステッド(Оe)の同様の磁場中における磁束密度が0.007T以下である。上下止具5、6または開き具などの止具単体の磁束密度についても同様である。
(製造方法)
以上に述べたファスナー用金属部品は、以下に例示説明するような方法で製造することができる。
はじめに、上述したような成分組成を有する鋳片を、99%以上の減面率で熱間線材圧延し、その後、1000~1200℃で均一化熱処理を施して線材を得る。
なお、細径の線材圧延では、薄板、厚板、鋼管、棒圧延とは異なり、強熱間加工を施すことが可能である。熱間線材圧延および均一化熱処理は、線材を均一化して超非磁性を安定化させるのに有効である。とりわけ、軟質で、且つ、冷間加工後も安定して超非磁性となる線材を得るには、上記の成分組成を有する鋳片を、合計99%以上という極めて高い減面率で熱間線材圧延し、その後、1000~1200℃で均一化熱処理を施す必要がある。
以上に述べたファスナー用金属部品は、以下に例示説明するような方法で製造することができる。
はじめに、上述したような成分組成を有する鋳片を、99%以上の減面率で熱間線材圧延し、その後、1000~1200℃で均一化熱処理を施して線材を得る。
なお、細径の線材圧延では、薄板、厚板、鋼管、棒圧延とは異なり、強熱間加工を施すことが可能である。熱間線材圧延および均一化熱処理は、線材を均一化して超非磁性を安定化させるのに有効である。とりわけ、軟質で、且つ、冷間加工後も安定して超非磁性となる線材を得るには、上記の成分組成を有する鋳片を、合計99%以上という極めて高い減面率で熱間線材圧延し、その後、1000~1200℃で均一化熱処理を施す必要がある。
ここで、熱間線材圧延での減面率の合計が99%未満になると材料の均一化が不足し、超非磁性を得ることが困難になる。そのため、熱間線材圧延での減面率を99%以上とし、好ましくは99.5~99.99%する。
またここで、熱間線材圧延後の均一化熱処理温度が1000℃未満になると、強度が高くなり冷間加工性に劣る上、均一化が不足するため超非磁性にも劣る。そのため、均一化熱処理温度は1000℃以上とし、1050℃以上とすることが好ましい。一方、均一化熱処理温度が1200℃を超えると強磁性であるフェライト相が析出するため、超非磁性に劣る。そのため、均一化熱処理温度は1200℃以下とすることができ、1150℃以下とすることが好ましい。均一化熱処理温度の範囲は1000~1200℃とすることができ、好ましくは1000~1150℃とする。
このように、強熱間加工を施す線材圧延での減面率と、その後の均一化熱処理条件を規定して、ミクロな合金偏析を軽減することで超非磁性が安定する。
またここで、熱間線材圧延後の均一化熱処理温度が1000℃未満になると、強度が高くなり冷間加工性に劣る上、均一化が不足するため超非磁性にも劣る。そのため、均一化熱処理温度は1000℃以上とし、1050℃以上とすることが好ましい。一方、均一化熱処理温度が1200℃を超えると強磁性であるフェライト相が析出するため、超非磁性に劣る。そのため、均一化熱処理温度は1200℃以下とすることができ、1150℃以下とすることが好ましい。均一化熱処理温度の範囲は1000~1200℃とすることができ、好ましくは1000~1150℃とする。
このように、強熱間加工を施す線材圧延での減面率と、その後の均一化熱処理条件を規定して、ミクロな合金偏析を軽減することで超非磁性が安定する。
しかる後は、上記の線材に対して冷間加工を施して、該線材を、平角線及び/又は異形線からなる加工材に成形し、その後、前記加工材に冷間加工を施すことにより、ファスナー用金属部品を製造することができる。
ここにおいて、加工材の、圧延等の冷間加工の過程においては加工材に、焼鈍等の熱処理、つまり、圧延間に実施する中間熱処理を施すことが可能であり、これにより、硬度が低下するので、加工性をさらに向上させることができる。ここで行う熱処理は、上記の均一加熱処理と同等の処理を行うことが好ましい。
ここにおいて、加工材の、圧延等の冷間加工の過程においては加工材に、焼鈍等の熱処理、つまり、圧延間に実施する中間熱処理を施すことが可能であり、これにより、硬度が低下するので、加工性をさらに向上させることができる。ここで行う熱処理は、上記の均一加熱処理と同等の処理を行うことが好ましい。
なおここで、加工材の硬度はビッカース硬さHVで220~360、引張強度は450MPa~1100MPaの範囲内とし、また、加工材の伸びは1%以上とすることが、ファスナー用金属部品としてのエレメント等の連続成形を行うことができる点から好ましい。これはすなわち、加工材の硬度HVが220未満、又は、引張強度が450MPa以下の場合は、エレメント成形時の材料変形が大きく、所定の形状への高精度な加工が難しくなり、一方、加工材の硬度HVが360を超える場合や、強度が1100MPaより大きい場合、又は、伸びが1%を下回る場合は、エレメントの連続成形が困難となる場合がある。
務歯植付成形を行うための成形型の早期破損を抑え、務歯植付成形の精度をさらに安定化するためには、加工材のビッカース硬さHVを220~310とすることがさらに好ましく、また引張強度は、700~800MPaとすることがさらに好ましい。
務歯植付成形を行うための成形型の早期破損を抑え、務歯植付成形の精度をさらに安定化するためには、加工材のビッカース硬さHVを220~310とすることがさらに好ましく、また引張強度は、700~800MPaとすることがさらに好ましい。
ところで、スライドファスナー1のエレメント列2を構成する各エレメント2aは、図2にその製造工程の一部を示すように、金属材料からなるとともに全長にわたって横断面形状が略Y字状をなす加工材としてのエレメント用の異形線12を所定の長さで切断して、これをエレメント形成部材12aとし、そして、エレメント形成部材12aにプレス加工を施すことで、使用時に他のエレメント2aと噛合する係合頭部2bを形成し、その後、Y字状をなすエレメント形成部材12aの、二股に延びる両脚部2c間に、ファスナーテープ3の芯部3aを配置した状態で、それらの脚部2cを内側に向けて塑性変形させて、脚部2c間に芯部3aを挟み込んで加締めることにより、ファスナーテープ3に取り付けて形成することができる。
ここで特に、図1に例示するようなスライドファスナー1のファスナー構成部品のうち、上記のように形成されるエレメント2を、この発明でいうファスナー用金属部品で構成したときは、ファスナー用金属部品のオーステナイト系ステンレス鋼の硬度が比較的小さいことにより、上述したようなエレメント2aの成形を、エレメント成形取付機によって連続して行うことができるので、製造能率を飛躍的に向上させることができる。なお、上記の異形線12の形成に当って焼鈍等の熱処理を複数回実施することも可能であるが、そのような熱処理を実施しなくとも、エレメント2aの連続成形を行うことが可能であるから、熱処理を行うことに起因するコストの増大を防止することができる。
スライドファスナー1による検針器の誤作動をより有効に防止するとともに、製造能率をさらに高めるとの観点からは、上止具5や下止具6、スライダー4等の、金属材料で形成可能なファスナー構成部品もまた、この発明のファスナー用金属部品で構成することが好ましい。
なお、例えば、上止具5は、図2に示すような加工材である平板状の上止具用の平角線15を、所定の長さで切断するとともにU字状に塑性変形させて、上止具形成部材15aを形成し、この上止具形成部材15aを、ファスナーテープ3に対し、芯部3aを挟み込む態様で加締め固定することにより、ファスナーテープ3上に形成することができる。また、下止具6は、図2に示すような、二つのU字を下部で連結した断面形状を有する加工材としての下止具用の異形線16を所定の長さで切断することで形成される下止具形成部材16aを、それぞれのファスナーテープ3に対して加締め固定することで取り付けることができる。但し、上止具5及び下止具6は、上記の形成方法に限定されるものではなく、たとえば、上止具5を異形線で形成するとともに、下止具6を平角線で形成することも可能である。
図示のスライダー4は、図示は省略するが、断面が矩形状をなす板状の長尺体をプレス加工を多段階で施して所定の間隔で切断することで、スライダー胴体を作製し、さらに、これに対してスプリング及び引手を装着したものである。なお、引手は断面矩形状の板状体から所定形状を打ち抜くことで形成可能である。
なお、この発明のファスナー用金属部品を製造するに当っては、先述した線材を伸線加工した鋼線を用いることも可能である。この鋼線は、上述した線材と同様の成分組成とMd30値を有するものとし、それによって超非磁性を示す。
かかる鋼線は、冷間加工性を担保するため、引張強さが650MPa以下であり、引張破断絞りが70%以上のものであることが好ましい。このような鋼線の特性は、上記の線材を素材として利用することにより得ることができる。
かかる鋼線は、冷間加工性を担保するため、引張強さが650MPa以下であり、引張破断絞りが70%以上のものであることが好ましい。このような鋼線の特性は、上記の線材を素材として利用することにより得ることができる。
また鋼線は、鋼線材と同様に、成分組成をMn:13.0%超、20%以下、Cu:1.0%~4.0%、Al:0.01%~1.3%、N:0.01以上、0.10%未満に制御することで、引張強さが590MPa以下、及び、引張破断絞りが75%以上になる。このような鋼線とすることにより、冷間加工性は更に向上する。
ところで、NiやCuは常磁性鋼の磁性に影響を及ぼす。線材または鋼線の横断面内中心部のNi濃度のばらつきの標準偏差σが5%以下であって、かつCu濃度のばらつきの標準偏差σが1.5%以下であるものでは、局所的な磁性の高い場所の形成が抑制されているため、超非磁性が安定して得られる。そのため、Ni濃度のばらつきの標準偏差σを5%以下、Cu濃度のばらつきの標準偏差σを1.5%以下とすることが好ましい。より好ましくは、Ni濃度のばらつきの標準偏差σを3%以下、Cu濃度のばらつきの標準偏差σを1.0%以下とする。
なお、線材または鋼線の横断面内中心部のNi濃度またはCu濃度のばらつきの標準偏差σは、線材または鋼線の横断面の中心領域の任意箇所を、EPMA(電子線マイクロアナライザ)分析でNi濃度およびCu濃度をマップ分析した結果から求められるものである。
ここで、線材または鋼線の横断面の中心領域とは、横断面形状が円形である場合は、中心から線材または鋼線の直径の1/4を半径とする円で囲まれた領域を意味する。また、横断面形状が、辺の数が4以上の正多角形である場合は、中心から、中心を通る対角線の長さの1/4を半径とする円で囲まれた領域を意味する。また、横断面形状が、後述する鋼線コイルを形成する図3~図5に示す異形断面形状を有するものである場合は、以下の領域を意味する。まず、第1直線部51a(91a)の一端と第2直線部52a(92a)における第1直線部51a(91a)の一端から遠い方の端部とを結ぶ直線からなる第1対角線71とを描く。また、第1直線部51a(91a)の他端と第2直線部52a(92a)における第1直線部51a(91a)の他端から遠い方の端部とを結ぶ直線からなる第2対角線72を描く。そして、第1対角線71と第2対角線72のうち短い方(図3では第2対角線72)の長さ方向の中心位置73を中心とし、第1対角線71と第2対角線72のうち短い方の長さの1/4を半径rとする円で囲まれた領域を横断面の中心領域とする。
上述した鋼線の製造方法は、特に限定されるものではなく、一般的な方法を用いることが出来る。一般的な鋼線の製造方法とは、例えば、鋼線材を伸線率10~95%で伸線する工程と、900~1200℃で5秒~24時間のストランド焼鈍を行う工程とを含む方法が挙げられる。
鋼線材の伸線率は、鋼線の寸法精度を高めるため、10%以上であることが好ましく、20%以上であることがより好ましい。また、鋼線材の伸線率は、伸線中の破断を防止するため95%以下であることが好ましく、90%以下であることがより好ましい。
鋼線材の伸線率は、鋼線の寸法精度を高めるため、10%以上であることが好ましく、20%以上であることがより好ましい。また、鋼線材の伸線率は、伸線中の破断を防止するため95%以下であることが好ましく、90%以下であることがより好ましい。
ストランド焼鈍の温度は、伸線工程による歪を取り除くために900℃以上であることが好ましく、1000℃以上であることがより好ましい。また、ストランド焼鈍の温度は、強磁性であるフェライト相の析出を防止するために1200℃以下であることが好ましく、1150℃以下であることがより好ましい。
ストランド焼鈍の焼鈍時間は、十分な焼鈍効果を得るために5秒以上であることが好ましく、20秒以上であることがより好ましい。また、ストランド焼鈍の焼鈍時間は、生産性を向上させるために、24時間以下であることが好ましく、1時間以下であることがより好ましい。
ストランド焼鈍の焼鈍時間は、十分な焼鈍効果を得るために5秒以上であることが好ましく、20秒以上であることがより好ましい。また、ストランド焼鈍の焼鈍時間は、生産性を向上させるために、24時間以下であることが好ましく、1時間以下であることがより好ましい。
鋼線の断面形状は、特に限定されるものではなく、円形であってもよいし、多角形などの異形断面形状であってもよい。鋼線が異形断面形状である場合、ストランド焼鈍後に巻き取ることによる断面形状の変形を防止するために、後述する断面形状とすることが好ましい。
以上に述べたような、特定の断面形状を有する鋼線を、特定の条件で巻き取ることにより、鋼線コイルを形成することができる。
鋼線から複雑形状に加工するには、鋼線の段階で最終製品に近い形状を有するニアネットシェイプのものであることが好ましい。但し、鋼線をニアネットシェイプの異形断面形状に加工する場合、線材に伸線加工を施して異形断面形状の鋼線とし、ストランド焼鈍を行った後に巻き取ると、鋼線の断面形状が潰れてしまう可能性がある。そのため、鋼線は、鋼線コイルとするべくストランド焼鈍後に巻き取ってしても潰れないような以下に示す断面形状とすることが好ましい。
鋼線から複雑形状に加工するには、鋼線の段階で最終製品に近い形状を有するニアネットシェイプのものであることが好ましい。但し、鋼線をニアネットシェイプの異形断面形状に加工する場合、線材に伸線加工を施して異形断面形状の鋼線とし、ストランド焼鈍を行った後に巻き取ると、鋼線の断面形状が潰れてしまう可能性がある。そのため、鋼線は、鋼線コイルとするべくストランド焼鈍後に巻き取ってしても潰れないような以下に示す断面形状とすることが好ましい。
図3は、鋼線コイルに巻き取られた鋼線の断面形状を説明するための断面図である。図3に示す断面形状は、矩形であり、第1直線部51aを有する第1辺51と、第1直線部51aに対して30°以下の角度(α)で傾斜して第1直線部51aと対向配置された第2直線部52aを有する第2辺52と、第1辺51の一端と第2辺52における第1辺51の一端に近い方の端部とを繋ぐ直線からなる第3辺53と、第1辺51の他端と第2辺52における第1辺51の他端に近い方の端部とを繋ぐ直線からなる第4辺54とを含むものである。
図3に示す断面形状では、第1直線部51aの延在方向と第2直線部52aの延在方向とのなす角度αが30°以下となっている。図3に例示するところでは、第1直線部51aに対して傾斜した角度で第2直線部52aが配置されているが、第2辺52の第2直線部52aは、第1直線部51aと平行であってもよい。
図3に示す断面形状では、第1直線部51aの延在方向と第2直線部52aの延在方向とのなす角度αが30°以下となっている。図3に例示するところでは、第1直線部51aに対して傾斜した角度で第2直線部52aが配置されているが、第2辺52の第2直線部52aは、第1直線部51aと平行であってもよい。
通常、線材に伸線加工を施して得られた異形断面形状の鋼線には、ストランド焼鈍が施される。ストランド焼鈍後の鋼線は、対向配置されたロール対を有するピンチロールを通過することにより所定の搬送方向に搬送され、鋼線の巻き付けられる円筒形ドラムに送られて、巻き取られる。巻き取られた鋼線は、円筒形ドラムから取り外されて巻き取り時の張力から解放され、鋼線コイルとなる。
図3に示す断面形状において、第1直線部51aの延在方向と第2直線部52aの延在方向とのなす角度αが30°超である場合、後述する鋼線コイルの製造方法において、ピンチロールの対向配置されたロール対のそれぞれに、第1直線部51aと第2直線部52aを接触させて、鋼線をピンチロールのロール対間に挟持させた状態で通過させると、鋼線の断面形状における矩形の頂点部分に、ピンチロールからの応力が集中する。その結果、鋼線の断面形状における頂点部分が潰れて変形したり、鋼線に疵が発生したりすることがある。
また、上記のなす角度αが30°超であると、ピンチロールのロール対のそれぞれに、第1直線部51aと第2直線部52aを接触させにくくなり、鋼線をロール対間に挟持させた状態が不安定となる。このため、鋼線がピンチロールを通過したとしても、ピンチロールによる鋼線の搬送方向の制御機能が十分に得られない。
しかも、上記のなす角度αが30°超であると、円筒形ドラムに巻き付けられた隣接する鋼線の第1直線部51aと第2直線部52aとが面接触している状態になりにくい。その結果、円筒形ドラムに巻き付けられた隣接する鋼線同士が、断面視で点接触している状態となりやすい。隣接する鋼線同士が断面視で点接触して巻き付けられると、鋼線の点接触している部分が、巻き取り時の張力によって潰れて変形したり、鋼線に疵が発生したりすることがある。
しかも、上記のなす角度αが30°超であると、円筒形ドラムに巻き付けられた隣接する鋼線の第1直線部51aと第2直線部52aとが面接触している状態になりにくい。その結果、円筒形ドラムに巻き付けられた隣接する鋼線同士が、断面視で点接触している状態となりやすい。隣接する鋼線同士が断面視で点接触して巻き付けられると、鋼線の点接触している部分が、巻き取り時の張力によって潰れて変形したり、鋼線に疵が発生したりすることがある。
また、上記のなす角度αが30°超であると、上記の鋼線をロール対間に挟持させた状態が不安定となるので、搬送中の鋼線が回転して、鋼線の断面形状における矩形の頂点部分が、ピンチロールのロール対に接触した状態になる場合がある。この場合、鋼線の断面形状における矩形の頂点部分が、潰れて変形したり、鋼線に疵が発生したりすることがある。
なお、ピンチロールが配置されていない場合には、ピンチロールからの応力によって鋼線が変形することはない。しかし、ピンチロールが配置されていない場合には、鋼線を円筒形ドラムに巻き取る際に鋼線が回転してねじれることにより、円筒形ドラムに巻き付けられた隣接する鋼線同士が断面視で点接触している状態となりやすい。このため、巻き取り時の張力によって、鋼線の断面形状が潰れて変形したり、鋼線に疵が発生したりする。
図3に示す断面形状は、上記のなす角度αが30°以下であるので、鋼線の断面形状における矩形の頂点部分にピンチロールからの応力が集中しにくいものとなる。よって、鋼線の断面形状における矩形の頂点部分が潰れて変形したり、鋼線に疵が発生したりしにくいものとなる。
また、上記のなす角度αが30°以下であると、上記の鋼線をロール対間に挟持させた状態が安定する。このため、巻き取り後の鋼線コイルが隣接する鋼線の第1直線部51aと第2直線部52aとが面接触しているものになりやすくなる。したがって、上記のなす角度を30°以下とすることで、ストランド焼鈍後の鋼線が潰れて変形したり、疵付けられたりすることを効果的に防止できる。
また、鋼線の潰れや疵をより効果的に防止するためには、上記のなす角度は15°以下であることが好ましく、0°である(第2辺52の第2直線部52aと第1直線部51aとが平行である)ことが最も好ましい。
また、鋼線の潰れや疵をより効果的に防止するためには、上記のなす角度は15°以下であることが好ましく、0°である(第2辺52の第2直線部52aと第1直線部51aとが平行である)ことが最も好ましい。
また、図3に示す鋼線では、第1直線部51aに直交する方向の断面形状の最大寸法である第1寸法(T)と、第1直線部51aに平行する方向の断面形状の最大寸法である第2寸法(W)との比(T/W)が3以下とされている。上記比(T/W)が3を超えると、上記の鋼線をロール対間に挟持させた状態が、不安定となる。上記比(T/W)が3以下であると、上記の鋼線をロール対間に挟持させた状態が安定なものとなり、鋼線の潰れや疵を防止できる。上記比(T/W)は、上記の鋼線をロール対間に挟持させた状態をより安定なものとし、鋼線の潰れや疵をより効果的に防止するために、1.5以下であることが好ましく、1以下であることがより好ましい。
また、図3に示す鋼線は、第1辺51の長さL1(図3においては第1直線部51aに平行する方向の最大寸法(W)と同じ)が第2辺52の長さL2以上であり、第2寸法(W)に対する第1辺51の長さL1および第2辺52の長さL2が、それぞれW/10~Wの範囲であるものである。第1辺51の長さL1および第2辺52の長さL2が、それぞれW/10未満であると、上記の鋼線をロール対間に挟持させた状態が不安定となる。第1辺51の長さL1および第2辺52の長さL2が上記範囲内であると、上記の鋼線をロール対間に挟持させた状態が安定なものとなり、鋼線の潰れや疵を防止できる。第1辺51の長さL1および第2辺52の長さL2は、鋼線の潰れや疵をより効果的に防止するために、W/5~Wであることが好ましい。
ここで鋼線コイルは、図3に示す断面形状の鋼線が、巻き取られたものであることが好ましい。このため、製造時に、ピンチロールの対向配置されたロール対のそれぞれに、第1直線部51aと第2直線部52aとを接触させて、鋼線をピンチロールのロール対間に挟持させた状態で通過させても、鋼線の断面形状における矩形の頂点部分にピンチロールからの応力が集中しにくい。しかも、この鋼線コイルは、上記の鋼線をロール対間に挟持させた状態が安定した状態になる。このため、巻き取り後の鋼線コイルが、隣接する鋼線の第1直線部51aと第2直線部52aとが面接触しているものとなりやすくなる。
これらのことにより、このような鋼線コイルでは、製造時における鋼線の断面形状の潰れや疵の発生を抑制できるものとなる。また、かかる鋼線コイルは、ニアネットシェイプのステンレス鋼線として利用可能な軟質の異形断面形状の鋼線からなるものであるため、複雑形状の超非磁性部品の成形に好適である。
これらのことにより、このような鋼線コイルでは、製造時における鋼線の断面形状の潰れや疵の発生を抑制できるものとなる。また、かかる鋼線コイルは、ニアネットシェイプのステンレス鋼線として利用可能な軟質の異形断面形状の鋼線からなるものであるため、複雑形状の超非磁性部品の成形に好適である。
鋼線コイルに巻き取られている鋼線の断面形状は、図3に例示するものに限定されるものではない。
図4(a)~図4(c)は、他の鋼線の断面形状を例示的に示す断面図である。
図4(a)に示す鋼線の断面形状が、図3に示す鋼線の断面形状と異なるところは、第1辺51Bに凹部C1が形成されているとともに、第2辺52Bに凹部C2が形成されているところのみである。したがって、図4(a)において図3と同じ部材については、同じ符号を付し、説明を省略する。
図4(a)~図4(c)は、他の鋼線の断面形状を例示的に示す断面図である。
図4(a)に示す鋼線の断面形状が、図3に示す鋼線の断面形状と異なるところは、第1辺51Bに凹部C1が形成されているとともに、第2辺52Bに凹部C2が形成されているところのみである。したがって、図4(a)において図3と同じ部材については、同じ符号を付し、説明を省略する。
図4(a)に示す凹部は、第1辺51Bおよび第2辺52Bの両方に形成されていてもよいし、第1辺51Bまたは第2辺52Bの一方のみに形成されていてもよい。また、凹部は第3辺53および/または第4辺54に設けられていてもよい。また、各辺に存在する凹部の数は、図4(a)に示すように1つでもよいし、2以上でもよい。
図4(a)に示す断面形状の鋼線では、第1辺51Bは、凹部C1を挟んで同一直線上に延在する第1辺部材51bと第2辺部材51cとで形成されている。第1辺部材51bと第2辺部材51cの長さは、同じであってもよいし、それぞれ異なっていてもよい。
幅寸法がW/10以上である凹部C1は、巻き取られた状態の隣接する鋼線同士の接触や、ピンチロールのロール対と第1直線部51aとの接触に寄与しない。このため、図4(a)に示すように、第1辺51Bに、幅寸法がW/10以上である凹部C1が形成されている場合には、凹部C1の幅寸法LC1は第1辺51Bの長さL1に含まない。したがって、図4(a)に示す断面形状における第1辺51Bの長さL1は、同一直線上に延在する第1辺部材51bの長さL1bと、第2辺部材51cの長さL1cとを合計した長さである。
幅寸法がW/10以上である凹部C1は、巻き取られた状態の隣接する鋼線同士の接触や、ピンチロールのロール対と第1直線部51aとの接触に寄与しない。このため、図4(a)に示すように、第1辺51Bに、幅寸法がW/10以上である凹部C1が形成されている場合には、凹部C1の幅寸法LC1は第1辺51Bの長さL1に含まない。したがって、図4(a)に示す断面形状における第1辺51Bの長さL1は、同一直線上に延在する第1辺部材51bの長さL1bと、第2辺部材51cの長さL1cとを合計した長さである。
図4(a)に示す断面形状の鋼線では、第2辺52Bは、凹部C2を挟んで同一直線上に延在する第1辺部材52bと第2辺部材52cとで形成されている。第1辺部材52bと第2辺部材52cとの長さは、同じであってもよいし、それぞれ異なっていてもよい。
幅寸法がW/10以上である凹部C2は、巻き取られた状態の隣接する鋼線同士の接触や、ピンチロールのロール対と第2直線部52aとの接触に寄与しない。このため、第2辺52Bに、幅寸法がW/10以上である凹部C2が形成されている場合には、凹部C2の幅寸法LC2は第2辺52Bの長さL2に含まない。したがって、図4(a)に示す断面形状における第2辺52Bの長さL2は、同一直線上に延在する第1辺部材52bの長さL2bと、第2辺部材52cの長さL2cとを合計した長さである。
幅寸法がW/10以上である凹部C2は、巻き取られた状態の隣接する鋼線同士の接触や、ピンチロールのロール対と第2直線部52aとの接触に寄与しない。このため、第2辺52Bに、幅寸法がW/10以上である凹部C2が形成されている場合には、凹部C2の幅寸法LC2は第2辺52Bの長さL2に含まない。したがって、図4(a)に示す断面形状における第2辺52Bの長さL2は、同一直線上に延在する第1辺部材52bの長さL2bと、第2辺部材52cの長さL2cとを合計した長さである。
なお、断面形状における凹部C1、C2の幅寸法がW/10未満である場合には、第1辺51Bおよび/または第2辺52Bに凹部が形成されていても、巻き取られた状態の隣接する鋼線同士の接触に対する影響は無視できる。また、断面形状における凹部C1、C2の幅寸法がW/10未満である場合には、ピンチロールの対向配置されたロール対のそれぞれに、第1直線部51aと第2直線部52aとが接触している状態の安定性に与える影響も無視できる。このため、断面形状における凹部C1の幅寸法がW/10未満である場合には、凹部C1の幅寸法を第1辺51Bの長さL1に含める。また、断面形状における凹部C2の幅寸法がW/10未満である場合には、凹部C2の幅寸法を第2辺52Bの長さL2に含める。
図4(a)に示す断面形状の鋼線は、第1直線部51aを有する第1辺51Bと、第1直線部51aに対して30°以下の角度(α)で傾斜して第1直線部51aと対向配置された第2直線部52aを有する第2辺52Bとを含むものである。さらに、図4(a)に示す断面形状の鋼線は、断面形状の第1直線部51aに直交する方向の最大寸法である第1寸法(T)と、断面形状の第1直線部51aに平行する方向の最大寸法である第2寸法(W)(図4においては第1辺部材51bの長さL1bと、凹部C1の幅寸法LC1、第2辺部材51cの長さL1cとを合計した長さである)との比(T/W)が3以下であるものである。しかも、図4(a)に示す断面形状の鋼線は、第1辺51Bの長さL1が第2辺2Bの長さL2以上であり、第2寸法(W)に対する第1辺51Bの長さL1および第2辺52Bの長さL2が、それぞれW/10~Wの範囲であるものである。
したがって、図4(a)に示す断面形状の鋼線が巻き取られた鋼線コイルにおいても、図3に示す断面形状の鋼線が巻き取られた鋼線コイルと同様に、製造時における鋼線の断面形状の潰れや疵の発生を抑制できるものとなる。
したがって、図4(a)に示す断面形状の鋼線が巻き取られた鋼線コイルにおいても、図3に示す断面形状の鋼線が巻き取られた鋼線コイルと同様に、製造時における鋼線の断面形状の潰れや疵の発生を抑制できるものとなる。
また、図4(a)に示す断面形状の鋼線は、第1辺51Bに凹部C1が形成されているとともに、第2辺52Bに凹部C2が形成されているので、図4(a)に示す断面形状の鋼線が巻き取られた鋼線コイルは、例えば、ケーブルのコネクターなどのニアネットシェイプのステンレス鋼線として好適である。
また、鋼線コイルに巻取られている鋼線の断面形状では、第1辺(および/または第2辺)の第1辺部材と第2辺部材は、図4(a)に示すように、同一直線上に延在していてもよいし、図4(b)および図4(c)の第1辺のように、異なる直線上に延在していてもよい。
図4(b)に示す断面形状では、第1辺80Bの第1辺部材80bと第2辺部材80cとが平行となっている。この場合、第1直線部51aに直交する方向の第1辺部材80bの延在方向の位置と第2辺部材80cの延在方向の位置との間の寸法d1が、第1寸法(T)の1/10以下であれば、第1辺80Bの第1辺部材80bと第2辺部材80cとが、異なる直線上に延在していても、図4(a)の断面形状と同じ効果が得られる。
なお、図4(b)においては、第1辺80Bの第1辺部材80bと第2辺部材80cとが、異なる直線上に延在している場合を例に挙げて説明したが、第2辺の第1辺部材と第2辺部材も異なる直線上に延在していてもよい。第2辺の第1辺部材と第2辺部材とが異なる方向に延在しており、第1辺部材と第2辺部材が平行である場合、第1直線部51aに直交する方向の、第2辺の第1辺部材の延在方向の位置と第2辺部材の延在方向の位置との間の寸法が、第1寸法(T)の1/10以下であれば、図4(a)の断面形状と同じ効果が得られる。
また、図4(c)に示すように、第1辺80Bの第1辺部材80bと第2辺部材80cとが凹部C1を挟んで異なる直線上に延在していて、第1辺部材80bと第2辺部材80cとが平行でない場合には、第1辺部材80bの延在方向に対する第2辺部材80cの延在方向の角度θが30°以下であれば、図4(a)の断面形状と同じ効果が得られる。すなわち、第1辺部材80bと第2辺部材80cとは、図4(c)に示すように、山を形成する方法に相対的に傾いていてもよいし、谷を形成する方向に相対的に傾いていてもよい。
なお、第1辺部材80bと第2辺部材80cとが平行でない場合、第1直線部51aの延在方向とは、第1辺部材80bと第2辺部材80cのうち、長い方の辺部材(図4(c)では、第2辺部材80c)の延在方向を意味する。なお、第1辺部材と第2辺部材との長さが同じである場合における第1直線部51aの延在方向は、第1辺部材、第2辺部材それぞれを基準とした場合の第2寸法(W)を計測し、第2寸法が長い方の辺部材の延在方向を意味する。
なお、図4(c)においては、第1辺80Bの第1辺部材80bと第2辺部材80cとが、異なる直線上に延在していて、第1辺80Bの第1辺部材80bと第2辺部材80cとが平行でない場合を例に挙げて説明したが、第2辺の第1辺部材と第2辺部材も、異なる直線上に延在する平行でないものであってもよい。この場合、第2辺の第1辺部材と第2辺部材が共に、第1直線部51aの延在方向に対して30°以下に傾斜していれば、図4(a)の断面形状と同じ効果が得られる。
なお、第1直線部51aに対して対向している直線が2以上存在する場合、以下の(1)~(4)に基づいて第2直線部52aを決定する。
(1)第1直線部51aに対して30°以下で傾斜している直線が1つである場合は、その直線を第2直線部52aとする。
(2)第1直線部51aに対して30°以下で傾斜している直線が複数ある場合は、最も長さの長い直線を第2直線部52aとする。
(3)第1直線部51aに対して30°以下で傾斜している直線が複数あって、最も長さの長い直線が2以上ある場合には、それらのうち第1直線部51aとの角度の差が最も小さい直線を第2直線部52aとする。
(4)第1直線部51aに対して30°以下で傾斜している直線が複数あって、最も長さの長い直線が2以上あり、それらのうち第1直線部51aとの角度の差が最も小さい直線が2以上ある場合には、それらの直線のうちいずれの直線を第2直線部52aとしてもよい。
(1)第1直線部51aに対して30°以下で傾斜している直線が1つである場合は、その直線を第2直線部52aとする。
(2)第1直線部51aに対して30°以下で傾斜している直線が複数ある場合は、最も長さの長い直線を第2直線部52aとする。
(3)第1直線部51aに対して30°以下で傾斜している直線が複数あって、最も長さの長い直線が2以上ある場合には、それらのうち第1直線部51aとの角度の差が最も小さい直線を第2直線部52aとする。
(4)第1直線部51aに対して30°以下で傾斜している直線が複数あって、最も長さの長い直線が2以上あり、それらのうち第1直線部51aとの角度の差が最も小さい直線が2以上ある場合には、それらの直線のうちいずれの直線を第2直線部52aとしてもよい。
図5は、鋼線の断面形状の他の例を示す断面図である。図5に示す鋼線の断面形状が、図3に示す断面形状と異なるところは、各辺51C、52C、53C、54Cの両端部が曲線となっており、辺と辺とが滑らかな曲線によって繋がっているところである。
図5に示す第1辺51Cは、長さ方向中央に配置された第1直線部91aを有している。また、第2辺52Cは、長さ方向中央に配置された第2直線部92aを有している。第1直線部91aと第2直線部92aとは、対向配置されている。図3に示す断面形状と同様に、第1直線部91aに対して第2直線部92aは30°以下の角度(α)で傾斜している。
また、図5に示す断面形状においても、第1直線部91aに直交する方向の最大寸法である第1寸法(T)と、断面形状の第1直線部91aに平行する方向の最大寸法である第2寸法(W)との比(T/W)は3以下である。
また、図5に示す断面形状においても、第1直線部91aに直交する方向の最大寸法である第1寸法(T)と、断面形状の第1直線部91aに平行する方向の最大寸法である第2寸法(W)との比(T/W)は3以下である。
図5に示すように、第1辺51C(および/または第2辺52C)の一方または両方の端部が曲線である場合、曲線のうちの後述する接触範囲91b、91c、92b、92cは、巻き取られた状態の隣接する鋼線同士の面接触を促進するとともに、鋼線をピンチロールのロール対間に挟持させた状態の安定性を向上させる機能を有する。
したがって、図5に示す第1辺51Cでは、第1直線部91aの長さL91aと、曲線の接触範囲91b、91cの長さL91b、L91cとの合計寸法を、第1辺51Cの長さL1という。また、図5に示す第2辺52Cでは、第2直線部92aの長さL92aと、曲線の接触範囲92b、92cの長さL92b、L92cとの合計寸法を、第2辺52Cの長さL2という。
曲線の接触範囲91b、91c(92b、92c)は、第1直線部91a(または第2直線部92a)の端部から、第1直線部91a(または第2直線部92a)に対して30°の角度で傾斜する直線を描き、その直線と曲線との交点から、第1直線部91a(または第2直線部92a)の端部までの範囲である。
したがって、図5に示す第1辺51Cでは、第1直線部91aの長さL91aと、曲線の接触範囲91b、91cの長さL91b、L91cとの合計寸法を、第1辺51Cの長さL1という。また、図5に示す第2辺52Cでは、第2直線部92aの長さL92aと、曲線の接触範囲92b、92cの長さL92b、L92cとの合計寸法を、第2辺52Cの長さL2という。
曲線の接触範囲91b、91c(92b、92c)は、第1直線部91a(または第2直線部92a)の端部から、第1直線部91a(または第2直線部92a)に対して30°の角度で傾斜する直線を描き、その直線と曲線との交点から、第1直線部91a(または第2直線部92a)の端部までの範囲である。
図5に示す断面形状においても、第1辺51Cの長さL1が第2辺52Cの長さL2以上であり、第2寸法(W)に対する第1辺51Cの長さL1および第2辺52Cの長さL2は、それぞれW/10~Wの範囲である。
図5に示す断面形状の鋼線は、第1直線部91aを有する第1辺51Cと、第1直線部91aに対して30°以下の角度(α)で傾斜して第1直線部91aと対向配置された第2直線部92aを有する第2辺52Cとを含み、断面形状の第1直線部91aに直交する方向の最大寸法である第1寸法(T)と、断面形状の第1直線部91aに平行する方向の最大寸法である第2寸法(W)との比(T/W)が3以下であり、第1辺51Cの長さL1が第2辺52Cの長さL2以上であり、第2寸法(W)に対する第1辺51Cの長さL1および第2辺52Cの長さL2が、それぞれW/10~Wの範囲であるものである。
したがって、図5に示す断面形状の鋼線が巻き取られた鋼線コイルにおいても、図3に示す断面形状の鋼線が巻き取られた鋼線コイルと同様に、製造時における鋼線の断面形状の潰れや疵の発生を抑制できるものとなる。
したがって、図5に示す断面形状の鋼線が巻き取られた鋼線コイルにおいても、図3に示す断面形状の鋼線が巻き取られた鋼線コイルと同様に、製造時における鋼線の断面形状の潰れや疵の発生を抑制できるものとなる。
さらに、図5に示す断面形状の鋼線は、各辺51C、52C、53C、54Cが滑らかな曲線によって繋がっているため、鋼線の断面形状における頂点部分にピンチロールからの応力がより一層集中しにくい。また、ピンチロールの対向配置されたロール対のそれぞれに、第1直線部91aと第2直線部92aとを接触させた状態が、より一層安定する。このため、図5に示す断面形状の鋼線が巻き取られた鋼線コイルは、より一層、製造時における鋼線の断面形状の潰れや疵の発生を抑制できるものとなる。
なお、本発明の鋼線コイルを構成する鋼線の形状は、図3~図5に示す断面形状に限定されるものではなく、その要旨を逸脱しない範囲で種々変更可能である。
なお、本発明の鋼線コイルを構成する鋼線の形状は、図3~図5に示す断面形状に限定されるものではなく、その要旨を逸脱しない範囲で種々変更可能である。
次に、鋼線コイルの製造方法について説明する。
鋼線コイルを製造するには、まず、上記成分組成を有する線材に伸線加工を施して、図3~図5のいずれかの異形断面形状とし、ストランド焼鈍を施して鋼線とする。線材の伸線加工の伸線率は、上述したように10~95%であることが好ましい。また、上述したように、ストランド焼鈍における焼鈍温度は900~1200℃であることが好ましく、焼鈍時間は5秒~24時間であることが好ましい。
鋼線コイルを製造するには、まず、上記成分組成を有する線材に伸線加工を施して、図3~図5のいずれかの異形断面形状とし、ストランド焼鈍を施して鋼線とする。線材の伸線加工の伸線率は、上述したように10~95%であることが好ましい。また、上述したように、ストランド焼鈍における焼鈍温度は900~1200℃であることが好ましく、焼鈍時間は5秒~24時間であることが好ましい。
このような鋼線コイルの製造方法では、ストランド焼鈍を施した後、鋼線をピンチロールに通過させて巻き取る。鋼線をピンチロールに通過させる際には、ピンチロールの対向配置されたロール対のそれぞれに、第1辺の第1直線部と第2辺の第2直線部が接触するように挟んで通過させる。そして、ピンチロールによって、鋼線の巻き付けられる円筒形ドラムの外面と、鋼線の第1直線部または第2直線部とが対向する方向に搬送方向を制御しながら、鋼線を円筒形ドラムに送って巻き取る。このことにより、この方法では、製造時における鋼線の断面形状の潰れや疵の発生が抑制される。
なおここでは、ストランド焼鈍後の鋼線をピンチロールに通過させる前に、断面形状を矯正したり転移を導入したりするために、スキンパス加工を施してもよい。
なおここでは、ストランド焼鈍後の鋼線をピンチロールに通過させる前に、断面形状を矯正したり転移を導入したりするために、スキンパス加工を施してもよい。
なお、鋼線の断面形状が円形である場合には、製造時における鋼線の断面形状の潰れや疵の発生が問題となることはない。したがって、鋼線の断面形状が円形である場合には、従来公知の如何なる方法を用いて鋼線を巻き取って鋼線コイルとしてもよい。
(試験例1)
この発明のファスナー用金属部品に用いることのできる線材を試作し、その線材の引張強さ、引張破断絞り、冷間加工性、耐食性及び磁束密度を評価した。表1~3に、実施例及び比較例の各線材の成分組成を示す。
この発明のファスナー用金属部品に用いることのできる線材を試作し、その線材の引張強さ、引張破断絞り、冷間加工性、耐食性及び磁束密度を評価した。表1~3に、実施例及び比較例の各線材の成分組成を示す。
ステンレス鋼の安価溶製プロセスであるAOD(Argon Oxygen Decarburization)溶製を想定し、100kgの真空溶解炉にて溶解し、表1~3に示す成分組成を有する直径180mmの鋳片に鋳造した。得られた鋳片を直径6mmまで熱間線材圧延(減面率:99.9%)し、1000℃で熱間圧延を終了した。その後、溶体化処理(均一化熱処理)として1050℃で30分保持した後に水冷し、酸洗を行い断面円形の線材とした。
また、一部の線材については、通常の鋼線の製造工程で、直径4.2mmの断面円形の鋼線に伸線加工し、1050℃で3分保持するストランド焼鈍を施して鋼線とした。
このようにして得られた線材および鋼線の引張強さ、引張破断絞り、冷間加工性、耐食性と磁性を評価した。その評価結果を表4~6に示す。なお、表4~6に示す各種結果は、No.1、3、5~76、82~89、116~119については線材状態で測定した特性値であり、No.2、4については鋼線状態で測定した特性値である。
また、一部の線材については、通常の鋼線の製造工程で、直径4.2mmの断面円形の鋼線に伸線加工し、1050℃で3分保持するストランド焼鈍を施して鋼線とした。
このようにして得られた線材および鋼線の引張強さ、引張破断絞り、冷間加工性、耐食性と磁性を評価した。その評価結果を表4~6に示す。なお、表4~6に示す各種結果は、No.1、3、5~76、82~89、116~119については線材状態で測定した特性値であり、No.2、4については鋼線状態で測定した特性値である。
線材と鋼線の引張強さ、引張破断絞りは、JIS Z2241に準拠して測定したものである。
所定の成分組成の範囲内の鋼線はいずれも、引張強さが650MPa以下、引張破断絞りが70%以上であった。なかでも、Mn:13.0%より大かつ20%以下、Cu:1.0%~4.0%、Al:0.01%~1.3%、N:0.01以上、0.10%未満として、成分の添加量をさらに適正な量としたものは、590MPa以下、引張破断絞りは75%以上と良好な値を示した。
所定の成分組成の範囲内の鋼線はいずれも、引張強さが650MPa以下、引張破断絞りが70%以上であった。なかでも、Mn:13.0%より大かつ20%以下、Cu:1.0%~4.0%、Al:0.01%~1.3%、N:0.01以上、0.10%未満として、成分の添加量をさらに適正な量としたものは、590MPa以下、引張破断絞りは75%以上と良好な値を示した。
冷間加工性は、線材、または鋼線から径4mm、高さ6mmの円筒形サンプルを切り出し、高さ方向に加工率75%で冷間圧縮加工(歪み速度10/s)を施して平円盤状とし、そして、圧縮加工後のサンプルおける割れの有無および圧縮加工時の変形抵抗を測定することにより評価した。
割れが無く、SUS304の変形抵抗(1100MPa)より小さい変形抵抗で冷間圧縮加工できる場合、冷間加工性を○と評価し、割れが発生した場合やSUS304以上の変形抵抗の場合、冷間加工性を×と評価した。また、SUSXM7並(1000MPa以下)の変形抵抗を示す場合、冷間加工性を◎として評価した。
所定の成分組成の範囲内の鋼線は、この冷間加工性が○又は◎であり、優れた冷間加工性を示した。
割れが無く、SUS304の変形抵抗(1100MPa)より小さい変形抵抗で冷間圧縮加工できる場合、冷間加工性を○と評価し、割れが発生した場合やSUS304以上の変形抵抗の場合、冷間加工性を×と評価した。また、SUSXM7並(1000MPa以下)の変形抵抗を示す場合、冷間加工性を◎として評価した。
所定の成分組成の範囲内の鋼線は、この冷間加工性が○又は◎であり、優れた冷間加工性を示した。
耐食性は、JIS Z2371の塩水噴霧試験に従い、100時間の噴霧試験を実施し、発銹するか否かで評価した。無発銹レベルであれば耐食性を良好(○)、流れ錆等赤錆発銹の場合は耐食性を不良(×)として評価した。
所定の成分組成の範囲内の鋼線では、耐食性がいずれも良好であった。
所定の成分組成の範囲内の鋼線では、耐食性がいずれも良好であった。
磁性は、冷間加工性の評価に用いた冷間圧縮加工後のサンプルに対し、直流磁化試験装置により10000(Oe)の磁場を付与し、そのときの磁束密度で評価した。
所定の成分組成の範囲内の鋼線は、磁束密度が、冷間圧縮加工後であるにも係わらず、0.01T以下となり、特に、Mn:13.0%超、24.9%以下、Ni:6.0%超、10.0%未満、Md30:-167以下としたものは、0.007T以下と一層良好な超非磁性を示した。
所定の成分組成の範囲内の鋼線は、磁束密度が、冷間圧縮加工後であるにも係わらず、0.01T以下となり、特に、Mn:13.0%超、24.9%以下、Ni:6.0%超、10.0%未満、Md30:-167以下としたものは、0.007T以下と一層良好な超非磁性を示した。
次いで、NiやCuの局所偏析に及ぼす熱間線材圧延での熱間加工率および、その後の均一化熱処理温度の影響を調査した。
表4または表5に示す線材を製造する工程と同様にして製造した表1または表2に示す成分組成の鋼A、CWの直径180mmの鋳片を、表7に示す減面率で直径6mm(減面率99.9%)または直径30mm(減面率99.0%)、直径30mm(減面率97.0%)のいずれかまで熱間線材圧延し、1000℃で熱間圧延を終了した。その後、溶体化処理(均一化熱処理)として、表7のNo.80、94は900℃、表7のNo.77、81、90、95、97、99は1050℃、表7のNo.78、91、92、96、98は1150℃、表7のNo.79、93は1250℃の温度で30分保持した後に水冷し、酸洗を行い断面視円形の線材とした。また、一部の線材については、通常の鋼線の製造工程で、直径4.2mmの断面視円形の鋼線に伸線加工し、1050℃で3分間保持するストランド焼鈍を施し、鋼線(表7のNo.96~99)とした。
表4または表5に示す線材を製造する工程と同様にして製造した表1または表2に示す成分組成の鋼A、CWの直径180mmの鋳片を、表7に示す減面率で直径6mm(減面率99.9%)または直径30mm(減面率99.0%)、直径30mm(減面率97.0%)のいずれかまで熱間線材圧延し、1000℃で熱間圧延を終了した。その後、溶体化処理(均一化熱処理)として、表7のNo.80、94は900℃、表7のNo.77、81、90、95、97、99は1050℃、表7のNo.78、91、92、96、98は1150℃、表7のNo.79、93は1250℃の温度で30分保持した後に水冷し、酸洗を行い断面視円形の線材とした。また、一部の線材については、通常の鋼線の製造工程で、直径4.2mmの断面視円形の鋼線に伸線加工し、1050℃で3分間保持するストランド焼鈍を施し、鋼線(表7のNo.96~99)とした。
そして、得られた線材、鋼線の引張強さ、引張破断絞り、冷間加工性、耐食性、磁性を上記と同様にして評価した。また、下記の方法により鋼材及び鋼線のNiとCuの偏析の標準偏差を算出した。その評価結果を表7に示す。なお、表7に示す各種結果は、No.77~81、90~95については線材状態で測定した特性値であり、No.96~99については鋼線状態で測定した特性値である。鋼線の各種特性値は、上述の線材と同じ方法で測定を行った。
線材または鋼線のNi濃度とCu濃度の標準偏差(横断面内中心部のばらつきの標準偏差σ)は、以下のようにして算出した。まず、線材または鋼線の横断面の中心から、線材または鋼線の直径の1/4を半径とする円で囲まれた領域の任意箇所を、EPMA分析で濃度のマップ分析を実施し、評価した。EPMA分析では、1μmピッチで縦200点、横200点の格子状の測定箇所についてNiおよびCuの濃度を測定し、Ni濃度およびCu濃度のばらつきの標準偏差σを求めた。
表7に示すように、線材の熱間加工率(熱間線材圧延の減面率)を99%以上、均一化熱処理温度を1000~1200℃にした場合は、Ni偏析の標準偏差が5%以下、Cu偏析の標準偏差が1.5%以下であり、良好な冷間加工性と超非磁性が得られた。
次に、焼鈍が施され、軟質で形状が潰れない異形断面形状の鋼線コイルを得るために、ストランド焼鈍後の形状潰れに及ぼす鋼線の異形断面形状の影響を調査した。
表4または表5に示す線材を製造する工程と同様にして製造した表1または表2に示す成分組成の鋼A、CWの直径180mmの鋳片を、減面率99.9%で直径6mmまで熱間線材圧延し、1000℃で熱間圧延を終了した。その後、溶体化処理(均一化熱処理)として1050℃で30分間保持した後に水冷し、酸洗を行って断面視円形の線材とした。
製造した直径6mmの断面視円形の線材に異形線圧延(伸線加工)を施して、図3に示す断面形状を有し、各部の寸法を表8に示すように変化させた4角形の異形断面形状の鋼線を成形し、その後、1050℃で3分間保持するストランド焼鈍を施した後、以下に示す方法を用いて巻き取り、鋼線コイルにした。
表4または表5に示す線材を製造する工程と同様にして製造した表1または表2に示す成分組成の鋼A、CWの直径180mmの鋳片を、減面率99.9%で直径6mmまで熱間線材圧延し、1000℃で熱間圧延を終了した。その後、溶体化処理(均一化熱処理)として1050℃で30分間保持した後に水冷し、酸洗を行って断面視円形の線材とした。
製造した直径6mmの断面視円形の線材に異形線圧延(伸線加工)を施して、図3に示す断面形状を有し、各部の寸法を表8に示すように変化させた4角形の異形断面形状の鋼線を成形し、その後、1050℃で3分間保持するストランド焼鈍を施した後、以下に示す方法を用いて巻き取り、鋼線コイルにした。
表8において「T」は断面形状の第1直線部に直交する方向の最大寸法であり、「W」は断面形状の第1直線部に平行する方向の最大寸法である。「α」は第1直線部1aと第2直線部2aとのなす角度である。「L1」は第1辺1の長さであり、「L2」は第2辺2の長さである。巻き取り方法としては、ピンチロールの平行に対向配置されたロール対のそれぞれに、第1直線部51aと第2直線部52aが接触するように鋼線を挟んで通過させて、鋼線の搬送方向を制御しながら巻き取った。
鋼線コイルの鋼線について、断面形状に潰れがあるか否かと、疵があるか否かを目視にて評価(形状評価)した。そして、潰れや疵が存在する場合を×、潰れが存在しない場合を○、潰れも疵も存在しない場合を◎として評価した。その評価結果を表8に示す。
表8に示すように、T/W、α、L1のいずれかが本発明の範囲外の場合、鋼線コイルの鋼線に、潰れや疵が発生し、形状評価が×となった。
表8より、鋼線コイルの鋼線の断面形状をα≦30°、T/Wが3以下、L1およびL2がW/10~Wの範囲である異形断面形状にすることで、鋼線に断面形状の潰れや疵が発生することを抑制できることが分かった。
表8より、鋼線コイルの鋼線の断面形状をα≦30°、T/Wが3以下、L1およびL2がW/10~Wの範囲である異形断面形状にすることで、鋼線に断面形状の潰れや疵が発生することを抑制できることが分かった。
(試験例2)
次に、この発明のファスナー用金属部品に用いることができるステンレス鋼で作製した加工材(Yバー)の硬度、引張強度及び伸びを評価するとともに、そのステンレス鋼によって、一対のエレメント列を相互に噛合させてなるファスナーチェーンを試作し、その検針性能を評価したので以下に説明する。
表9に、ワイヤー及びファスナーチェーンに用いたステンレス鋼の成分組成を示す。
次に、この発明のファスナー用金属部品に用いることができるステンレス鋼で作製した加工材(Yバー)の硬度、引張強度及び伸びを評価するとともに、そのステンレス鋼によって、一対のエレメント列を相互に噛合させてなるファスナーチェーンを試作し、その検針性能を評価したので以下に説明する。
表9に、ワイヤー及びファスナーチェーンに用いたステンレス鋼の成分組成を示す。
表9に示す組成を有する実施例1、2及び、比較例1、2のそれぞれによって、チェーン長さ20cm及びチェーン長さ40cmのそれぞれのファスナーチェーンを試作し、それらの試作した各ファスナーチェーンを一本ずつ、図6に平面図で示す検針器(APA-6000、サンコウ電子研究所製)に、同図に矢印で示すように、進行方向に対し垂直な向きで通過させて、その際に生じる磁束密度の変化量を検針値として測定し、それを、φ1.5mmの鉄球値に対する比であるφ1.5鉄球比で評価した。その結果を表10に示す。表10に示すφ1.5鉄球比は、数値が小さいほど検針器に検出され難く、誤作動を防止するとの観点から検針性能に優れることを意味する。
なお、表10に示すところにおいて、質別Hは、エレメントを成形するに当って、加工材の冷間加工の際に熱処理を施さなかったものであり、また、質別H/2は、加工材の冷間加工(圧延)の途中に中間熱処理を施したもの、また、質別Oは、加工材の冷間加工(圧延)後に、熱処理を施した後に、エレメントの、ファスナーテープへの取付けを行ったものである。
表10に示すところから解かるように、チェーン長さ20cm及び40cmのいずれも場合であっても、比較例1の質別H及び比較例1の質別Oのφ1.5鉄球比は値が大きく過ぎることによって計測不能であったのに対し、実施例1及び2のφ1.5鉄球比はともに、どの質別においても100%を十分に下回っていることが明らかである。
また、実施例1及び比較例1、2のそれぞれにつき、質別H、H/2、Oそれぞれの場合に作製した加工材の断面硬度、引張強度及び伸びのそれぞれを測定した。その結果を表11に示す。これらの断面硬度、引張強度はいずれも、数値が小さいほど加工性に優れるので、製造能率の向上に寄与し得ることを意味する。
なお、質別H/2における中間熱処理は、先に述べた均一化熱処理と同等の条件(温度1000~1200℃)で行った。
なお、質別H/2における中間熱処理は、先に述べた均一化熱処理と同等の条件(温度1000~1200℃)で行った。
表11に示すように、質別H、H/2、Oのそれぞれで比較した場合、実施例1は、硬度及び引張強度が比較例2よりも小さかった。伸びでは、実施例1は、どの質別においても1%以上の伸びを有している。
従って、この発明のファスナー用金属部品によれば、検針器の誤作動を招かない程度の非磁性を有するとともに、生産性を向上できることが解かった。
従って、この発明のファスナー用金属部品によれば、検針器の誤作動を招かない程度の非磁性を有するとともに、生産性を向上できることが解かった。
1 スライドファスナー
2 エレメント列
2a エレメント
2b係合頭部
2c 脚部
3 ファスナーテープ
4 スライダー
5 上止具
6 下止具
12 エレメント用の異形線
12a エレメント形成部材
15 上止具用の平角線
15a 上止具形成部材
16 下止具用の異形線
16a 下止具形成部材
2 エレメント列
2a エレメント
2b係合頭部
2c 脚部
3 ファスナーテープ
4 スライダー
5 上止具
6 下止具
12 エレメント用の異形線
12a エレメント形成部材
15 上止具用の平角線
15a 上止具形成部材
16 下止具用の異形線
16a 下止具形成部材
Claims (14)
- 質量%で、C:0.08%以下、Si:0.05%~2.0%、Mn:8.0%より大きく且つ25.0%以下、P:0.06%以下、S:0.01%以下、Ni:6.0%より大きく且つ30.0%以下、Cr:13.0%~25.0%、Cu:0.2%~5.0%、N:0.20%未満、Al:0.002~1.5%を含有し、C+Nが0.20%未満で、残部がFeおよび不可避的不純物で構成されるとともに、下記の式(a)で表されるMd30を-150以下としてなる、ファスナー用金属部品。
Md30=413-462(C+N)-9.2Si-8.1Mn-9.5Ni-13.7Cr-29Cu・・・・・・・(a)
但し、式(a)中の元素記号は、当該元素の含有量(質量%)を意味する。 - 10000エルステッドの磁場中で示す磁束密度が0.01T以下である、請求項1に記載のファスナー用金属部品。
- 冷間加工、或いは、冷間加工及び熱処理が施されてなる、請求項1または2に記載のファスナー用金属部品。
- 質量%で、Moを3.0%以下で更に含有し、前記式(a)で表されるMd30に代えて、下記の式(b)で表されるMd30’を-150以下としてなる、請求項1~3のいずれか一項に記載のファスナー用金属部品。
Md30’=413-462(C+N)-9.2Si-8.1Mn-9.5Ni-13.7Cr-18.5Mo-29Cu・・・・・・・(b) - 質量%で、Nb、V、Ti、W、Taから選択される少なくとも一種類を、一種類当り1.0%以下で更に含有してなる、請求項1~4のいずれか一項に記載のファスナー用金属部品。
- 質量%で、Coを3.0%以下で更に含有してなる、請求項1~5のいずれか一項に記載のファスナー用金属部品。
- 質量%で、Bを0.015%以下で更に含有してなる、請求項1~6のいずれか一項に記載のファスナー用金属部品。
- 質量%で、Ca:0.01%以下、Mg:0.01%以下、REM:0.05%以下から選択される一種類以上を更に含有してなる、請求項1~7のいずれか一項に記載のファスナー用金属部品。
- 複数のエレメント2aを並べて配置した一対のエレメント列2と、それらのエレメント列2の各エレメント2aを相互に噛合ないし分離させるべく、該エレメント列2に沿って摺動変位可能なスライダー4とを含むファスナー構成部品からなるスライドファスナー1であって、前記ファスナー構成部品のうち、少なくともエレメント列2の各エレメント2aを、請求項1~8のいずれか一項に記載のファスナー用金属部品で構成してなる、スライドファスナー。
- 鉄球値でφ1.5mm以下の検針性能を有する、請求項9に記載のスライドファスナー。
- 請求項1~8のいずれか一項に記載のファスナー用金属部品を製造するに当り、所定の成分組成を有する線材ないし鋼線に対して冷間加工を施して、該線材ないし鋼線を、平角線及び/又は異形線からなる加工材に成形し、その後、前記加工材に冷間加工を施す、ファスナー用金属部品の製造方法。
- 前記加工材の断面硬度がビッカース硬さHVで220~360であり、該加工材の伸びが1%以上である、請求項11に記載の、ファスナー用金属部品の製造方法。
- 前記加工材の引張強度が450MPa~1100MPaの範囲内である、請求項11または12に記載の、ファスナー用金属部品の製造方法。
- 前記加工材の冷間加工の過程で熱処理を施す、請求項11~13のいずれか一項に記載の、ファスナー用金属部品の製造方法。
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