JPH0199740A - 高強度ステンレス鋼ボルトの製造方法 - Google Patents
高強度ステンレス鋼ボルトの製造方法Info
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- JPH0199740A JPH0199740A JP25633287A JP25633287A JPH0199740A JP H0199740 A JPH0199740 A JP H0199740A JP 25633287 A JP25633287 A JP 25633287A JP 25633287 A JP25633287 A JP 25633287A JP H0199740 A JPH0199740 A JP H0199740A
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Abstract
(57)【要約】本公報は電子出願前の出願データであるた
め要約のデータは記録されません。
め要約のデータは記録されません。
Description
【発明の詳細な説明】
（産業上の利用分野）
本発明は、特に野外等の腐食環境下や非磁性が要求され
る条件下の何れの場合にも使用可能で、角形頭部を有す
る高強度ステンレス鋼ボルトの製造方法に関する。
る条件下の何れの場合にも使用可能で、角形頭部を有す
る高強度ステンレス鋼ボルトの製造方法に関する。
（従来技術及び発明が解決しようとする問題点）従来、
建築用、自動車部品用のボルトとしては、低合金構造用
鋼よりなる高強度ボルトが使用されている。この低合金
構造用鋼は、炭素鋼に少量のＣｒ、Ｍｏ、Ｎｉを添加す
ることより焼入性や焼き戻し軟化抵抗性を調節したもの
で、基本的には焼入処理により母相をマルテンサイト組
織とし、これを焼き戻して炭化物を析出、分散させて゛
高強度を得るようにしている。
建築用、自動車部品用のボルトとしては、低合金構造用
鋼よりなる高強度ボルトが使用されている。この低合金
構造用鋼は、炭素鋼に少量のＣｒ、Ｍｏ、Ｎｉを添加す
ることより焼入性や焼き戻し軟化抵抗性を調節したもの
で、基本的には焼入処理により母相をマルテンサイト組
織とし、これを焼き戻して炭化物を析出、分散させて゛
高強度を得るようにしている。
ところが、上記低合金構造用鋼は耐食性が極めて低いた
め、腐食環境下での使用には耐えない。
め、腐食環境下での使用には耐えない。
従って、高強度の必要性からこの低合金構造用鋼を用い
る場合には、ボルト製造後にメツキや塗装等の表面被覆
を施すことが必要となるため、コストが上昇し、且つ、
長期間使用時の信転性に欠けるという不都合がある。更
に、低合金構造用鋼ボルトは強磁性を示すので、例えば
、ＶＴＲ１各種コンピュータ等の電子機器に使用される
ボルト等、非磁性が要求される用途に適用することがで
きない。
る場合には、ボルト製造後にメツキや塗装等の表面被覆
を施すことが必要となるため、コストが上昇し、且つ、
長期間使用時の信転性に欠けるという不都合がある。更
に、低合金構造用鋼ボルトは強磁性を示すので、例えば
、ＶＴＲ１各種コンピュータ等の電子機器に使用される
ボルト等、非磁性が要求される用途に適用することがで
きない。
従って、厳しい腐食環境下では、耐食性に優れたオース
テナイト系ステンレス鋼を使用しているが、オーステナ
イト系ステンレス鋼は強度が低いという問題がある。こ
のオーステナイト系ステンレス鋼に冷間加工を施すと強
度は上昇するものの、加工硬化が著しく、しかも加工誘
起マルテンサイトが生成してボルト成形が困難となり、
その上透磁率も上昇するという問題が生じる。
テナイト系ステンレス鋼を使用しているが、オーステナ
イト系ステンレス鋼は強度が低いという問題がある。こ
のオーステナイト系ステンレス鋼に冷間加工を施すと強
度は上昇するものの、加工硬化が著しく、しかも加工誘
起マルテンサイトが生成してボルト成形が困難となり、
その上透磁率も上昇するという問題が生じる。
一方、六角ボルト等角形頭部を存するボルトは、通常、
先ず頭部となる素材部を据え込み、偏平にした後、トリ
ミングダイスで頭部を角形に打ち抜＜（トリマ一方式）
ことにより製造されている。
先ず頭部となる素材部を据え込み、偏平にした後、トリ
ミングダイスで頭部を角形に打ち抜＜（トリマ一方式）
ことにより製造されている。
しかしながら、この方法では、材料の歩留りが悪く、頭
部の塑性変形の流れ（メタルフロー）を切断するので強
度的に充分でないという問題がある。しかも、頭部成形
時に大きな塑性変形が加わり加工硬化するので、高強度
の材料になるほどトリンミングが困難になり、ダイスの
寿命も短くなってしまう、従って、従来のトリマ一方式
は引張強さが７０ ｋｇｆ／ｍｓ ２以上のボルト成形
には、経済的にみて適さない、このトリミングの問題を
避けるために、頭部を角形に予備成形し、次工程で位置
決め、型鍛造する方法が徒案されているが、しかし、位
置決めが困難であり、頭部形状を寸法精度よく成形する
ことができないという問題がある。
部の塑性変形の流れ（メタルフロー）を切断するので強
度的に充分でないという問題がある。しかも、頭部成形
時に大きな塑性変形が加わり加工硬化するので、高強度
の材料になるほどトリンミングが困難になり、ダイスの
寿命も短くなってしまう、従って、従来のトリマ一方式
は引張強さが７０ ｋｇｆ／ｍｓ ２以上のボルト成形
には、経済的にみて適さない、このトリミングの問題を
避けるために、頭部を角形に予備成形し、次工程で位置
決め、型鍛造する方法が徒案されているが、しかし、位
置決めが困難であり、頭部形状を寸法精度よく成形する
ことができないという問題がある。
このように、従来は、高強度ボルトの素材として、低合
金構造用鋼は耐食性及び磁性の点で、又、オーステナイ
ト系ステンレス鋼は強度とオニステナイト相の安定性の
点で夫々問題を有しており、更に、従来のボルトの製造
方法は、高強度材に適用するには充分でないという問題
がある。
金構造用鋼は耐食性及び磁性の点で、又、オーステナイ
ト系ステンレス鋼は強度とオニステナイト相の安定性の
点で夫々問題を有しており、更に、従来のボルトの製造
方法は、高強度材に適用するには充分でないという問題
がある。
本発明は上記従来の問題点に鑑みてなされたもので、高
強度及び耐食性を備え、更に、非磁性が要求される用途
にも使用可能な高強度ステンレス鋼ボルトを高い歩留り
で低順に製造する方法を提供することを目的とする。
強度及び耐食性を備え、更に、非磁性が要求される用途
にも使用可能な高強度ステンレス鋼ボルトを高い歩留り
で低順に製造する方法を提供することを目的とする。
（問題点を解決するための手段および作用）本発明者ら
は、高強度ボルトの素材及び製造工程の両者につき検討
を重ねた結果、先ず、高強度ボルトの素材として、本発
明者らの先の出願にかかる非磁性高強度ステンレス鋼（
特開昭６２−２０８５５号）の各成分元素を更に特定の
範囲に限定すると、高強度ボルトとして必要な冷間加工
性と強度を確保できるということを見出した。即ち、変
形初期の強度が高く、伸線とボルト成形時の軽い冷間加
工により９０ ｋｇｆ／ｗｍ”以上の引張強さが得られ
、しかも、加工硬化が小さいので大きな塑性変形が加わ
るボルト頭部の強度は５ＵＳ３０４より低く、充分加工
できるものである。そして、頭部強度は通常のＳＵＳＸ
Ｍ７より高いので量産時のトリミング成形には困難性を
伴うが、頭部程度の変形量では、割れ等の問題はない。
は、高強度ボルトの素材及び製造工程の両者につき検討
を重ねた結果、先ず、高強度ボルトの素材として、本発
明者らの先の出願にかかる非磁性高強度ステンレス鋼（
特開昭６２−２０８５５号）の各成分元素を更に特定の
範囲に限定すると、高強度ボルトとして必要な冷間加工
性と強度を確保できるということを見出した。即ち、変
形初期の強度が高く、伸線とボルト成形時の軽い冷間加
工により９０ ｋｇｆ／ｗｍ”以上の引張強さが得られ
、しかも、加工硬化が小さいので大きな塑性変形が加わ
るボルト頭部の強度は５ＵＳ３０４より低く、充分加工
できるものである。そして、頭部強度は通常のＳＵＳＸ
Ｍ７より高いので量産時のトリミング成形には困難性を
伴うが、頭部程度の変形量では、割れ等の問題はない。
そこで、型圧造で総代を精度良く成形する、所謂「イン
デント方式Ｊ（特願昭６２−６９９５３号）を採用した
ところ、９０ ｋｇｆ／ｗｍ”以上の引張強さと７２
ｋｇｆ／＋ｕ＋”以上の０．２％耐力とを兼ね備えた高
強度ステンレス鋼ボルトを製造しうることが確認された
。
デント方式Ｊ（特願昭６２−６９９５３号）を採用した
ところ、９０ ｋｇｆ／ｗｍ”以上の引張強さと７２
ｋｇｆ／＋ｕ＋”以上の０．２％耐力とを兼ね備えた高
強度ステンレス鋼ボルトを製造しうることが確認された
。
即ち、本発明の高強度ステンレス鋼ボルトの製造方法に
よれば、重量％で、ｃ：ｏ、ｏｔ〜０．０５％、Ｓ ｉ
：０．１〜１．０％、Ｍｎ ： １． ０〜３． ０
％、Ｐ：０．０３％以下、Ｓ：０．０３％以下、Ｃｕ：
１．０〜４．０％、Ｎｉ：８〜１６％、Ｃｒ：１６〜２
２％、Ｎ：０．０５〜０．３５％、Ａｌ ：０．０５％
以下、Ｍｇ：ｏ、ｏｏｔ〜０，０５０％、Ｃａ ： ０
．００１〜０．０５０％を含有すると共に、Ｖ：０．０
３〜０．３０％、Ｔｉ：０．０３〜０．３０％、及びＮ
ｂ＋Ｔａ ： ０．０３〜０．３０％のうちの少なくと
も１種を含有し、残部実質的にＦｅ及び不可避不純物か
らなり、素材製造とボルト成形時の冷間加工量との関係
が、次式：％式％ であり、式■中、Ｃ，Ｎ、・・・、Ｎｂ、 Ｔａは各元
素の重量％を示す、又、εは冷間加工歪（真否で正の値
にとる）を示す、） を満足するように成分調整されたステンレス鋼よりなる
線材又は棒材に固溶化処理を施したのち、冷間加工を施
し゛、次いで該棒材を一定寸法に切断すると同時に該切
断された材料を圧造部へ移送してパンチとダイスとによ
り鍛圧し軸部の一端に所定の頭部形状を有するボルト材
を製造する方法であって、該製造工程が、頭部となる部
分を残して軸部に前記素材製造時の冷間加工と合わせて
減面率で２０％以上の絞り加工を施し当該軸部分の先端
に円筒頭部を成形する第１の工程と、該円筒頭部をダイ
ス型孔より突出するように据込んでパンチで叩打し先端
が偏平な円錐頭部とする第２の工程と、該第２の工程で
得られたボルト材を所定形状のダイス型孔に没入するよ
うにパンチで据込んで頭部の頂面に凹みを形成すると同
時に頭部の外周を所定形状に張り出すように圧造する第
３の工程と、該頭部をダイス型孔より突出するように支
持した状態で頭部の凹みを端面矯正する第４の工程とか
らなり、更に、ねじ成形を行った後、３００〜６００℃
で時効処理を飾すこととしたものである。
よれば、重量％で、ｃ：ｏ、ｏｔ〜０．０５％、Ｓ ｉ
：０．１〜１．０％、Ｍｎ ： １． ０〜３． ０
％、Ｐ：０．０３％以下、Ｓ：０．０３％以下、Ｃｕ：
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も１種を含有し、残部実質的にＦｅ及び不可避不純物か
らなり、素材製造とボルト成形時の冷間加工量との関係
が、次式：％式％ であり、式■中、Ｃ，Ｎ、・・・、Ｎｂ、 Ｔａは各元
素の重量％を示す、又、εは冷間加工歪（真否で正の値
にとる）を示す、） を満足するように成分調整されたステンレス鋼よりなる
線材又は棒材に固溶化処理を施したのち、冷間加工を施
し゛、次いで該棒材を一定寸法に切断すると同時に該切
断された材料を圧造部へ移送してパンチとダイスとによ
り鍛圧し軸部の一端に所定の頭部形状を有するボルト材
を製造する方法であって、該製造工程が、頭部となる部
分を残して軸部に前記素材製造時の冷間加工と合わせて
減面率で２０％以上の絞り加工を施し当該軸部分の先端
に円筒頭部を成形する第１の工程と、該円筒頭部をダイ
ス型孔より突出するように据込んでパンチで叩打し先端
が偏平な円錐頭部とする第２の工程と、該第２の工程で
得られたボルト材を所定形状のダイス型孔に没入するよ
うにパンチで据込んで頭部の頂面に凹みを形成すると同
時に頭部の外周を所定形状に張り出すように圧造する第
３の工程と、該頭部をダイス型孔より突出するように支
持した状態で頭部の凹みを端面矯正する第４の工程とか
らなり、更に、ねじ成形を行った後、３００〜６００℃
で時効処理を飾すこととしたものである。
以下に、本発明の製造方法に使用されるステンレス鋼の
成分元素の組成範囲の限定理由について説明する。
成分元素の組成範囲の限定理由について説明する。
ｃ：ｏ、ｏ１〜０．０５％
Ｃは、母相に固溶して基地を強化する一方、炭窒化物の
形成元素としても強力に作用する。しかも、オーステナ
イトを安定化し、加工誘起マルテンサイトを抑制する作
用が大きい、そこで、このような作用を得るために０．
０１％以上とした。
形成元素としても強力に作用する。しかも、オーステナ
イトを安定化し、加工誘起マルテンサイトを抑制する作
用が大きい、そこで、このような作用を得るために０．
０１％以上とした。
しかし、０．０５％を超えると、冷間加工性及び耐食性
が著しく劣化するのでその上限をＯ８・０５％とした。
が著しく劣化するのでその上限をＯ８・０５％とした。
Ｎ：０．０５〜０．３５％
Ｎは、Ｃと同様に基地の強化と加工誘起マルテンサイト
の抑制、並びに、耐食性及び耐孔食性の向上に寄与する
元素である。このような効果を得るためには、０．０５
％以上添加することが必要である。しかし、多過ぎると
鋼塊溶製時の気泡生成が多くなると共に分塊時の加工性
が低下するため、その上限を０．３５とした。
の抑制、並びに、耐食性及び耐孔食性の向上に寄与する
元素である。このような効果を得るためには、０．０５
％以上添加することが必要である。しかし、多過ぎると
鋼塊溶製時の気泡生成が多くなると共に分塊時の加工性
が低下するため、その上限を０．３５とした。
Ｓｉ１．１〜１．０％
Ｓ目よ、製鋼時の脱酸剤として炭化される元素であり、
このような作用を得るためには０．１％以上必要である
。しかし、１．０％を超えて添加すると、フェライトが
生成し易くなるのみならず、冷間加工性が低下するので
その上限を１． ０％とした。
このような作用を得るためには０．１％以上必要である
。しかし、１．０％を超えて添加すると、フェライトが
生成し易くなるのみならず、冷間加工性が低下するので
その上限を１． ０％とした。
Ｍｎ ： １．０〜３．０％
Ｍｎは、製鋼時の脱酸及び脱硫剤として添加され、且つ
Ｎの溶解度を増加すると共に、加工誘起マルテンサイト
を抑制する効果がある。この効果を得るためには、１．
０％以上添加する必要がある。しかし、３．０％を超え
ると加工硬化が増大し、冷間加工性を低下させ、しかも
、耐食性を劣化させるためその上限を３．０％とした。
Ｎの溶解度を増加すると共に、加工誘起マルテンサイト
を抑制する効果がある。この効果を得るためには、１．
０％以上添加する必要がある。しかし、３．０％を超え
ると加工硬化が増大し、冷間加工性を低下させ、しかも
、耐食性を劣化させるためその上限を３．０％とした。
ＡＮ：０．０５％ｐ下
ＡＮは、通常脱酸剤として使用されるが、多量に含有す
るとＡｎを形成し、有効なＮｉｌを減少させると共に、
酸化物系介在物として残留して熱間及び冷間加工性を阻
害するので、その上限を０．０５％とした。
るとＡｎを形成し、有効なＮｉｌを減少させると共に、
酸化物系介在物として残留して熱間及び冷間加工性を阻
害するので、その上限を０．０５％とした。
Ｍ：Ｏ，ＯＯ１〜０．０５０％
Ｍｇは、ＡＮと共に脱酸剤として作用すると共に、有害
なＳを固定して熱間加工性を向上させ、Ｎ添加による加
工性の劣化を補うのに資する元素である。しかし、０．
００１％未満では充分な効果が得られず、一方、０．０
５０％を超えて添加してもその効果は飽和してしまうの
で、０．００１〜０．０５０％の範囲とした。
なＳを固定して熱間加工性を向上させ、Ｎ添加による加
工性の劣化を補うのに資する元素である。しかし、０．
００１％未満では充分な効果が得られず、一方、０．０
５０％を超えて添加してもその効果は飽和してしまうの
で、０．００１〜０．０５０％の範囲とした。
Ｃａ ： ０．００１〜０．０５０％
Ｃａは、被削性及び熱間加工性の向上のために０．００
１％以上添加する必要があるが、０．０５０％を超える
と効果が飽和するので、その上限を０．０５０％とした
。
１％以上添加する必要があるが、０．０５０％を超える
と効果が飽和するので、その上限を０．０５０％とした
。
ヱユ０．０３！覧肱下
Ｐは、耐食性を劣化させる元素であるため極力少量に抑
えることが好ましく、その上限を０．０３％とした。
えることが好ましく、その上限を０．０３％とした。
Ｃｕ ： １．０〜４．０％
Ｃｕは、耐食性を向上させ、しかも、加工硬化率を低下
させて冷間加工性を向上させるのに有効な元素である。
させて冷間加工性を向上させるのに有効な元素である。
このような効果を充分に発揮させるためには、１．０％
以上添加する必要があるが、多過ぎると熱間加工性を阻
害するので、その上限を４．０％とした。
以上添加する必要があるが、多過ぎると熱間加工性を阻
害するので、その上限を４．０％とした。
Ｎｉ：８〜１６％
Ｎｉは、オーステナイト安定化元素であり、ステンレス
鋼をオーステナイト相とするための主要な元素であると
同時に、加工誘起マルテンサイトの抑制にも必要な元素
である。そして、これを８％以上含存させればオーステ
ナイト単相の組織が得られ、含有量が多いほどオーステ
ナイト相は安定となり、冷間加工性も向上するが、Ｎｉ
は高価であるため経済性を勘案して８〜１６の範囲とし
た。
鋼をオーステナイト相とするための主要な元素であると
同時に、加工誘起マルテンサイトの抑制にも必要な元素
である。そして、これを８％以上含存させればオーステ
ナイト単相の組織が得られ、含有量が多いほどオーステ
ナイト相は安定となり、冷間加工性も向上するが、Ｎｉ
は高価であるため経済性を勘案して８〜１６の範囲とし
た。
Ｃｒ：１６〜２２％
Ｃｒは、耐食性を向上させるのに寄与する元素であり、
このような効果を得るために１６％以上含存させる必要
があるが、多量に添加するとフェライトを生成するので
１６〜２２％の範囲とした。
このような効果を得るために１６％以上含存させる必要
があるが、多量に添加するとフェライトを生成するので
１６〜２２％の範囲とした。
Ｖ：０，０３〜０．３０％
■は炭窒化物を形成し、結晶粒を微細化して強化に寄与
する元素である。しかし、０．０３未満ではこのような
効果が得られず、０．３０％を超えるとその効果が飽和
すると共に冷間加工性が低下するので、添加量を０．０
３〜０．３０％の範囲とした。
する元素である。しかし、０．０３未満ではこのような
効果が得られず、０．３０％を超えるとその効果が飽和
すると共に冷間加工性が低下するので、添加量を０．０
３〜０．３０％の範囲とした。
Ｔｉ：０．０３〜０．３０％
ＴｉはＶと同様に炭窒化物を形成し、結晶粒を微細化し
て基地の強化に寄与する元素である。しかし、０．０３
％未満ではこのような効果を充分に発揮させることがで
きず、一方、０．３０％を超えるとその効果が飽和する
と共に冷間加工性が低下するので、添加量を０．０３〜
０．３０％の範囲とした。
て基地の強化に寄与する元素である。しかし、０．０３
％未満ではこのような効果を充分に発揮させることがで
きず、一方、０．３０％を超えるとその効果が飽和する
と共に冷間加工性が低下するので、添加量を０．０３〜
０．３０％の範囲とした。
Ｎｂ十Ｔａ ： ０，０３〜０．３０％Ｎｂ、Ｔａは、
■と同様に炭窒化物を形成し、結晶粒の微細化により基
地の強化に寄与する。しかし、０．０３％未満ではこの
効果を充分に発揮させることができず、一方、多量に添
加すると窒化物が介在物として残留し、冷間加工性を阻
害するので、特に強度が必要な場合にＮｂ及びＴａの１
種もしくは２種を添加する。但し、その上限は冷間加工
性を害さないように０．３０％とする必要がある。
■と同様に炭窒化物を形成し、結晶粒の微細化により基
地の強化に寄与する。しかし、０．０３％未満ではこの
効果を充分に発揮させることができず、一方、多量に添
加すると窒化物が介在物として残留し、冷間加工性を阻
害するので、特に強度が必要な場合にＮｂ及びＴａの１
種もしくは２種を添加する。但し、その上限は冷間加工
性を害さないように０．３０％とする必要がある。
本発明においては、上記の■、Ｔｉ及びＮｂ＋Ｔａのう
ち、少なくとも１種を含有する必要がある。
ち、少なくとも１種を含有する必要がある。
更に、上記した組成のステンレス鋼は、前述の式■及び
■を満足するように成分調整される。これは前述した特
開昭６２−２０８５５号公報に詳細に記載したように、
冷間加工性及び耐遅れ破壊性にとって有害である加工誘
起マルテンサイトの生成を抑制するために必要である。
■を満足するように成分調整される。これは前述した特
開昭６２−２０８５５号公報に詳細に記載したように、
冷間加工性及び耐遅れ破壊性にとって有害である加工誘
起マルテンサイトの生成を抑制するために必要である。
次に、本発明の製造工程を添付図面に基づき、順を追っ
て説明する。
て説明する。
先ず、上記した成分組成のステンレス鋼よりなる線材又
は棒材に固溶化処理を施した後、脱スケールを行い、次
いで、潤滑被膜処理を施し、更に軽い冷間加工を施した
のち、この連続した線材又は棒材を送り装置によりコイ
ルの先端口へ間欠的に移送して当該先端口を横切るよう
に移動する可動ナイフで切断することにより一定の長さ
のボルト材１を得る（第１図（ａ）、第２図（ｂ））。
は棒材に固溶化処理を施した後、脱スケールを行い、次
いで、潤滑被膜処理を施し、更に軽い冷間加工を施した
のち、この連続した線材又は棒材を送り装置によりコイ
ルの先端口へ間欠的に移送して当該先端口を横切るよう
に移動する可動ナイフで切断することにより一定の長さ
のボルト材１を得る（第１図（ａ）、第２図（ｂ））。
このボルト材ｌは切断と同時に圧造部に送り込まれ、第
１の工程の圧造が行われる。この工程では、ダイス２１
の直前に運ばれたボルト材ｌをパンチ１１によりダイス
型孔２１ａに押し込んで叩打し、これによって軸部１ａ
の前半が絞られ残りの部分が頭部１ｂとなったボルト材
ｌ°が得られる（第１図（ロ）、第２図（ロ））０本発
明の製造方法においては、この絞り加工の減面率を素材
製造時の冷間加工の減面率と合わせて２０％以上となる
ように決定することが必要である。この減面率が２０％
未満である場合には、得られたボルトの引張強さが９０
ｋｇｆ／ａｓ ２未満となり、強度的に充分とはなら
ない。
１の工程の圧造が行われる。この工程では、ダイス２１
の直前に運ばれたボルト材ｌをパンチ１１によりダイス
型孔２１ａに押し込んで叩打し、これによって軸部１ａ
の前半が絞られ残りの部分が頭部１ｂとなったボルト材
ｌ°が得られる（第１図（ロ）、第２図（ロ））０本発
明の製造方法においては、この絞り加工の減面率を素材
製造時の冷間加工の減面率と合わせて２０％以上となる
ように決定することが必要である。この減面率が２０％
未満である場合には、得られたボルトの引張強さが９０
ｋｇｆ／ａｓ ２未満となり、強度的に充分とはなら
ない。
パンチ１１が後退し、ダイス型孔２１ａ内よりノックア
ウトピン３１が突出して第１の工程のボルト材１を押し
出すと、それをトランスファチャックで掴んで第２の工
程へ移送する。
ウトピン３１が突出して第１の工程のボルト材１を押し
出すと、それをトランスファチャックで掴んで第２の工
程へ移送する。
第２の工程では、第１の工程で得られたボルト材１°を
頭部１ｂが第２ダイス２２の型孔２２ａから突出した状
態で軸部１ａが据込まれるように圧入し、頭部１ｂを第
２のパンチ１２で叩打すると、軸部１ａはそのままで頭
部１ｂが押圧変形して先端が偏平な円錐頭部ＩＣとなり
、ボルト材１”が得られる（第１図（Ｃ）、第２図（Ｃ
））。
頭部１ｂが第２ダイス２２の型孔２２ａから突出した状
態で軸部１ａが据込まれるように圧入し、頭部１ｂを第
２のパンチ１２で叩打すると、軸部１ａはそのままで頭
部１ｂが押圧変形して先端が偏平な円錐頭部ＩＣとなり
、ボルト材１”が得られる（第１図（Ｃ）、第２図（Ｃ
））。
第３の工程では、角形頭部を圧造により成形するため、
第３ダイス２３は軸孔２３ａとその入口側に角形孔２３
ｂとからなるダイス金型が用いられ、対応する第３パン
チ１３は角形孔２３ｂを密閉するように嵌合する突軸１
３ａを先端に有するものが用いられ、且つ突軸１３ａの
端面に小球突起１３ｂを有するものが用いられる。
第３ダイス２３は軸孔２３ａとその入口側に角形孔２３
ｂとからなるダイス金型が用いられ、対応する第３パン
チ１３は角形孔２３ｂを密閉するように嵌合する突軸１
３ａを先端に有するものが用いられ、且つ突軸１３ａの
端面に小球突起１３ｂを有するものが用いられる。
この第３バンチ１３により第２工程で得られたボルト材
１″を第３ダイス２３に据込み圧入叩打すると、軸部１
ａはそのままであるが頭部ＩＣは一気に角形に圧造され
て角形頭部１ｄとなり、同時にその頭部１ｄの頂面に球
状の凹みｌｅが形成されたボルト材１０が得られる（第
１図（ｄ）、第２図（ｄ））。
１″を第３ダイス２３に据込み圧入叩打すると、軸部１
ａはそのままであるが頭部ＩＣは一気に角形に圧造され
て角形頭部１ｄとなり、同時にその頭部１ｄの頂面に球
状の凹みｌｅが形成されたボルト材１０が得られる（第
１図（ｄ）、第２図（ｄ））。
この第３の工程における頭部頂面の凹み１ｅにより外周
への肉の張り出しが強くなり、且つ、それが密閉した空
間で行われるために一層角形が先鋭となる。又、この第
３工程では第２工程で得られたボルト材１′を第３ダイ
ス２３へ据込む際には頭部ＩＣは未だ円形であるため、
方向性を考慮する必要がない。
への肉の張り出しが強くなり、且つ、それが密閉した空
間で行われるために一層角形が先鋭となる。又、この第
３工程では第２工程で得られたボルト材１′を第３ダイ
ス２３へ据込む際には頭部ＩＣは未だ円形であるため、
方向性を考慮する必要がない。
第４の工程においては、第３の工程で得られたボルト材
１０をノックアウトピン３３で押し出してトランスファ
チャックで第４ダイス２４の直前に運び第４バンチ１４
によって頭部整形を行う。
１０をノックアウトピン３３で押し出してトランスファ
チャックで第４ダイス２４の直前に運び第４バンチ１４
によって頭部整形を行う。
第４の工程では第３の工程で形成された角形頭部１ｄの
頂部凹み１ｅを矯正するために第４ダイス２４にボルト
材１０の軸部１ａを首下で支持するように据込み、パン
チ側は型孔１４ａの底部１４ｂを平面にしたものが用い
られる。又、この場合のパンチ型孔１４ａは角形頭部１
ｄの対角寸法を直径とする円形に形成したものが用いら
れる。
頂部凹み１ｅを矯正するために第４ダイス２４にボルト
材１０の軸部１ａを首下で支持するように据込み、パン
チ側は型孔１４ａの底部１４ｂを平面にしたものが用い
られる。又、この場合のパンチ型孔１４ａは角形頭部１
ｄの対角寸法を直径とする円形に形成したものが用いら
れる。
このような第４パンチ１４と第４ダイス２４でボルト材
１０の頭部１ｄを押圧叩打すると外周の角形はそのまま
で頂部の凹み１ｅのみが平面となって正規の角形頭部１
ｒとなり、ボルト材完成品２０が得られる（第１図（ｅ
）、第２図（ｅ））、尚、この工程における頭部の凹み
の端面矯正用パンチとしては、頭部の対角寸法に内接す
る円形孔パンチもしくは対角寸法に内接する円形型孔で
且つその周縁にリード角をもつパンチを使用することが
好ましい。
１０の頭部１ｄを押圧叩打すると外周の角形はそのまま
で頂部の凹み１ｅのみが平面となって正規の角形頭部１
ｒとなり、ボルト材完成品２０が得られる（第１図（ｅ
）、第２図（ｅ））、尚、この工程における頭部の凹み
の端面矯正用パンチとしては、頭部の対角寸法に内接す
る円形孔パンチもしくは対角寸法に内接する円形型孔で
且つその周縁にリード角をもつパンチを使用することが
好ましい。
しかるのち、これをノックアウト３４にて押し出し、別
途にその完成品２０にねじ切りを行えば軸部１ａの先端
に角形頭部１ｆをもち、且つ、軸部１ａにねし１ｇが刻
設されたボルト製品３０が得られる（第２図（ｆ））、
更に、これに３００〜６００°Ｃの時効処理を施すと、
引張強さが９０ ｋｇｆ／ｍｓ＋以上、０．２％耐力が
７２ｋｇｆ／ｍｍ２以上のボルトが得られる。
途にその完成品２０にねじ切りを行えば軸部１ａの先端
に角形頭部１ｆをもち、且つ、軸部１ａにねし１ｇが刻
設されたボルト製品３０が得られる（第２図（ｆ））、
更に、これに３００〜６００°Ｃの時効処理を施すと、
引張強さが９０ ｋｇｆ／ｍｓ＋以上、０．２％耐力が
７２ｋｇｆ／ｍｍ２以上のボルトが得られる。
上記した製造工程において、角形頭部の圧造を最終２工
程で行い頭部頂面の凹み成形により角形の張り出しを１
回の圧造により確実に行い、しかも組織の流れに連続性
が損なわれないため強度が大幅に向上する。又、最終２
工程、特に最終工程において、ボルト材の方向性を問題
にしなくてもよいため、ボルトホーマによるボルトの圧
造を簡単にしかも高精度で行うことができる。
程で行い頭部頂面の凹み成形により角形の張り出しを１
回の圧造により確実に行い、しかも組織の流れに連続性
が損なわれないため強度が大幅に向上する。又、最終２
工程、特に最終工程において、ボルト材の方向性を問題
にしなくてもよいため、ボルトホーマによるボルトの圧
造を簡単にしかも高精度で行うことができる。
更に、最終工程ではトリマーパンチによるトリミングを
行わないため材料ロスが全く生じず、材料の節減を図り
コストを低減することが可能となる。
行わないため材料ロスが全く生じず、材料の節減を図り
コストを低減することが可能となる。
加えて、パンチ及びダイスの寿命が大幅に長くなり、生
産性並びに作業性を著しく向上させることができるとい
う利点がある。
産性並びに作業性を著しく向上させることができるとい
う利点がある。
尚、本発明の高強度ステンレス鋼ボルトの製造方法は上
記した六角形頭部を有するものに限らず、種々の形状、
例えば、四角、丸等の頭部を有するボルトに適用するこ
とが可能である。
記した六角形頭部を有するものに限らず、種々の形状、
例えば、四角、丸等の頭部を有するボルトに適用するこ
とが可能である。
（実施例）
第１表に示した各成分組成を有するステンレス鋼を大気
溶解、炉外精練により溶製した。しかるのち、分塊圧延
、線材圧延、線引及び固溶化処理の各工程を経て供試材
を得た。
溶解、炉外精練により溶製した。しかるのち、分塊圧延
、線材圧延、線引及び固溶化処理の各工程を経て供試材
を得た。
このようにして得られた各材料の室温圧縮試験における
変形抵抗（真応力）σと圧縮塑性歪（真否）εとの関係
を第１図に示した。尚、各供試材の０．２％耐力及び引
張強さ、並びに、各供試材について、上記式■の右辺及
び左辺の値を計算した結果、その関係が上記式■を満足
するものをＯ１満足しないものを×として第１表中に示
した。
変形抵抗（真応力）σと圧縮塑性歪（真否）εとの関係
を第１図に示した。尚、各供試材の０．２％耐力及び引
張強さ、並びに、各供試材について、上記式■の右辺及
び左辺の値を計算した結果、その関係が上記式■を満足
するものをＯ１満足しないものを×として第１表中に示
した。
（以下余白）
第１表及び第１図からも明らかなように、各供試材とも
ボルト頭部の変形量に近いε＝１．６まで変形したが、
すべての材料で割れは発生しなかった。尚、５ＬＩＳ３
０４．５ＵＳ３１６及び５ＵＳ３０４Ｎ２ｔ！加工硬化
量が大きく、ｇ＝１．６で変形抵抗が２００ｋｇｆ／ａ
ｓ”以上であり、頭部の変形には大きな加工力を要し、
またトリミングダイスへの負荷も大きいことが確認され
た。加えて、５ＵＳ３０４と５ＵＳ３１６は強度も低い
。
ボルト頭部の変形量に近いε＝１．６まで変形したが、
すべての材料で割れは発生しなかった。尚、５ＬＩＳ３
０４．５ＵＳ３１６及び５ＵＳ３０４Ｎ２ｔ！加工硬化
量が大きく、ｇ＝１．６で変形抵抗が２００ｋｇｆ／ａ
ｓ”以上であり、頭部の変形には大きな加工力を要し、
またトリミングダイスへの負荷も大きいことが確認され
た。加えて、５ＵＳ３０４と５ＵＳ３１６は強度も低い
。
又、ボルトに多用されているＳＵＳＸＭ７は、加工硬化
量が小さ（冷間加工性に優れているものの、強度が低い
。
量が小さ（冷間加工性に優れているものの、強度が低い
。
これに対して、本発明において使用するステンレス鋼Ａ
−Ｅは、何れも強度が高く、しかも、加工硬化量が小さ
い、又、ε＝１．６の変形抵抗も１５０〜１７０ｋｇｆ
／ｍｓ＋２とＳＵＳＸＭ７よりは高いも＋７）（７）、
５ＵＳ３０４．５ＩＩＳ３１６及び５ＵＳ３０４Ｎ２に
比べると大幅に低い、従って、ステンレス鋼Ａ〜Ｅは高
強度ステンレス鋼ボルトの素材として極めて有用である
ことが確認された。
−Ｅは、何れも強度が高く、しかも、加工硬化量が小さ
い、又、ε＝１．６の変形抵抗も１５０〜１７０ｋｇｆ
／ｍｓ＋２とＳＵＳＸＭ７よりは高いも＋７）（７）、
５ＵＳ３０４．５ＩＩＳ３１６及び５ＵＳ３０４Ｎ２に
比べると大幅に低い、従って、ステンレス鋼Ａ〜Ｅは高
強度ステンレス鋼ボルトの素材として極めて有用である
ことが確認された。
次に、上記した本発明の鋼種のうち、鋼Ａを用いて、冷
間加工減面率と頭部成形法とを変えてＭ１２ボルトを製
造し、時効処理を施した時の結果を第２表に示した０表
からも明らかなように、Ａ鋼を用いて、インデント方式
で頭部の成形を行うと製造性が極めて良好となる。又、
軸部及びねじ部に、素材製造時の減面率とボルト成形時
の減面率との合計が２０％以上のものは、９０ ｋｇｆ
／ｓｎ”以上の引張強さを有していることが確認された
。
間加工減面率と頭部成形法とを変えてＭ１２ボルトを製
造し、時効処理を施した時の結果を第２表に示した０表
からも明らかなように、Ａ鋼を用いて、インデント方式
で頭部の成形を行うと製造性が極めて良好となる。又、
軸部及びねじ部に、素材製造時の減面率とボルト成形時
の減面率との合計が２０％以上のものは、９０ ｋｇｆ
／ｓｎ”以上の引張強さを有していることが確認された
。
一方、従来材であるＳＵＳＸＭ７では強度が低い。
（発明の効果）
以上説明したように本発明によれば、重量％で、Ｃ：０
．０１〜０．０５％、Ｓｉ１．１〜１． ０％、Ｍｎ
： １．０〜３．０％、ｐ：ｏ、ｏ３％以下、Ｓ：０．
０３％以下、Ｃｕ：１．０〜４．０％、Ｎｉ：８〜１６
％、Ｃｒ：１６〜２２％、Ｎ：０．０５〜０．３５％、
Ａｌ：０．０５％以下、Ｍｇ：Ｏ，ＯＯ１〜０．０５０
％、Ｃａ ： ０．００１〜０．０５０％を含有すると
共に、ｖ：ｏ、ｏ３〜０．３０％、Ｔｉ ：０．０３〜
０．３０％、及びＮｂ＋Ｔａ：０．０３〜０．３０％の
うちの少なくとも１種を含有し、残部実質的にＦｅ及び
不可避不純物からなり、素材製造とボルト成形時の冷間
加工量との関係が、次式； ％式％ であり、式■中、ＣＳＮ、・・・、Ｎｂ、 Ｔａは各元
素の重量％を示す、又、εは冷間加工歪（真否で正の値
にとる）を示す、） を満足するように成分調整されたステンレス鋼よりなる
線材又は棒材に固溶化処理を施したのち、冷間加工を施
し、次いで該棒材を一定寸法に切断すると同時に該切断
された材料を圧造部へ移送してパンチとダイスとにより
鍛圧し軸部の一端に所定形状の頭部を有するボルト材を
製造する方法であって、該製造工程が、頭部となる部分
を残して軸部に前記素材製造時の冷間加工と合わせて減
面率で２０％以上の絞り加工を施し当該軸部分の先端に
円筒頭部を成形する第１の工程と、該円筒頭部をダイス
型孔より突出するように据込んでパンチで叩打し先端が
偏平な円錐頭部とする第２の工程と、該第２の工程で得
られたボルト材を所定形状のダイス型孔に没入するよう
にパンチで据込んで頭部の頂面に凹みを形成すると同時
に頭部の外周を所定形状に張り出すように圧造する第３
の工程と、該頭部をダイス型孔より突出するように支持
した状態で頭部の凹みを端面矯正する第４の工程とから
なり、更に、ねじ成形を行った後、３００〜６００°Ｃ
で時効処理を施すこととしたので、耐食性に優れた非磁
性高強度ボルトを安価に製造することが可能となる。従
って、野外等の腐食環境下で使用される建築用高強度ボ
ルトや装置の外装用ボルトに適用した場合、信顛性が向
上し、塗装等の表面被覆が不要となり、経済性が著しく
向上するという利点を有する。
．０１〜０．０５％、Ｓｉ１．１〜１． ０％、Ｍｎ
： １．０〜３．０％、ｐ：ｏ、ｏ３％以下、Ｓ：０．
０３％以下、Ｃｕ：１．０〜４．０％、Ｎｉ：８〜１６
％、Ｃｒ：１６〜２２％、Ｎ：０．０５〜０．３５％、
Ａｌ：０．０５％以下、Ｍｇ：Ｏ，ＯＯ１〜０．０５０
％、Ｃａ ： ０．００１〜０．０５０％を含有すると
共に、ｖ：ｏ、ｏ３〜０．３０％、Ｔｉ ：０．０３〜
０．３０％、及びＮｂ＋Ｔａ：０．０３〜０．３０％の
うちの少なくとも１種を含有し、残部実質的にＦｅ及び
不可避不純物からなり、素材製造とボルト成形時の冷間
加工量との関係が、次式； ％式％ であり、式■中、ＣＳＮ、・・・、Ｎｂ、 Ｔａは各元
素の重量％を示す、又、εは冷間加工歪（真否で正の値
にとる）を示す、） を満足するように成分調整されたステンレス鋼よりなる
線材又は棒材に固溶化処理を施したのち、冷間加工を施
し、次いで該棒材を一定寸法に切断すると同時に該切断
された材料を圧造部へ移送してパンチとダイスとにより
鍛圧し軸部の一端に所定形状の頭部を有するボルト材を
製造する方法であって、該製造工程が、頭部となる部分
を残して軸部に前記素材製造時の冷間加工と合わせて減
面率で２０％以上の絞り加工を施し当該軸部分の先端に
円筒頭部を成形する第１の工程と、該円筒頭部をダイス
型孔より突出するように据込んでパンチで叩打し先端が
偏平な円錐頭部とする第２の工程と、該第２の工程で得
られたボルト材を所定形状のダイス型孔に没入するよう
にパンチで据込んで頭部の頂面に凹みを形成すると同時
に頭部の外周を所定形状に張り出すように圧造する第３
の工程と、該頭部をダイス型孔より突出するように支持
した状態で頭部の凹みを端面矯正する第４の工程とから
なり、更に、ねじ成形を行った後、３００〜６００°Ｃ
で時効処理を施すこととしたので、耐食性に優れた非磁
性高強度ボルトを安価に製造することが可能となる。従
って、野外等の腐食環境下で使用される建築用高強度ボ
ルトや装置の外装用ボルトに適用した場合、信顛性が向
上し、塗装等の表面被覆が不要となり、経済性が著しく
向上するという利点を有する。
第１図は本発明の各製造工程における圧造部の横断平面
図、第２図は本発明によるボルトの製造工程順を示す一
部破断側面図、第３図はオーステナイト系ステンレス鋼
の変形抵抗（真応力）と圧縮塑性歪（真否）との関係を
示すグラフである。 １・・・材料、１”、１”、１０，２０・・・ボルト材
、ｌａ・・・軸部、ｌｂ、ｌｃ・・・頭部、１ｄ、１ｒ
・・・角形頭部、１１．１２．１３．１４・・・パンチ
。
図、第２図は本発明によるボルトの製造工程順を示す一
部破断側面図、第３図はオーステナイト系ステンレス鋼
の変形抵抗（真応力）と圧縮塑性歪（真否）との関係を
示すグラフである。 １・・・材料、１”、１”、１０，２０・・・ボルト材
、ｌａ・・・軸部、ｌｂ、ｌｃ・・・頭部、１ｄ、１ｒ
・・・角形頭部、１１．１２．１３．１４・・・パンチ
。
Claims (3)
- （１）重量％で、Ｃ：０．０１〜０．０５％、Ｓｉ：０
．１〜１．０％、Ｍｎ：１．０〜３．０％、Ｐ：０．０
３％以下、Ｓ：０．０３％以下、Ｃｕ：１．０〜４．０
％、Ｎｉ：８〜１６％、Ｃｒ：１６〜２２％、Ｎ：０．
０５〜０．３５％、Ａｌ：０．０５％以下、Ｍｇ：０．
００１〜０．０５０％、Ｃａ：０．００１〜０．０５０
％を含有すると共に、Ｖ：０．０３〜０．３０％、Ｔｉ
：０．０３〜０．３０％、及びＮｂ＋Ｔａ：０．０３〜
０．３０％のうちの少なくとも１種を含有し、残部実質
的にＦｅ及び不可避不純物からなり、素材製造とボルト
成形時の冷間加工量との関係が、次式： Ｐα≦２４６ｅｘｐ（−０．２６９ε）−２０・・・［
１］（但し、Ｐα＝８２４−４６２（Ｃ＋Ｎ）−９．２
Ｓｉ−８．１Ｍｎ−１３．７Ｃｒ−２９（Ｎｉ＋Ｃｕ）
−６８（Ｎｄ＋Ｔａ）・・・［２］であり、式［２］中
、Ｃ、Ｎ、・・・、Ｎｂ、Ｔａは各元素の重量％を示す
。又、εは冷間加工歪（真歪で正の値にとる）を示す。 ） を満足するように成分調整されたステンレス鋼よりなる
線材又は棒材に固溶化処理を施したのち、冷間加工を施
し、次いで該棒材を一定寸法に切断すると同時に該切断
された材料を圧造部へ移送してパンチとダイスとにより
鍛圧し軸部の一端に所定の頭部形状を有するボルト材を
製造する方法であって、該製造工程が、頭部となる部分
を残して軸部に前記素材製造時の冷間加工と合わせて減
面率で２０％以上の絞り加工を施し当該軸部分の先端に
円筒頭部を成形する第１の工程と、該円筒頭部をダイス
型孔より突出するように据込んでパンチで叩打し先端が
偏平な円錐頭部とする第２の工程と、該第２の工程で得
られたボルト材を所定形状のダイス型孔に没入するよう
にパンチで据込んで頭部の頂面に凹みを形成すると同時
に頭部の外周を所定形状に張り出すように圧造する第３
の工程と、該頭部をダイス型孔より突出するように支持
した状態で頭部の凹みを端面矯正する第４の工程とから
なり、更に、ねじ成形を行った後、３００〜６００℃で
時効処理を施すことを特徴とする高強度ステンレス鋼ボ
ルトの製造方法。 - （２）前記第４の工程における頭部の凹みの端面矯正は
、対角寸法に内接する円形型孔のパンチで行うことを特
徴とする特許請求の範囲第１項記載の高強度ステンレス
鋼ボルトの製造方法。 - （３）前記第４の工程における頭部の凹みの端面矯正は
、対角寸法に内接する円形型孔で且つその周縁部にリー
ド角をもつパンチで行うことを特徴とする特許請求の範
囲第１項記載の高強度ステンレス鋼ボルトの製造方法。
Priority Applications (1)
| Application Number | Priority Date | Filing Date | Title |
|---|---|---|---|
| JP25633287A JPH0767593B2 (ja) | 1987-10-13 | 1987-10-13 | 高強度ステンレス鋼ボルトの製造方法 |
Applications Claiming Priority (1)
| Application Number | Priority Date | Filing Date | Title |
|---|---|---|---|
| JP25633287A JPH0767593B2 (ja) | 1987-10-13 | 1987-10-13 | 高強度ステンレス鋼ボルトの製造方法 |
Publications (2)
| Publication Number | Publication Date |
|---|---|
| JPH0199740A true JPH0199740A (ja) | 1989-04-18 |
| JPH0767593B2 JPH0767593B2 (ja) | 1995-07-26 |
Family
ID=17291202
Family Applications (1)
| Application Number | Title | Priority Date | Filing Date |
|---|---|---|---|
| JP25633287A Expired - Lifetime JPH0767593B2 (ja) | 1987-10-13 | 1987-10-13 | 高強度ステンレス鋼ボルトの製造方法 |
Country Status (1)
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|---|---|
| JP (1) | JPH0767593B2 (ja) |
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1987
- 1987-10-13 JP JP25633287A patent/JPH0767593B2/ja not_active Expired - Lifetime
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| Publication number | Publication date |
|---|---|
| JPH0767593B2 (ja) | 1995-07-26 |
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