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

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 Download PDF

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WO2014208134A1
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less
steel wire
wire
fasteners
cross
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敦 荻原
千賀子 廣見
貴博 福山
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Ykk株式会社
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    • C21D9/0068—Heat treatment, e.g. annealing, hardening, quenching or tempering, adapted for particular articles; Furnaces therefor for particular articles not mentioned below
    • C—CHEMISTRY; METALLURGY
    • C22—METALLURGY; FERROUS OR NON-FERROUS ALLOYS; TREATMENT OF ALLOYS OR NON-FERROUS METALS
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    • C22C38/00—Ferrous alloys, e.g. steel alloys
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    • A44B—BUTTONS, PINS, BUCKLES, SLIDE FASTENERS, OR THE LIKE
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    • C21D7/02—Modifying the physical properties of iron or steel by deformation by cold working
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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

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
　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。
特開２０１１－６７７６号公報 特許第３９４７６７９号公報
　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。
　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。
　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）
　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。
この発明の一実施形態のファスナー用金属部品を有するスライドファスナーを示す正面図である。 図１のスライドファスナーが有するエレメント、上止具及び下止具の、ファスナーテープ上への形成工程を示す斜視図である。 ファスナー用金属部品の製造に用いることのできる鋼線を示す断面図である。 ファスナー用金属部品の製造に用いることのできる他の鋼線を示す断面図である。 ファスナー用金属部品の製造に用いることのできる更に他の鋼線を示す断面図である。 実施例の検針試験を示す、検針器の平面図である。
　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。
　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。
　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。
　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。
　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。
　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
　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。
　（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。
　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。
（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。
　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。
　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。
　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。
　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。
　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。
　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。
　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。
　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。
　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。
　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、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。
　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）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。
　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。
　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。
　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。
　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。
　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。
　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。
　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。
　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。
　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、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。
Figure JPOXMLDOC01-appb-T000001
Figure JPOXMLDOC01-appb-T000002
Figure JPOXMLDOC01-appb-T000003
　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。
Figure JPOXMLDOC01-appb-T000004
Figure JPOXMLDOC01-appb-T000005
Figure JPOXMLDOC01-appb-T000006
　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。
　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。
　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。
　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。
　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。
　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。
Figure JPOXMLDOC01-appb-T000007
　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。
Figure JPOXMLDOC01-appb-T000008
　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。
（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。
Figure JPOXMLDOC01-appb-T000009
　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。
Figure JPOXMLDOC01-appb-T000010
　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。
Figure JPOXMLDOC01-appb-T000011
　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。
　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

Claims (14)

  1. 　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。
  2. 　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。
  3. 　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。
  4. 　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）
  5. 　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。
  6. 　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。
  7. 　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。
  8. 　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。
  9. 　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。
  10. 　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。
  11. 　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。
  12. 　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。
  13. 　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。
  14. 　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。
PCT/JP2014/055495 2013-06-28 2014-03-04 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 WO2014208134A1 (ja)

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