JP4645761B2

JP4645761B2 - Ｔ形鋼

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Authority: JP
Inventors: 稔本庄; 峰康竹正; 由紀雄高嶋; 達己木村; 伸夫鹿内
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Priority date: 2009-03-04
Filing date: 2009-11-13
Publication date: 2011-03-09
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Description

本発明は、造船、橋梁、建築等の分野で用いられるＴ形鋼であって、特に各種船舶（例えば、石炭船、鉱石船、鉱炭兼用船、原油タンカー、ＬＰＧ船、ＬＮＧ船、ケミカルタンカー、コンテナ船、ばら積み船、木材専用船、チップ専用船、冷凍運搬船、自動車専用船、重量物船、ＲＯＲＯ船、石灰石専用船、セメント専用船など）の構造材として好適であり、なかでもロンジ材（縦通材）として最適なＴ形鋼に関するものである。

船体構造の補強用形鋼として、古くは球平形鋼が用いられていたが、船体の大型化により断面性能の向上と使用鋼材の重量低減とを目的として、不等辺不等厚山形鋼（以下、ＮＡＢという）が用いられることが多くなってきた。しかし、ＮＡＢは左右非対称の断面形状であるため、船体を補強する場合に断面性能に方向性を有し、船体外部から水圧などの力を受けると断面内でねじり力が発生する。そのため、構造上要求される性能から、非対称であるがために発生する上記ねじり力に耐え得る断面性能の形鋼を使用しなければならず、より断面積の大きい寸法のものを使用することにより、船体重量が増加するというデメリットをもたらす場合がある。

さらに、近年新造される原油タンカーでは、改正された海洋汚染防止条約により、（a）船底と船側の構造を二重にして座礁や衝突等により船体が破れても原油が流出し難いように構成する二重船殻（ダブルハル）構造、（b）原油タンクを上下の二層に分けて船側だけを二重構造にするとともに、上下のタンクを分ける中間デッキを喫水線より下に配置することにより、下側のタンクの原油の圧力が常に周囲の水圧よりも低く保たれるようにし、座礁等により船底に穴が開いても下側のタンクの原油が浸入する海水の圧力で上に押し上げられてタンク内に閉じ込められるようにしたミッドデッキ構造、のいずれかを採用することが義務づけられている。特に二重船殻内は、積荷がない時に海水を注入して船舶の安定航行を可能とするバラストウォータータンクとして使用される。このため、船底や船壁に配置されるロンジ材は、海水に直接的に浸漬されるので、十分な耐食性を備えるようにするための防錆塗装が施され、この塗膜の密着性を確保することが要求される。

近年では、Ｔ形の断面形状で、ウェブを中心として線対称な横断面形状を有するＴロンジ材が船体補強用部材として用いられるようになってきた。このＴロンジ材としては、厚板を切断し、溶接組立したものが広く使用されており、このようなＴロンジ材（以下、「溶接Ｔロンジ材」という場合がある）はウェブとフランジの接合部に溶接部を有する。この溶接部上に塗装を行った場合、溶接ビードが凹凸を有する形状であるため、塗膜厚みが不均一となり、溶接ままの表面凹凸部分やエッジ部分が選択的に腐食される原因となり、船体構造部材の腐食劣化という重大な問題が発生する。このような不健全な塗膜の形成を防ぐため、溶接Ｔロンジ材については、溶接ビード部表面が滑らかになるようにグラインダー等を用いた補修が行われ、その後に塗装が行われる。このような塗装前の溶接ビード部の補修は、形鋼の長手方向の全長にわたって補修が必要な部位を検査した上で、人手をかけてグラインダー等で手入れをするため、補修に時間がかかるとともに、人件費の増加によるコスト上昇を招いていた。
一方、このような溶接Ｔロンジ材に対して、熱間圧延で得られる形鋼をＴロンジ材に利用することが行われており、このＴロンジ材の場合は、溶接Ｔロンジ材のような溶接組立がないため、上述したような溶接部の塗装による問題は生じない。

また、橋梁の分野においては、箱桁の横リブ、ブラケット、鋼床板の側縦桁にＴロンジ材が用いられるようになってきた。この部位に用いられるＴロンジ材としては、船体構造用部材と同じく、厚板を切断し、溶接組立したものが使用されている。このＴロンジ材はウェブとフランジの接合部に溶接部を有する。そのため、溶接部に応力集中が発生し、溶接止端部から疲労亀裂が発生し、疲労耐久性が低下する問題があった。
一方、このような溶接Ｔロンジ材に対して、熱間圧延で得られる形鋼をＴロンジ材に利用することが行われており、このＴロンジ材の場合は、溶接Ｔロンジ材のような溶接組立がないため、上述したような溶接部の疲労耐久性の問題は生じない。

特許文献１には、熱間圧延でＨ形鋼に成形した後に、ウェブ部を半裁（２分割）して製造されるＴ形鋼（以下、「カットＴ形鋼」という場合がある）をＴロンジ材として使用することが示されている。
また、特許文献２〜４には、熱間圧延して得られたＴ形鋼（以下、「圧延Ｔ形鋼」という場合がある）そのものをＴロンジ材として使用することが示されている。また、特許文献４には、Ｃ：０．０１〜０．２mass％、Ｓｉ：０．００１〜１mass％、Ｍｎ：０．１〜３mass％、Ａｌ：０．００１〜０．２mass％、残部Ｆｅ及び不純物からなり、不純物としてＰ：０．０３mass％以下、Ｓ：０．０３mass％以下を含むとともに、Ｐｃｍ（＝Ｃ＋（Ｓｉ／３０）＋（Ｍｎ／２０）＋（Ｃｕ／２０）＋（Ｎｉ／６０）＋（Ｃｒ／２０）＋（Ｍｏ／１５）＋（Ｖ／１０）＋５Ｂ）の値が０．２３mass％以下である鋼組成の圧延Ｔ形鋼が示されている。

特開２００２−３０１５０１号公報特開平１１−３４２４０１号公報特開２００７−３３１０２７号公報特開２００８−２５４０６３号公報

しかし、上述した従来技術のカットＴ形鋼や圧延Ｔ形鋼によるＴロンジ材には、以下のような問題があることが判明した。
Ｔロンジ材は、船体の長手方向に沿った長尺部材として使用されることが多く、その場合、長さ１０〜２０ｍ程度のＴロンジ材（Ｔ形鋼）を長手方向で複数本溶接接合し、長尺の船体構造材（補強材）としている。このようなＴロンジ材どうしの溶接接合部は、船体構造材という性質上、すべてに適正な強度を有することが求められる。しかしながら、本発明者らによる検討の結果、従来技術のカットＴ形鋼や圧延Ｔ形鋼を使用した場合、Ｔロンジ材どうしの溶接接合部に亀裂が発生・進展し、接合部の強度低下を招くという問題が発生する可能性があり、これを防ぐために溶接施工の作業能率が大幅に低下することが判明した。

また、船体が外部から水圧などの力を受けるとねじり力が発生する。カットＴ形鋼や圧延Ｔ形鋼からなるＴロンジ材は、ウェブとフランジの結合部に断面円弧状のフィレット部（図１においてｆｉで示す円弧部）を有しているが、Ｔロンジ材が上記のようなねじり力を繰り返し受けると、フィレット部に疲労亀裂が発生し、この亀裂が進展することでＴロンジ材が破断するおそれがあることが判明した。特許文献４では、圧延Ｔ形鋼のＰｃｍを規定しているが、このＰｃｍは溶接低温割れの対策の判断に用いられる指標であり、フィレット部での疲労亀裂の発生・進展の抑制には効果がない。

したがって本発明の目的は、このような従来技術の課題を解決し、造船、橋梁、建築等の分野で構造材等に適用できるＴ形鋼であって、特に船体構造用のＴロンジ材に適用した場合に、Ｔロンジ材どうしの溶接接合の施工性に優れ、且つフィレット部の耐疲労亀裂進展性にも優れたＴ形鋼を提供することにある。

本発明者らは、まず、従来技術のカットＴ形鋼や圧延Ｔ形鋼をＴロンジ材に適用した場合に、Ｔロンジ材どうしの溶接接合において生じる問題とその対策について検討を行い、以下のような知見を得た。
Ｔロンジ材の端部どうしを溶接接合する場合、突き合わせ部を開先加工した上で溶接が行われるが、フランジとウェブの溶接線が交差することによる材質劣化および溶接欠陥発生を避ける目的で、フランジと接するウェブの一部を扇形状に切り抜くスカラップ加工が施される。図１にＴロンジ材（Ｔ形鋼）の接合部の開先加工例を示す。同図において（イ）はＴロンジ材の端部の側面図、（ロ）はＴロンジ材の端部の正面図であり、破線で囲んだ部分がスカラップ加工部である。ここで、カットＴ形鋼や圧延Ｔ形鋼では、ウェブとフランジの結合部に断面円弧状のフィレット部（図１においてｆｉで示す円弧部）を有しており、上記スカラップ加工では、フランジ内面が平坦になるようにフィレット部を除去する必要がある。このフィレット部を除去した加工面の仕上げが不十分で凹凸がある粗い加工面となった場合に、上述したような問題、すなわち応力集中やひずみ集中などにより溶接接合部に亀裂が発生・進展する問題を生じる可能性がある。

Ｔロンジ材に使用される従来のカットＴ形鋼や圧延Ｔ形鋼は、以下に述べるような理由から、断面円弧状で且つその円弧の半径（一般にフィレットＲと称される）が比較的大きいフィレット部を有している。
まず、カットＴ形鋼については、熱間圧延で得られたＨ形鋼（圧延Ｈ形鋼）のウェブ部を半裁（２分割）して製造されるため、圧延Ｈ形鋼相当のフィレット部を有している。圧延Ｈ形鋼のフィレット部のフィレットＲの寸法は日本工業規格（ＪＩＳ）に規格化されており、Ｈ形鋼のサイズが大きくなるほどフィレットＲも大きくなる。一般に船体構造用のＴロンジ材は、ウェブ高さが１５０ｍｍ以上であって且つウェブ高さがフランジ幅の２倍以上の寸法であることが多い。日本工業規格（ＪＩＳ）ではウェブ高さ３００ｍｍの圧延Ｈ形鋼のフィレットＲは１３ｍｍであるので、圧延Ｈ形鋼から得られるウェブ高さ１５０ｍｍ以上のＴロンジ材用のカットＴ形鋼は、フィレットＲが１３ｍｍ以上である。

一方、圧延Ｔ形鋼のフィレットＲの寸法については、圧延Ｈ形鋼のような規格化されたものはないが、従来の圧延Ｔ形鋼の製造方法では、圧延Ｈ形鋼と同様に相当程度大きいものとならざるを得ない。例えば、特許文献３，４の圧延Ｔ形鋼を製造する方法では、粗ユニバーサル圧延機と仕上ユニバーサル圧延機を使用して、Ｔ形鋼の熱間圧延が行われる。この熱間圧延では、Ｔ形鋼のフィレット部となるべき部分は、粗ユニバーサル圧延機の水平ロールのロールコーナー部（フランジ側ロールコーナー部）で圧延され、さらに仕上ユニバーサル圧延機の水平ロールのロールコーナー部（フランジ側ロールコーナー部）で成形されて断面円弧状に作り込まれる。これら粗ユニバーサル圧延機および仕上ユニバーサル圧延機の水平ロールコーナーＲ（半径）はほぼ同じ大きさとすることが多いが、そのロールコーナーＲは、以下のような理由からあまり小さくすることができない。

（a）ロールコーナーＲを小さくすると、ロールコーナー部とフランジ内面との接触条件が厳しくなり、両者の間に焼き付きが発生する。このためフランジ内面に焼き付き疵が発生し、適正な品質の製品形鋼が製造できなくなる。
（b）ロールコーナー部でのロール摩耗が大きくなり、圧延を続けるにしたがってロールコーナーＲが大きくなる上に、円弧形状が崩れて滑らかな単一半径の円弧が成形できなくなる。そのため、ロール交換を頻繁に行う必要が生じ、生産性が低下するとともに、製造コストが増加し、製品を低コストに大量生産することが困難となる。
（c）ロールコーナーＲを小さくするほどロールコーナー部の温度が上昇しやすくなるため、熱によるロールの材質劣化や損傷が発生する。ロールコーナー部に亀裂や欠け落ちなどが発生した場合には、ロールの交換を余儀なくされ、生産性が低下する。
以上のような問題は、圧延回数が多く且つ圧下率が高い粗ユニバーサル圧延機において特に顕著である。このため水平ロールのロールコーナーＲは、上記（a）〜（c）の問題を生じさせないような十分に大きい寸法に構成され、その結果、製造される圧延Ｔ形鋼のフィレットＲの寸法も相当する大きさになる。

また、特許文献２の圧延Ｔ形鋼を製造する方法では、上下ロールを備えた孔型圧延機を使用して、Ｔ形鋼の熱間圧延が行われる。この熱間圧延では、Ｔ形鋼のフィレット部となるべき部分は、孔型を構成する上下ロールの特定部位で圧延されるが、この特定のロール部位の円弧半径を小さくすると、フランジ内面が垂直に近い角度となる上ロールにおいて、そのロール部位の円弧先端とフランジ内面に焼き付きが生じ、このためフランジ内面に焼き付き疵が発生し、適正な品質の製品形鋼が製造できない。このためフィレット部を圧延すべきロール部位の円弧半径は、上記の問題を生じさせないような十分に大きい寸法に構成され、その結果、製造される圧延Ｔ形鋼のフィレットＲの寸法も相当する大きさになる。なお、特許文献２の形鋼はＴ形断面ではあるが、フランジの厚みが先端ほど薄いテーパが付与された断面形状であり、特許文献２に記載の形鋼の製造方法では、フランジ厚が全幅で均一なＴ形鋼を製造することはできない。

上述したスカラップ加工では、フィレットＲ（図２においてフィレットＲをｒ１で示す）が大きいほどフィレット部の体積と幅が大きくなり、スカラップ加工で除去すべき体積と平坦に仕上げるべき部分の幅が増大することになるが、従来のカットＴ形鋼や圧延Ｔ形鋼のような大きなフィレットＲを有するものでは、スカラップ加工の仕上げ面積が大きいため仕上げ精度が十分でない部分が生じやすく、これが上述したような溶接作業能率の低下という問題を生じさせる原因となることが判った。具体的には、スカラップ加工でのウェブおよびフィレット部の除去を例えばガス切断で行った場合、一般にガス切断面の仕上げは手作業によるグラインダー仕上げで行うことから、仕上げ面積が大きいほど仕上げ精度にバラツキも出易く、ガスノッチを十分に除去するための作業時間が長くかかり、溶接作業の能率が大きく低下する。また、研削機械による加工の場合は、仕上げ加工の面積が大きいために研削チップの損耗が多くなり、交換頻度が増すことで加工能率が低下する。しかし、仮に仕上げ精度が不十分な部分があると、溶接接合後に応力集中や歪み集中により亀裂が発生・進展してしまうため、溶接作業の能率が悪化しても加工面を高精度に仕上げなければならない。

以上のような知見に基づき、Ｔロンジ材として使用されるＴ形鋼のフィレット部の最適な形状・大きさについて検討した結果、断面円弧状のフィレット部のフィレットＲを１０ｍｍ以下、好ましくは８ｍｍ以下とすることにより、スカラップ加工の仕上げ不良による溶接接合部の強度低下を招くことなく、スカラップ加工の作業能率が大幅に向上するという結論を得た。さらに、Ｔロンジ材は船殻に沿うように曲げ加工を施すことも必要となるが、フィレットＲが小さいとフィレット部の断面が小さくなることで曲げ加工性が向上し、このためＴロンジ材を曲げ加工する際の作業効率も高められることが判った。
さらに、成分組成とフィレットＲの寸法を変化させた圧延Ｔ形鋼を製造し、繰り返しねじれ力を受けた場合の鋼材の耐疲労亀裂進展性について検討した結果、断面円弧状のフィレット部のフィレットＲを２ｍｍ以上とするともに、成分組成、特にＣｅｑ値を最適化することにより、優れた耐疲労亀裂進展性が得られることが判った。

本発明はこのような知見に基づきなされたもので、以下を要旨とするものである。
［1］ウェブ高さが１５０ｍｍ以上の溶接部を有しないＴ形鋼であって、
Ｃ：０．０５〜０．２５mass％、Ｓｉ：０．０５〜０．５０mass％、Ｍｎ：０．１〜２．０mass％、Ｐ：０．０２５mass％以下、Ｓ：０．０１mass％以下、Ａｌ：０．００５〜０．１０mass％、Ｎ：０．００１〜０．００８mass％を含有し、残部がＦｅおよび不可避的不純物からなり、且つ下記（1）式で規定されるＣｅｑ値が０．２３〜０．４０である成分組成を有し、
ウェブとフランジとの結合部に形成されるフィレット部の形鋼幅方向での断面形状がウェブとフランジに接する円弧状であり、且つその円弧の半径ｒ１が２〜１０ｍｍであることを特徴とするＴ形鋼。
Ｃｅｑ＝［％Ｃ］＋［％Ｍｎ］／６＋（［％Ｃｒ］＋［％Ｍｏ］＋［％Ｖ］）／５＋（［％Ｎｉ］＋［％Ｃｕ］）／１５ …（1）
但し［％Ｃ］：Ｃ含有量（mass％）、［％Ｍｎ］：Ｍｎ含有量（mass％）、［％Ｃｒ］：Ｃｒ含有量（mass％）、［％Ｍｏ］：Ｍｏ含有量（mass％）、［％Ｖ］：Ｖ含有量（mass％）、［％Ｎｉ］：Ｎｉ含有量（mass％）、［％Ｃｕ］：Ｃｕ含有量（mass％）

［2］上記［1］のＴ形鋼において、さらに、Ｃｒ：０．２０mass％未満、Ｃｕ：０．５mass％以下、Ｎｉ：０．２５mass％以下、Ｍｏ：０．５mass％以下、Ｃｏ：１．０mass％以下の中から選ばれる１種または２種以上を含有することを特徴とするＴ形鋼。
［3］上記［1］または［2］のＴ形鋼において、さらに、Ｗ：０．５mass％以下、Ｎｂ：０．１mass％以下、Ｔｉ：０．１mass％以下、Ｚｒ：０．１mass％以下、Ｖ：０．２mass％以下の中から選ばれる１種または２種以上を含有することを特徴とするＴ形鋼。

［4］上記［1］〜［3］のいずれかのＴ形鋼において、さらに、Ｂ：０．００３mass％以下を含有することを特徴とするＴ形鋼。
［5］上記［1］〜［4］のいずれかのＴ形鋼において、さらに、Ｃａ：０．０１mass％以下、ＲＥＭ：０．０１５mass％以下、Ｙ：０．１mass％以下の中から選ばれる１種または２種以上を含有することを特徴とするＴ形鋼。
［6］上記［1］〜［5］のいずれかのＴ形鋼において、ウェブ高さがフランジ幅の２倍以上であることを特徴とするＴ形鋼。

［7］上記［1］〜［6］のいずれかのＴ形鋼において、熱間圧延によりＴ形鋼に加工されたことを特徴とするＴ形鋼。
［8］上記［1］〜［7］のいずれかのＴ形鋼において、ウェブ両面側のフィレット部の円弧の半径ｒ１が、それぞれ形鋼全長にわたって一定であることを特徴とするＴ形鋼。
［9］上記［1］〜［8］のいずれかのＴ形鋼において、フランジ先端のコーナー部の形鋼幅方向での断面形状が円弧状であり、且つその円弧の半径が２ｍｍ以上であることを特徴とするＴ形鋼。
［10］上記［1］〜［9］のいずれかのＴ形鋼において、船体構造用熱間圧延Ｔ形鋼であることを特徴とするＴ形鋼。

本発明のＴ形鋼は、ウェブとフランジとの結合部に形成されるフィレット部の形状と大きさを最適化し、従来のＴ形鋼に較べてフィレットＲを小さくすることにより、Ｔロンジ材として端部どうしを溶接接合する場合に行われるスカラップ加工の仕上げ不良による溶接接合部の強度低下を招くことなく、スカラップ加工の作業能率が大幅に向上するとともに、Ｔロンジ材を船殻に沿うように曲げ加工する際の曲げ加工性も向上するという効果がある。さらに、フィレット部のフィレットＲの下限を規定し、且つＣｅｑ値を含む成分組成を最適化することにより、フィレット部における疲労亀裂の発生・進展を抑制することができる。したがって、本発明のＴ形鋼は、優れた溶接接合施工性と耐疲労亀裂進展性を有する。

Ｔロンジ材の端部どうしを溶接接合する際の開先加工の一例を示すもので、（イ）はＴロンジ材端部の側面図、（ロ）はＴロンジ材端部の正面図本発明のＴ形鋼の断面形状の一例を示す説明図優れた耐疲労亀裂進展性が得られるＣｅｑ値とフィレットＲの範囲を示すグラフ本発明のＴ形鋼を製造するための圧延設備の一例を示す説明図図４の圧延設備における第１の粗ユニバーサル圧延機のロール構成を模式的に示す正面図図４の圧延設備におけるエッジャ圧延機のロール構成を模式的に示す正面図図４の圧延設備における第２の粗ユニバーサル圧延機のロール構成を模式的に示す正面図図４の圧延設備における仕上ユニバーサル圧延機のロール構成を模式的に示す正面図図５に示す粗ユニバーサル圧延機の水平ロールコーナー部近傍に潤滑油供給装置Ｘを設置した状態を示すもので、（イ）は正面図、（ロ）は水平ロールの側面図

まず、本発明のＴ形鋼の寸法形状について説明する。
図２は、本発明のＴ形鋼の幅方向断面形状の一例を示すものであり、ｆがフランジ、ｗがウェブ、fｉがウェブｗとフランジｆとの結合部、すなわちウェブｗとフランジｆとで構成されるコーナー部に形成されるフィレット部である。また、寸法として示すＡがウェブ高さ、Ｂがフランジ幅、ｔ１がウェブ厚、ｔ２がフランジ厚である。さらに、ｒ１がフィレット部ｆｉの円弧半径（形鋼幅方向断面の円弧半径）、ｒ２がフランジ先端内面側のコーナー部の円弧半径（形鋼幅方向断面の円弧半径）、ｒ３がフランジ先端外面側のコーナー部の円弧半径（形鋼幅方向断面の円弧半径）である。

本発明のＴ形鋼は、ウェブ高さＡが１５０ｍｍ以上の溶接部を有しないＴ形鋼であって、フィレット部ｆｉの形鋼幅方向での断面形状がウェブｗとフランジｆに接する円弧状であり、且つその円弧半径ｒ１（以下、「フィレットＲ」という場合がある）を２〜１０ｍｍとする。溶接部を有しないということは、厚板を溶接組み立てして得られる、いわゆる溶接Ｔ形鋼ではないが、熱間圧延で得られたＨ形鋼のウェブを半裁（２分割）して得られる、いわゆるカットＴ形鋼であってもよい。但し、生産性やウェブを半裁する工程を追加することによるコストの増加という観点からは、熱間圧延によりＴ形鋼に加工されて得られる、いわゆる圧延Ｔ形鋼であることが好ましい。また、溶接施工性の観点から、フランジ厚がフィレット部やフランジ先端付近を除く全幅で均一なＴ形鋼であることが好ましい。

本発明のＴ形鋼の形状による効果はフィレットＲの規定により得られるので、Ｔ形鋼のウェブ高さＡとフランジ幅Ｂは任意であるが、船体構造用部材としての用途の場合には、ウェブ高さＡがフランジ幅Ｂの２倍以上であることが好ましい。ウェブ高さＡとフランジ幅Ｂの組合せは、例えば、２５０ｍｍ×１００ｍｍ、３００ｍｍ×１００ｍｍ、３００ｍｍ×１２５ｍｍ、３５０ｍｍ×１２５ｍｍ、４００ｍｍ×１２５ｍｍ、５００ｍｍ×１５０ｍｍ、６００ｍｍ×１５０ｍｍなど、任意の組合せで選択できる。ウェブ厚ｔ１とフランジ厚ｔ２の組合せも任意であり、例えば、カットＴ形鋼の板厚（規格化されているＨ形鋼のウェブ厚とフランジ厚）に準じて選択することができるが、船体構造用部材としての用途の場合には、フランジ厚ｔ２はウェブ厚ｔ１よりも大きいことが好ましい。

本発明のＴ形鋼では、フィレット部ｆｉのフィレットＲ（円弧半径ｒ１）は、ウェブ高さＡやフランジ幅Ｂにかかわらず２〜１０ｍｍとする。
さきに述べたように、Ｔロンジ材の端部どうしを溶接接合する場合、突き合わせ部を開先加工した上で溶接が行われるが、フランジとウェブの溶接線が交差することによる材質劣化および溶接欠陥発生を避ける目的で、フランジと接するウェブおよびフィレット部の一部を扇形状に切り抜くスカラップ加工が施される（図１参照）。フィレットＲが１０ｍｍを超えると、フィレット部の体積と幅が大きくなるため、このスカラップ加工において、溶接接合部の強度低下を招くような仕上げ不良を生じさせないようにするために、仕上げ工程を含めたスカラップ加工の作業効率が低下してしまい、また、Ｔロンジ材を船殻に沿うように曲げ加工する際の曲げ加工性も低下する。

表１に、フィレットＲが１３ｍｍ〜２ｍｍのＴ形鋼のフィレット部断面積とフィレット幅を示す。ここで、フィレット部断面積は、図２における片側のフィレット部fｉ（ウェブ部とフランジ部を除いたもの）の断面積を指し、フィレットＲがゼロでウェブとフランジが直角に形成されている場合、フィレット部断面積はゼロとする。また、フィレット幅は、図２において片側のフィレット部fｉの始まりから、ウェブを挟んで反対側のフィレット部fｉの終わりまでの長さを指す。
表１によれば、フィレットＲが１３ｍｍの場合（従来のカットＴ形鋼の最小のフィレットＲ）に比べ、フィレットＲを１０ｍｍまで小さくすると、フィレット部断面積は４１％減少し、フィレット幅は１７％減少することが判る。スカラップ加工において除去すべきフィレット部の断面積と幅がこの程度小さくなると、仕上げ工程を含めたスカラップ加工における作業の効率化に大きな効果がある。また、フィレットＲを８ｍｍまで小さくすると、フィレットＲが１３ｍｍの場合に比べ、フィレット部断面積は６２％、フィレット幅は２８％減少し、さらにフィレットＲを５ｍｍまで小さくすると、同じくフィレット部断面積は８５％、フィレット幅は４４％減少し、より一層大きな効果が得られる。

本発明のＴ形鋼は、後述するように従来技術とは異なる手法を取り入れた製造方法で製造されることにより、フィレットＲを１０ｍｍ以下とすることが可能となるが、そのような製造方法によっても、フィレットＲを極端に小さくすることは難しい。
通常、本発明のＴ形鋼を熱間圧延で製造するには、粗および仕上ユニバーサル圧延機を使用し、これらユニバーサル圧延機による圧延の際に、フィレット部は水平ロールのロールコーナー部で圧延、成形される。したがって、このロールコーナー部のロールコーナーＲを小さくすれば、フィレットＲを小さくできることになるが、さきに特許文献３に関して述べたように、単純にロールコーナーＲを小さくしただけでは、（a）ロールコーナー部とフランジ内面との接触条件が厳しくなり、両者の間に焼き付きが発生することにより、フランジ内面に焼き付き疵が発生し、適正な品質の製品形鋼が製造できない、（b）ロールコーナー部でのロール摩耗が大きくなり、圧延を続けるにしたがってロールコーナーＲが大きくなる上に、円弧形状が崩れて滑らかな単一半径の円弧が成形できなくなる、などの問題を生じるので、従来技術ではロールコーナーＲを小さくできず、結果として、フィレットＲも本発明のような小さい寸法にすることができなかった。

これに対して本発明者らは、粗および仕上ユニバーサル圧延機の圧延時に特定のロール部位に圧延潤滑油を噴射することなど（この製造方法については後に詳述する）により、水平ロールのロールコーナーＲを小さくすることでフィレットＲの寸法を十分に小さくしても、上記問題を生じることなく圧延できることを見出した。但し、このような製造方法を採用したとしても、水平ロールのロールコーナーＲが極端に小さいと、フランジ内面の焼き付き疵の発生を防止することができず、またロールの摩耗や損傷が大きく、実質的に熱間圧延でＴ形鋼を量産することができなくなるので、フィレットＲをできるだけ小さくするといっても、それには一定の限界がある。

一方、本発明のＴ形鋼では、耐疲労亀裂進展性の観点から、フィレットＲの下限を２ｍｍに限定する。すなわち、フィレットＲを２ｍｍ以上とし、且つＣｅｑ値を含む成分組成を最適化することにより、優れた耐疲労亀裂進展性が得られる。フィレットＲが２ｍｍ未満では、Ｃｅｑ値などを最適化しても、フィレット部の応力集中が高くなるため、フィレット部で疲労亀裂が発生・進展し、優れた耐疲労亀裂進展性が得られない。また、以上の観点から、好ましいフィレットＲは３ｍｍ以上である。
以上の理由から、本発明のＴ形鋼は、フィレットＲの大きさを２〜１０ｍｍ、好ましくは３〜１０ｍｍとする。

本発明のＴ形鋼は、図２における左右のフィレット部ｆｉ（ウェブ両面側のフィレット部）のフィレットＲが、それぞれ形鋼全長にわたって一定であることが好ましい。熱間圧延により本発明のＴ形鋼を製造すると、左右のフィレット部ｆｉはユニバーサル圧延機の水平ロールのロールコーナー部で圧延、成形されるため、全長にわたって同じ半径のフィレット部ｆｉを得ることができる。すなわち、溶接Ｔ形鋼のような接合部が長手方向に不均一な形状でない、均一なフィレット部ｆｉが得られ、部材の品質管理が容易になるという利点がある。ここで、フィレットＲの変動が±２０％以下であれば、形鋼全長にわたって一定と見做すことができる。
また、本発明のＴ形鋼は、塗装の健全性を確保するために、フランジ先端のコーナー部（フランジ先端内面側のコーナー部とフランジ先端外面側のコーナー部の計４箇所のコーナー部）の形鋼幅方向での断面形状が円弧状であり、且つその円弧半径ｒ２，ｒ３が２ｍｍ以上であることが好ましい。

次に、本発明のＴ形鋼の成分組成について説明する。
・Ｃ：０．０５〜０．２５mass％
Ｃは、鋼の強度を高め、疲労特性を向上させるのに有効な元素であり、このような効果を得るために０．０５mass％以上含有させる。一方、０．２５mass％を超える添加は、鋼の耐疲労亀裂進展性や溶接部の靱性を低下させる。このためＣ含有量は０．０５〜０．２５mass％とする。また、以上のような観点から、より好ましいＣ含有量は０．０８〜０．２０mass％である。
・Ｓｉ：０．０５〜０．５０mass％
Ｓｉは、脱酸剤として、また、鋼の強度を高め、疲労特性を向上させるために添加される元素であり、本発明では０．０５mass％以上添加する。しかし、０．５０mass％を超える添加は、鋼の耐疲労亀裂進展性や溶接部の靭性を低下させるので、Ｓｉ含有量の上限は０．５０mass％とする。また、以上のような観点から、より好ましいＳｉ含有量は０．１０〜０．４５mass％である。

・Ｍｎ：０．１〜２．０mass％
Ｍｎは、熱間脆性を防止し、鋼の強度を高め、疲労特性を向上させる効果がある元素であり、０．１mass％以上添加する。しかし、２．０mass％を超える添加は、鋼の耐疲労亀裂進展性や溶接部の靱性を低下させるため、Ｍｎ含有量の上限は２．０mass％とする。また、以上のような観点から、より好ましいＭｎ含有量は０．５〜１．６mass％である。
・Ｐ：０．０２５mass％以下
Ｐは、鋼の母材靭性、溶接性および溶接部靭性を低下させる有害な元素であり、できるかぎり低減するのが好ましい。特に、Ｐ含有量が０．０２５mass％を超えると、母材靭性および溶接部靭性の低下が大きくなる。このためＰ含有量は０．０２５mass％以下とする。また、以上のような観点から、より好ましいＰ含有量は０．０１４mass％以下である。

・Ｓ：０．０１mass％以下
Ｓは、鋼の靭性および溶接性を低下させる有害な元素であるので、できるかぎり低減することが好ましく、本発明では０．０１mass％以下とする。
・Ａｌ：０．００５〜０．１０mass％
Ａｌは、脱酸剤として添加される元素であり、０．００５mass％以上添加する必要がある。しかし、０．１０mass％を超えて添加すると、粗大な酸化物系介在物が鋼中に存在するようになるため、鋼の耐疲労亀裂進展性や靭性が却って低下するので、Ａｌ含有量の上限は０．１０mass％とする。また、以上のような観点から、より好ましいＡｌ含有量は０．００５〜０．０６mass％である。
・Ｎ：０．００１〜０．００８mass％
Ｎは、鋼の靭性に対して有害な成分である。したがって、靭性の向上を図るためには、Ｎはできるだけ低減することが望ましく、０．００８mass％以下とする。しかし、工業的には、Ｎを０．００１mass％未満に低減するのは難しい。よって、Ｎ含有量は０．００１〜０．００８mass％とする。

・Ｃｅｑ：０．２３〜０．４０
下記（1）式で規定されるＣｅｑ値は、母材の強度を見積もるために必要な指数である。Ｃｅｑ値が０．２３未満では、母材の強度が低下し、フィレットＲに疲労亀裂が発生しやすくなり、耐疲労亀裂進展性が低下する。一方、Ｃｅｑ値が０．４０を超えると、母材の強度が高くなりすぎるため、フィレットＲに応力集中が発生して疲労亀裂が生じやすくなり、この場合も耐疲労亀裂進展性が低下する。このため本発明では、Ｃｅｑ値は０．２３〜０．４０とする。また、以上のような観点から、より好ましいＣｅｑ値は０．２３〜０．３６である。
Ｃｅｑ＝［％Ｃ］＋［％Ｍｎ］／６＋（［％Ｃｒ］＋［％Ｍｏ］＋［％Ｖ］）／５＋（［％Ｎｉ］＋［％Ｃｕ］）／１５ …（1）
但し［％Ｃ］：Ｃ含有量（mass％）、［％Ｍｎ］：Ｍｎ含有量（mass％）、［％Ｃｒ］：Ｃｒ含有量（mass％）、［％Ｍｏ］：Ｍｏ含有量（mass％）、［％Ｖ］：Ｖ含有量（mass％）、［％Ｎｉ］：Ｎｉ含有量（mass％）、［％Ｃｕ］：Ｃｕ含有量（mass％）

成分組成とフィレットＲの大きさを変えたＴ形鋼（圧延Ｔ形鋼）を製造し、Ｔ形鋼が繰り返しねじれ力を受けた場合の耐疲労亀裂進展性を調べた。耐疲労亀裂進展性は、実施例に記載の試験方法で評価した。表２にＴ形鋼の成分組成を、表３にＴ形鋼のフィレットＲと耐疲労亀裂進展性を示す。また、図３は、その結果に基づき、優れた耐疲労亀裂進展性が得られるフィレットＲとＣｅｑ値の範囲を示したものであり、○は「破断なし」、×は「破断あり」を示している。
この試験では、成分組成およびフィレットＲの大きさが耐疲労亀裂進展性に及ぼす影響を調べるため、各Ｔ形鋼の断面寸法および製造条件は同等にした。図２に示すＴ形鋼の断面寸法は、Ａ＝３００ｍｍ、Ｂ＝１２５ｍｍ、ｔ１＝１０ｍｍ、ｔ２＝１６ｍｍ、ｒ２＝５ｍｍ、ｒ３＝３ｍｍとした。また、熱間圧延の加熱温度は１２８０〜１３００℃、圧延仕上温度は７８０〜８００℃とした。
表３および図３によれば、フィレット部のフィレットＲを２．０ｍｍ以上、Ｃｅｑ値を０．２３〜０．４０とすることで、優れた耐疲労亀裂進展性が得られることが判る。

本発明のＴ形鋼は、上記成分組成に加えて、さらに下記Ａ〜Ｄ群の中から選ばれる少なくとも１つの群の元素を含有することができる。
・Ａ群；Ｃｒ：０．２０mass％未満、Ｃｕ：０．５mass％以下、Ｎｉ：０．２５mass％以下、Ｍｏ：０．５mass％以下、Ｃｏ：１．０mass％以下の中から選ばれる１種または２種以上
Ｃｒ、Ｃｕ、Ｎｉ、ＭｏおよびＣｏは、いずれも鋼の強度を高め、耐疲労亀裂進展性を向上させる元素であり、必要とする強度などに応じて選択して添加することができる。しかし、Ｃｒは０．２０mass％以上、またＣｕ、Ｍｏは０．５mass％、Ｎｉは０．２５mass％、Ｃｏは１．０mass％をそれぞれ超えて添加すると、却って鋼の耐疲労亀裂進展性や靭性が低下するため、Ｃｒ、Ｃｕ、Ｎｉ、Ｍｏ、Ｃｏを添加する場合は、上記値を上限として添加する。なお、上記のような効果を得るためには、Ｃｒ、Ｃｕ、Ｎｉはそれぞれ０．００５mass％以上、Ｍｏ、Ｃｏはそれぞれ０．０１mass％以上添加することが好ましい。

・Ｂ群；Ｗ：０．５mass％以下、Ｎｂ：０．１mass％以下、Ｔｉ：０．１mass％以下、Ｚｒ：０．１mass％以下、Ｖ：０．２mass％以下の中から選ばれる１種または２種以上
Ｗ、Ｎｂ、Ｔｉ、ＺｒおよびＶは、いずれも鋼の強度を高め、耐疲労亀裂進展性を向上させる元素であり、必要とする強度などに応じて選択して添加することができる。しかし、Ｗは０．５mass％、Ｎｂ、Ｔｉ、Ｚｒは０．１mass％、Ｖは０．２mass％をそれぞれ超えて添加すると、却って鋼の耐疲労亀裂進展性や靭性が低下するため、Ｗ、Ｎｂ、Ｔｉ、Ｚｒ、Ｖを添加する場合は、上記値を上限として添加する。なお、上記のような効果を得るためには、Ｗ、Ｎｂ、Ｔｉ、Ｚｒはそれぞれ０．００１mass％以上、Ｖは０．００２mass％以上添加することが好ましい。

・Ｃ群；Ｂ：０．００３mass％以下
Ｂは、鋼の強度を高め、耐疲労亀裂進展性を向上させる元素であり、必要に応じて含有することができる。しかし、Ｂを０．００３mass％を超えて添加すると、却って鋼の耐疲労亀裂進展性や靭性が低下するため、Ｂを添加する場合は、上記値を上限として添加する。なお、上記のような効果を得るためには、Ｂを０．０００２mass％以上添加することが好ましい。
・Ｄ群；Ｃａ：０．０１mass％以下、ＲＥＭ：０．０１５mass％以下、Ｙ：０．１mass％以下の中から選ばれる１種または２種以上
Ｃａ、ＲＥＭおよびＹは、いずれも溶接熱影響部の靭性向上に効果のある元素であり、必要に応じて選択して添加することができる。しかし、Ｃａ：０．０１mass％、ＲＥＭ：０．０１５mass％、Ｙ：０．１mass％をそれぞれ超えて添加すると、却って鋼の耐疲労亀裂進展性や靭性の低下を招くので、Ｃａ、ＲＥＭ、Ｙを添加する場合は、上記値を上限として添加する。なお、上記のような効果を得るためには、Ｃａは０．０００２mass％以上、ＲＥＭは０．０００２mass％以上、Ｙは０．０００１mass％以上添加することが好ましい。
本発明のＴ形鋼の上記以外の成分は、Ｆｅおよび不可避的不純物である。但し、本発明の効果を阻害しない範囲内であれば、上記以外の成分を含有することを妨げない。

次に、本発明のＴ形鋼（圧延Ｔ形鋼）を得るのに好適な製造方法について説明する。
この製造方法では、上述した成分組成を有する鋼を常法に従い溶製し、鋳造することでスラブやブルームなどの鋼素材とし、この鋼素材を加熱炉で加熱した後、熱間圧延してＴ形鋼とする。この熱間圧延では、粗ユニバーサル圧延機および仕上ユニバーサル圧延機などを用い、Ｔ形鋼を製造する。具体的には、例えば、粗造形圧延機などで得られたＴ形鋼片を、第１の粗ユニバーサル圧延機、エッジャ圧延機、第２の粗ユニバーサル圧延機、仕上ユニバーサル圧延機で順次圧延することにより、Ｔ形鋼を製造する。このような粗ユニバーサル圧延機および仕上ユニバーサル圧延機を用いた製造方法では、ユニバーサル圧延機の水平ロールのロールコーナー部でフィレット部ｆｉが圧延、成形される。
そこで、粗および仕上ユニバーサル圧延機の水平ロールのロールコーナーＲ（半径）を、製造しようとする本発明のＴ形鋼のフィレットＲ（２〜１０ｍｍ）を成形できる寸法とした上で、粗および仕上ユニバーサル圧延機での圧延中に水平ロールのロールコーナー部に、潤滑油供給装置から圧延潤滑油（熱間圧延用潤滑油）を噴射し、水平ロールコーナー部を潤滑する。このときフランジ内面にも圧延潤滑油を噴射すれば、焼き付き防止効果がさらに向上し、ロールコーナー部とフランジ内面の焼き付きをより一層効果的に防止することができる。

また、ロールコーナー部の温度がロールコーナーＲを小さくするほど上昇しやすくなり、ロールの損傷が発生しやすくなる問題への対策として、少なくとも粗ユニバーサル圧延機の圧延出側に水平ロールコーナー部専用の冷却水噴射ノズルを配置し、この冷却水噴射ノズルから水平ロールコーナー部に冷却水を噴射してロールコーナー部の冷却を強化することにより、過度のロールの温度上昇を防止し、ロールの損傷を防止することができる。
以上のような製造方法により、フィレットＲが小さい本発明のＴ形鋼を製造することができる。なお、本発明のＴ形鋼の製造方法は、上述した製造方法に限定されないことは言うまでもない。
以上述べたように本発明のＴ形鋼は、船体構造用として、なかでもＴロンジ材として最適なものであるが、橋梁、建築等の分野において構造材等として使用することもできる。

［実施例１］
本発明のＴ形鋼（船体構造用Ｔ形鋼）の熱間圧延による製造例を以下に示す。この製造例では、Ｃ：０．１３mass％、Ｓｉ：０．２１mass％、Ｍｎ：１．３１mass％、Ｐ：０．００９mass％、Ｓ：０．００５mass％、Ａｌ：０．０３１mass％、Ｎ：０．００２９mass％、Ｃｅｑ値：０．３５の成分組成を有するブルームを用いてＴ形鋼を製造した。なお、設備構成、圧延機の構造、ロール形状、各寸法などは一例であり、これらに限定されるものではない。
図４に示す圧延設備を用いて、厚さ２５０ｍｍ、幅３１０ｍｍの長方形断面を有するブルームから、ウェブ高さ３００ｍｍ、フランジ幅１００ｍｍ、ウェブ厚９ｍｍ、フランジ厚１６ｍｍを目標寸法とするＴ形鋼を圧延した。このＴ形鋼では、フィレット部の円弧半径ｒ１（フィレットＲ）を８ｍｍとした。
図４において、１は粗造形圧延機、２は第１の粗ユニバーサル圧延機、３はエッジャ圧延機、４は第２の粗ユニバーサル圧延機、５は仕上ユニバーサル圧延機である。

粗造形圧延機１は、通常、孔型を有するロールが装備された二重式圧延機である。
図５は、第１の粗ユニバーサル圧延機２のロール構成を模式的に示したものであり、この粗ユニバーサル圧延機２は、対向する１対の水平ロール２１ａ，２１ｂと、対向する１対の堅ロール２２ａ，２２ｂを備え、水平ロール２１ａ，２１ｂの圧下面の幅Ｗ１を、ウェブｗの内法寸法Ｌ（フランジ内面からウェブ先端部までの距離）より大きくしてある。水平ロール２１ａ，２１ｂの側面には傾斜角が付けられている。
図６は、エッジャ圧延機３のロール構成を模式的に示したものであり、このエッジャ圧延機３は、対向する１対の水平ロール３１ａ，３１ｂを備え、各水平ロール３１ａ，３１ｂは、大径ロール部３３と小径ロール部３２をそれぞれ有している。

図７は、第２の粗ユニバーサル圧延機４のロール構成を模式的に示したものであり、この第２の粗ユニバーサル圧延機４は、対向する１対の水平ロール４１ａ，４１ｂと、対向する１対の堅ロール４２ａ，４２ｂを備え、水平ロール４１ａ，４１ｂのロール面の幅Ｗ２を、ウェブｗの内法寸法Ｌ（フランジ内面からウェブ先端部までの距離）以下（好ましくは未満）としてある。水平ロール４１ａ，４１ｂのフランジｆに接する側面には傾斜角が付けられている。
図８は、仕上ユニバーサル圧延機５のロール構成を模式的に示したものであり、この仕上ユニバーサル圧延機５は、対向する１対の水平ロール５１ａ，５１ｂと、対向する１対の堅ロール５２ａ，５２ｂを備えている。水平ロール５１ａ，５１ｂの側面は垂直面となっている。

加熱炉（図示せず）から搬出された素材鋼片（図示せず）を、まず、粗造形圧延機１によって断面略Ｔ形状のＴ形鋼片に圧延した。このＴ形鋼片は、ウェブ厚４０ｍｍ、フランジ厚７５ｍｍ、ウェブ高さ３７５ｍｍ、フランジ幅１３０ｍｍであった。
次いで、このＴ形鋼片を、第１の粗ユニバーサル圧延機２、エッジャ圧延機３、第２の粗ユニバーサル圧延機４が近接して配置された圧延設備列で５パスの往復圧延を行い、Ｔ形鋼片のウェブとフランジを圧下した（中間圧延工程）。

この中間圧延工程では、まず、第１の粗ユニバーサル圧延機２において、図５に示すように水平ロール２１ａ，２１ｂによりウェブｗの全長をその板厚方向で圧下し、堅ロール２２ａと、水平ロール２１ａ，２１ｂの側面でフランジｆをその板厚方向で圧下した。次いで、エッジャ圧延機３において、図６に示すように水平ロール３１ａ，３１ｂの大径ロール部３３間にウェブｗを誘導し、小径ロール部３２によりフランジｆの端面をフランジ幅方向で圧下した。次いで、第２の粗ユニバーサル圧延機４において、図７に示すように水平ロール４１ａ，４１ｂによりウェブｗの大部分をその板厚方向で圧下するとともに、堅ロール４２ａと、水平ロール４１ａ，４１ｂの側面でフランジｆをその板厚方向で圧下し、さらに、堅ロール４２ｂでウェブｗの先端部をウェブ高さ方向で圧下し、ウェブ高さの調整を行った。
このように中間圧延工程で得られたＴ形鋼を、仕上ユニバーサル圧延機５で製品寸法に仕上圧延した。この仕上ユニバーサル圧延機５では、図８に示すように水平ロール５１ａ，５１ｂによりウェブｗの全長をその板厚方向で軽圧下し、堅ロール５２ａと、水平ロール５１ａ，５１ｂの側面でフランジｆの傾斜を垂直に整形した。

以上のような一連の圧延工程で使用した粗ユニバーサル圧延機２，４および仕上ユニバーサル圧延機５において、水平ロールコーナー部のロールコーナーＲ（半径）は、２台の粗ユニバーサル圧延機２，４については９ｍｍ、仕上ユニバーサル圧延機５については８ｍｍとした。そして、水平ロールコーナー部の近傍に図９に示すような潤滑油供給装置Ｘを設置し、この潤滑油供給装置Ｘから水平ロールコーナー部に圧延潤滑油（熱間圧延用潤滑油）を供給した。図９は、第１の粗ユニバーサル圧延機２に潤滑油供給装置Ｘを設置した状態を示しており、（イ）は正面図、（ロ）は水平ロールの側面図である。２台の粗ユニバーサル圧延機２，４では往復圧延を行うため、圧延機の前面（上流側）と後面（下流側）にそれぞれ潤滑油供給装置Ｘを設置し、圧延入側になる方の潤滑油供給装置Ｘから圧延潤滑油を噴射し、水平ロールコーナー部に圧延潤滑油を付着させた状態で圧延を行った。また、仕上ユニバーサル圧延機５では、１パスのみの圧延が行われるため、潤滑油供給装置Ｘは圧延機の前面（上流側）のみに設置し、粗ユニバーサル圧延機と同様に圧延入側で圧延潤滑油を噴射しつつ圧延した。このように圧延潤滑油を供給しながら圧延した結果、ロールとフランジ内面の焼き付きが発生せず、フランジ内面に焼き付き疵のない、良好な表面を有する製品が圧延できた。また、１０００ｔｏｎ以上の製品を圧延した後にも、顕著なロールコーナー部の摩耗はなく、ほぼ同じフィレットＲの製品が最後まで圧延できた。
一方、圧延潤滑油を供給しないで圧延したところ、フランジ内面に焼き付き疵が発生し、十分な品質の製品が製造できなかった。

次に、図４に示す圧延設備を用いて、上述した製造例と同じ寸法のＴ形鋼であって、フィレット部の円弧半径ｒ１（フィレットＲ）が５ｍｍの製品を製造した。
水平ロールコーナー部のロールコーナーＲ（半径）は、２台の粗ユニバーサル圧延機で６ｍｍ、仕上ユニバーサル圧延機で５ｍｍとした。上述した製造例と同様に、各ユニバーサル圧延機２，４，５の水平ロールコーナー部に潤滑油供給装置Ｘから圧延潤滑油を噴射しつつ圧延を行ったところ、水平ロールとフランジ内面の焼き付きは防止できたものの、１５０ｔｏｎ程度の製品を圧延した後に２台の粗ユニバーサル圧延機２，４の水平ロールコーナー部に割れが発生したため、圧延を中断した。ロールコーナー部の過度な温度上昇が原因と考えられたため、対策として粗ユニバーサル圧延機２，４の潤滑油供給装置Ｘに隣接した位置に冷却水を噴射する冷却水噴射ノズルを設け、この冷却水噴射ノズルから圧延出側の水平ロールコーナー部に冷却水を噴射することで、被圧延材と接触した直後の水平ロールコーナー部を水冷した。すなわち、水平ロールコーナー部に対して圧延入側では圧延潤滑油を、圧延出側では冷却水をそれぞれ噴射して圧延を行った。その結果、フィレット部の円弧半径ｒ１が５ｍｍの製品を約１０００ｔｏｎ圧延しても水平ロールコーナー部に割れが発生していないことが確認できた。

［実施例２］
表４および表５に示す成分組成を有する鋼を真空溶解炉または転炉で溶製してブルームとし、このブルームを加熱炉に装入して１１００〜１３５０℃に加熱した後、実施例１に記載した製造例に準じた方法により、仕上圧延温度６００〜８５０℃の範囲で熱間圧延し、表６に示す断面寸法のＴ形鋼を製造した。なお、仕上圧延温度は、最終圧延パスの圧延機出側での材料温度であり、放射温度計でフィレット部を測定した。
得られたＴ形鋼の耐疲労亀裂進展性、溶接部靱性を評価するため、以下のような試験を行った。その結果を表７に示す。
（1）耐疲労亀裂進展試験（耐疲労亀裂進展性）
疲労亀裂進展は、実際に船体に溶接を行い評価するのが最も望ましいが、それでは試験に長時間を要する。そこで本実施例では、前川試験機製作所製「パルセーター２５０ＰＵＳ」を使用して、繰り返し３点曲げ試験を実施して評価した。圧延後のＴ形鋼を１５００ｍｍに切断し、試験荷重：１００トン、繰返し速度：６００ｒｐｍ、曲げ支点間隔：１０００ｍｍで３５０万回３点曲げを実施し、破断の有無で評価した。

（2）衝撃試験（溶接部靭性）
Ｔ形鋼の突合せ溶接を行うために、フランジおよびウェブに開先加工を、またウェブにスカラップ加工を施した。その後、２０ｋＪ／ｃｍの入熱で突合せ多層盛り溶接（ＧＭＡＷ）を行った。溶接したＴ形鋼のＨＡＺ中央部から、２ｍｍＶノッチシャルピー衝撃試験片を採取し、―２０℃でのシャルピー衝撃試験における吸収エネルギーを測定し、４７Ｊ／ｃｍ^２以上であれば衝撃特性は良好と判断した。

表７によれば、Ｎｏ．１〜１１およびＮｏ．２２〜３３の本発明例は、いずれも優れた耐疲労亀裂進展性と溶接継手性能が得られている。これに対して、Ｃｅｑ値を含む成分組成やフィレットＲが本発明範囲外であるＮｏ．１２〜２１の比較例は、少なくとも耐疲労亀裂進展性、溶接継手特性のいずれか一方が劣っている。

ｆフランジ
ｗウェブ
fｉフィレット部
１粗造形圧延機
２第１の粗ユニバーサル圧延機
３エッジャ圧延機
４第２の粗ユニバーサル圧延機
５仕上ユニバーサル圧延機
２１ａ，２１ｂ水平ロール
２２ａ，２２ｂ堅ロール
３１ａ，３１ｂ水平ロール
３２小径ロール部
３３大径ロール部
４１ａ，４１ｂ水平ロール
４２ａ，４２ｂ堅ロール
５１ａ，５１ｂ水平ロール
５２ａ，５２ｂ堅ロール
Ｘ潤滑油供給装置

Claims

ウェブ高さが１５０ｍｍ以上の溶接部を有しないＴ形鋼であって、
Ｃ：０．０５〜０．２５mass％、Ｓｉ：０．０５〜０．５０mass％、Ｍｎ：０．１〜２．０mass％、Ｐ：０．０２５mass％以下、Ｓ：０．０１mass％以下、Ａｌ：０．００５〜０．１０mass％、Ｎ：０．００１〜０．００８mass％を含有し、残部がＦｅおよび不可避的不純物からなり、且つ下記（1）式で規定されるＣｅｑ値が０．２３〜０．４０である成分組成を有し、
ウェブとフランジとの結合部に形成されるフィレット部の形鋼幅方向での断面形状がウェブとフランジに接する円弧状であり、且つその円弧の半径ｒ１が２〜１０ｍｍであることを特徴とするＴ形鋼。
Ｃｅｑ＝［％Ｃ］＋［％Ｍｎ］／６＋（［％Ｃｒ］＋［％Ｍｏ］＋［％Ｖ］）／５＋（［％Ｎｉ］＋［％Ｃｕ］）／１５ …（1）
但し［％Ｃ］：Ｃ含有量（mass％）、［％Ｍｎ］：Ｍｎ含有量（mass％）、［％Ｃｒ］：Ｃｒ含有量（mass％）、［％Ｍｏ］：Ｍｏ含有量（mass％）、［％Ｖ］：Ｖ含有量（mass％）、［％Ｎｉ］：Ｎｉ含有量（mass％）、［％Ｃｕ］：Ｃｕ含有量（mass％）
さらに、Ｃｒ：０．２０mass％未満、Ｃｕ：０．５mass％以下、Ｎｉ：０．２５mass％以下、Ｍｏ：０．５mass％以下、Ｃｏ：１．０mass％以下の中から選ばれる１種または２種以上を含有することを特徴とする請求項１に記載のＴ形鋼。
さらに、Ｗ：０．５mass％以下、Ｎｂ：０．１mass％以下、Ｔｉ：０．１mass％以下、Ｚｒ：０．１mass％以下、Ｖ：０．２mass％以下の中から選ばれる１種または２種以上を含有することを特徴とする請求項１または２に記載のＴ形鋼。
さらに、Ｂ：０．００３mass％以下を含有することを特徴とする請求項１〜３のいずれかに記載のＴ形鋼。
さらに、Ｃａ：０．０１mass％以下、ＲＥＭ：０．０１５mass％以下、Ｙ：０．１mass％以下の中から選ばれる１種または２種以上を含有することを特徴とする請求項１〜４のいずれかに記載のＴ形鋼。
ウェブ高さがフランジ幅の２倍以上であることを特徴とする請求項１〜５のいずれかに記載のＴ形鋼。
熱間圧延によりＴ形鋼に加工されたことを特徴とする請求項１〜６のいずれかに記載のＴ形鋼。
ウェブ両面側のフィレット部の円弧の半径ｒ１が、それぞれ形鋼全長にわたって一定であることを特徴とする請求項１〜７のいずれかに記載のＴ形鋼。
フランジ先端のコーナー部の形鋼幅方向での断面形状が円弧状であり、且つその円弧の半径が２ｍｍ以上であることを特徴とする請求項１〜８のいずれかに記載のＴ形鋼。
船体構造用熱間圧延Ｔ形鋼であることを特徴とする請求項１〜９のいずれかに記載のＴ形鋼。