JP7306494B2 - 角形鋼管およびその製造方法並びに建築構造物 - Google Patents

Description

本発明は、特に、高さ２０ｍを超える中層建築物や、工場、倉庫などの大型建築物の建築部材に好適に用いられる、角形鋼管およびその製造方法に関する。また、本発明の角形鋼管を柱材に用いた建築構造物に関する。

建築物の柱材には、耐震性の観点から、高い延性および靭性が要求される。

柱材に用いられる角部および平板部を有する角形鋼管は、地震力等の大きな外力を受ける際に、特に角部の外面が大きく変形する。このため、角形鋼管は、角部の外面の延性および靭性を十分に高める必要がある。

冷間ロール成形角形鋼管（ロール成形角形鋼管）は、建築物の柱材として広く用いられている角形鋼管である。これは、鋼帯を冷間ロール成形により円筒状のオープン管とし、オープン管の突合せ部分を電縫溶接して電縫鋼管とした後、電縫鋼管の上下左右に配置されたロールを用いて、電縫鋼管に対して円筒状のまま管軸方向に絞りを加え、続けて角形に成形することで製造される。上記の電縫溶接においては、突合せ部分が加熱され溶融し、圧接され凝固することで接合が完了する。

しかし、ロール成形角形鋼管は、生産性が高い反面、製造時に角部が大きく加工硬化するため、角部の延性および靱性が、平板部と比較して低いという問題があった。

また、柱材に用いられる角形鋼管には、建設現場における施工性および建築物の意匠性の観点から、角形鋼管の角部の曲率半径は小さいほうが好ましいとする要求もある。これは、柱材の平板部の面積が広い方が、柱材と梁材の接合可能な面積が広く、より自由度の高い建築設計が可能となるからである。

しかし、ロール成形角形鋼管は、平均辺長Ｈに対する平均肉厚ｔの比（すなわち、ｔ／Ｈ）が大きいほど、鋼帯を成形するのに必要な周方向曲げひずみが大きくなり、角部の加工硬化量が大きくなる。また、角部の曲率半径が小さいほど、角部を成形するのに必要な周方向曲げひずみが大きくなり、角部の加工硬化量が大きくなる。そのため、上記の平均辺長Ｈに対する平均肉厚ｔの比（ｔ／Ｈ）が大きく、かつ、角部の曲率半径が小さいロール成形角形鋼管では、角部の延性および靭性が特に低く、十分な耐震性能を確保することが困難であった。

ここで、上記した「平均肉厚ｔ」とは、溶接部（電縫溶接部）を含む平板部を除く、３つの平板部の管周方向中央位置における肉厚（ｍｍ）の平均値である。上記した「平均辺長Ｈ」とは、角部を挟んで隣接する２つの平板部の辺長の平均値である。

このような要求に対し、例えば、特許文献１～特許文献４に記載の角形鋼管が提案されている。

特許文献１には、化学成分としてバナジウムを添加している鋼板を折り曲げ加工したのち溶接して半成形角形鋼管とし、この半成形角形鋼管をＡ_３変態点の近辺に加熱して熱間成形したのち、冷却して得られた角形鋼管が提案されている。この角形鋼管は、耐力と靭性を改善し、コーナ部の形状をシャープに形成することが開示されている。

特許文献２には、冷間成形部に熱処理を施した角形鋼管が提案されている。この角形鋼管は、冷間成形部の機械的性質や溶接性を改善したことが開示されている。

特許文献３には、素材鋼板の化学成分と、金属組織のベイナイト分率および角部の表層部のビッカース硬さを適切に制御することにより、角部の靱性および塑性変形能を改善した角形鋼管が提案されている。

特許文献４には、素材鋼板の化学成分と、金属組織の硬質相およびフェライトの平均結晶粒径を適切に制御することにより、角部の靱性を改善した角形鋼管が提案されている。

ところで、ロール成形角形鋼管は、形状特性を向上させた技術、特には、平板部の平坦度の向上と角部の曲率半径の低減を両立した技術の確立も求められている。この要求に対しては、例えば特許文献５および特許文献６に、ロール成形の際の製造条件を調整することで、形状特性を改善する技術が提案されている。

具体的に、特許文献５には、鋼管を、３段または４段の角成形ロールで、かつ最終段ロールの圧下率を一定で角管成形する際、鋼管の肉厚／外径比が大きくなるにつれて、最終段のロールカリバーを小さくして（凸型から凹型にして）成形する角鋼管の成形方法が提案されている。

特許文献６には、円筒状の素管を角管にロール成形する際、素管の外径をＤ、素管の肉厚をｔ、最大カリバー高さをＨとするとき、Ｑ＝（Ｄ－Ｈ）／（Ｄ－ｔ）×１００で定義される設定押込み率Ｑを１２～２３％の範囲に維持して素管を矩形断面形状に成形する第１段の成形工程と、矩形断面形状に成形された素管を目標形状に成形する第２段以降の成形工程を経る構造用角管の製造方法が提案されている。

特開２００４－３３０２２２号公報 特開平１０－６０５８０号公報 特許第５３８５７６０号公報 特開２０１８－５３２８１号公報 特開平４－２２４０２３号公報 特許第３１９７６６１号公報

しかしながら、特許文献１および特許文献２に記載の角形鋼管は、成形時または成形後に加熱工程を必要とするため、冷間で成形したロール成形角形鋼管と比較して非常にコストが高かった。そのため、成形時または成形後の加熱工程を必要とせず、所望の角形鋼管を得る技術の確立が求められている。

また、特許文献３および特許文献４に記載の角形鋼管は、成形時の加工硬化による角部の均一伸びの低下を十分に抑制できていないため、角部の外面の延性および靭性を十分に確保できているとは言えなかった。

さらに、特許文献５および特許文献６に記載の技術は、角部の加工硬化を抑制しつつ成形することができないため、角形鋼管の平板部の平坦度向上と角部の曲率半径低減を両立すると共に、角部の外面の延性および靭性を十分に確保する技術としては十分であるとは言えなかった。

本発明は、上記の事情を鑑みてなされたものであって、形状特性、角部の外面の延性および靭性に優れる角形鋼管およびその製造方法を提供すること、並びに優れた耐震性能を有する建築構造物を提供することを目的とする。

ここで、本発明でいう「形状特性に優れる」とは、角部の曲率半径が小さく、かつ、平板部が平坦である角形鋼管を指す。

上記の「角部の曲率半径が小さい」とは、角部の外側の曲率半径Ｒが所定範囲内に制御されていること、具体的には、平板部の平均肉厚をｔ（ｍｍ）とするとき、角部の外側の曲率半径Ｒが２．０ｔ以上３．０ｔ以下であることを指す。

上記の「平板部が平坦である」とは、平板部の外面の管軸方向における平坦度が２．５ｍｍ以下であること、具体的には、管軸方向に垂直な面の断面において、平板部の外面の同一辺上における周方向両端の２点を通る直線に対する最大膨らみ量および最大凹み量で表される絶対値の最大が、２．５ｍｍ以下であることを指す（後述する図１０を参照）。

また、本発明でいう「角部の外面の延性に優れる」とは、平板部および角部の平均肉厚をｔとするとき、角部の外面から肉厚方向で１／４ｔ位置における均一伸びＥ２が、平板部の外面から肉厚方向で１／４ｔ位置における均一伸びＥ１に対して０．６０倍以上であることを指す。

また、本発明でいう「角部の外面の靭性に優れる」とは、角部の外面から肉厚方向で１／４ｔ位置における、－１０℃における角部のシャルピー吸収エネルギーが１００Ｊ以上であることを指す。

なお、上述した曲率半径、平坦度、均一伸びおよび靭性は、後述する実施例に記載の方法で測定することができる。

本発明者らは、上記課題を解決すべく鋭意検討を行った。その結果、角成形スタンド出側における角形鋼管の周長に対し、素材鋼板の板幅および角成形スタンド入側における電縫鋼管の周長を適切な範囲に管理することで、角部の曲率半径が小さく、平板部が平坦であり、且つ、角部の外面の延性および靭性に優れる角形鋼管を製造できることを見出した。

本発明は、上記の知見に基づいて完成させたものであり、下記の要旨からなる。
［１］ 平板部と角部を有する角形鋼管であって、
前記角部の外側の曲率半径Ｒが、前記平板部の平均肉厚をｔ（ｍｍ）とするとき、２．０ｔ以上３．０ｔ以下であり、
前記平板部の外面の平坦度が、２．５ｍｍ以下であり、
前記角部の外面から肉厚方向で１／４ｔの位置における均一伸びＥ２が、前記平板部の外面から肉厚方向で１／４ｔの位置における均一伸びＥ１に対して０．６０倍以上であり、
前記角部の外面から肉厚方向で１／４ｔの位置における－１０℃でのシャルピー吸収エネルギーが１００Ｊ以上である、角形鋼管。
［２］ 前記平均肉厚ｔが、前記平板部の平均辺長Ｈ（ｍｍ）に対して０．０３０倍超である、［１］に記載の角形鋼管。
［３］ 前記平均肉厚ｔが２０ｍｍ以上４０ｍｍ以下である、［１］または［２］に記載の角形鋼管。
［４］ 前記平板部の降伏強度が２９５ＭＰａ以上であり、
前記平板部の引張強度が４００ＭＰａ以上であり、
前記角部の降伏比が９０％以下である、［１］～［３］のいずれかに記載の角形鋼管。
［５］ 前記角形鋼管の成分組成は、質量％で、
Ｃ：０．０２０～０．４５％、
Ｓｉ：０．０１～１．０％、
Ｍｎ：０．３０～３．０％、
Ｐ：０．１０％以下、
Ｓ：０．０５０％以下、
Ａｌ：０．００５～０．１０％、
Ｎ：０．０１０％以下、
Ｔｉ：０．００１～０．１５％を含み、残部がＦｅおよび不可避的不純物からなり、
前記平板部の肉厚中央における鋼組織は、
フェライトとベイナイトの体積率の合計が、平板部の肉厚中央における鋼組織全体に対して７０％以上９５％以下であり、残部がパーライト、マルテンサイト、オーステナイトから選択される１種または２種以上からなり、
隣り合う結晶の方位差が１５°以上の境界で囲まれた領域を結晶粒としたとき、
前記結晶粒の平均結晶粒径が１５．０μｍ以下であり、
結晶粒径で４０μｍ以上の前記結晶粒の体積率の合計が、平板部の肉厚中央における鋼組織全体に対して４０％以下である、［１］～［４］のいずれかに記載の角形鋼管。
［６］ 前記成分組成に加えてさらに、質量％で、
Ｎｂ：０．００１～０．１５％、
Ｖ：０．００１～０．１５％、
Ｃｒ：０．０１～１．０％、
Ｍｏ：０．０１～１．０％、
Ｃｕ：０．０１～１．０％、
Ｎｉ：０．０１～１．０％、
Ｃａ：０．０００２～０．０１０％、
Ｂ：０．０００１～０．０１０％
から選ばれる１種又は２種以上を含む、［１］～［５］のいずれかに記載の角形鋼管。
［７］ ［１］～［６］のいずれかに記載の角形鋼管の製造方法であって、
鋼板を冷間ロール成形し、前記鋼板の幅方向両端部を電縫溶接して電縫鋼管とした後、前記電縫鋼管をサイジングスタンドによって縮径し、次いで角成形スタンドによって角成形して角形鋼管を製造する際に、
前記角成形スタンドの出側における角形鋼管の周長Ｃ_ＯＵＴに対する前記鋼板の板幅Ｗの比が式（１）を満たし、かつ、前記角成形スタンドの出側における角形鋼管の周長Ｃ_ＯＵＴに対する前記角成形スタンドの入側における電縫鋼管の周長Ｃ_ＩＮの比が式（２）を満たすように、角成形直前の前記サイジングスタンドのロールのギャップおよび前記角成形スタンドのロールのギャップを制御する、角形鋼管の製造方法。
１．０００＋０．０５０×ｔ／Ｈ＜Ｗ／Ｃ_ＯＵＴ＜１．０００＋０．５０×ｔ／Ｈ・・・式（１）
０．３０×ｔ／Ｈ＋０．９９≦Ｃ_ＩＮ／Ｃ_ＯＵＴ＜０．５０×ｔ／Ｈ＋０．９９・・・式（２）
ここで、式（１）および式（２）において、
Ｗ：素材である鋼板の板幅（ｍｍ）、
Ｃ_ＩＮ：第一段目の角成形スタンドの入側における電縫鋼管の周長（ｍｍ）、
Ｃ_ＯＵＴ：最終段の角成形スタンドの出側における角形鋼管の周長（ｍｍ）、
ｔ：角成形後の平板部の平均肉厚（ｍｍ）、
Ｈ：角成形後の平板部の平均辺長（ｍｍ）、
である。
但し、１段の角成形スタンドにより角成形を行う場合には、前記第一段目の角成形スタンドと前記最終段の角成形スタンドとは、同一の角成形スタンドを指すものとする。
［８］ 前記鋼板は、鋼素材を、加熱温度：１１００℃以上１３００℃以下に加熱した後、粗圧延終了温度：８５０℃以上１１５０℃以下、仕上圧延終了温度：７５０℃以上９００℃以下、かつ、９５０℃以下での合計圧下率：５０％以上である熱延処理を施し、
次いで、肉厚中心温度で平均冷却速度：５℃／ｓ以上３０℃／ｓ以下、冷却停止温度：４００℃以上６５０℃以下で冷却を施し、
次いで、４００℃以上６５０℃以下で巻取る、［７］に記載の角形鋼管の製造方法。
［９］ 前記平均肉厚ｔが、前記平板部の平均辺長Ｈに対して０．０３０倍超である、［７］または［８］に記載の角形鋼管の製造方法。
［１０］ 前記平均肉厚ｔが２０ｍｍ以上４０ｍｍ以下である、［７］～［９］のいずれかに記載の角形鋼管の製造方法。
［１１］ ［１］～［６］のいずれかに記載の角形鋼管を柱材に用いた建築構造物。

本発明によれば、形状特性に優れ、且つ、角部の外面の延性および靭性に優れる角形鋼管およびその製造方法、並びに建築構造物を提供することが可能となる。

これにより、角部の曲率半径が小さく、平板部が平坦であり、且つ、角部の外面の延性および靱性に優れる冷間ロール成形角形鋼管を製造することができる。また、本発明の角形鋼管を柱材として使用した建築構造物は、従来の冷間ロール成形角形鋼管を使用した建築構造物と比べて、より優れた耐震性能を発揮する。

図１は、本発明の角形鋼管の管軸方向に対して垂直な断面を示す概略図である。 図２は、本発明における電縫鋼管の造管工程を示す模式図である。 図３は、本発明の角形鋼管の成形過程を示す模式図である。 図４は、電縫鋼管の溶接部における溶融凝固部を説明する概略図である。 図５は、本発明の建築構造物の一例を示す概略図である。 図６は、本発明で実施した平板部および角部の引張試験片の採取位置を示す概略図である。 図７は、本発明で実施した角部の引張試験片の詳細な採取位置を示す概略図である。 図８は、本発明で実施した角部のシャルピー試験片の採取位置を示す概略図である。 図９は、本発明で実施した角部のシャルピー試験片の詳細な採取位置を示す概略図である。 図１０は、本発明で実施した平坦度の測定方法を説明する概略図である。

本発明について、図面を参照しながら説明する。なお、この実施形態によって本発明が限定されるものではない。

＜角形鋼管＞
本発明は、平板部と角部を有する角形鋼管であって、角部の外側の曲率半径Ｒが、平板部の平均肉厚をｔ（ｍｍ）とするとき、２．０ｔ以上３．０ｔ以下であり、平板部の外面の管軸方向における平坦度が、２．５ｍｍ以下であり、角部の外面から肉厚方向で１／４ｔ位置における均一伸びＥ２が、平板部の外面から肉厚方向で１／４ｔ位置における均一伸びＥ１に対して０．６０倍以上であり、角部の外面から肉厚方向で１／４ｔ位置における－１０℃でのシャルピー吸収エネルギーが１００Ｊ以上である。

図１には、本発明の角形鋼管１０の管軸方向に対して垂直な断面を示す。

本発明の角形鋼管１０は、管周方向に平板部１１と角部１２が交互に複数形成される。図１に示す例では、角形鋼管１０は、管周方向に角部１２と平板部１１が順に４つずつ形成される。角形鋼管１０は、管軸方向に対して垂直な断面視で長方形（略長方形）あるいは正方形（略正方形）である。図１では、角部１２を挟んで隣接する２つの平板部１１の辺長をＨ_１、Ｈ_２とするとき、Ｈ_１＞Ｈ_２、すなわち後述の溶接部（電縫溶接部）１３に対向する平板部の辺長Ｈ_２が、それに隣接する平板部１１の辺長Ｈ_１よりも短い関係にある。本発明ではこの一例に限定されず、Ｈ_１＝Ｈ_２の関係でもよく、Ｈ_１＜Ｈ_２の関係でもよい。

角形鋼管１０は、電縫鋼管を素管とし、素管を成形してロール成形角形鋼管とすることで製造される。このため、角形鋼管１０は、平板部１１に形成され、管軸方向に延びた電縫溶接部１３を有する。図示は省略するが、電縫溶接部１３の溶融凝固部の管周方向の幅は、管全厚にわたり１．０μｍ以上１０００μｍ以下である。

また、本発明の角形鋼管１０は、角部の外側の曲率半径Ｒが、平板部の平均肉厚をｔ（ｍｍ）とするとき、２．０ｔ以上３．０ｔ以下である。平均肉厚ｔは、後述する式（３）で算出される値である。

角部の外側の曲率半径Ｒが、２．０ｔ未満の場合、鋼帯を成形する際の角部の周方向曲げひずみが大きくなる。その結果、角部において本発明で目的とする延性および靭性が得られない。一方、角部の外側の曲率半径Ｒが３．０ｔ超えの場合、角成形スタンドにおける平板部の周方向曲げ戻しひずみ量（および角部の周方向曲げひずみ量）が小さくなる。その結果、平板部において本発明で目的とする平坦度が得られない。上記した曲率半径Ｒは、好ましくは２．２ｔ以上であり、好ましくは２．９ｔ以下である。

なお、本発明では、後述の実施例に記載するように、複数個所の曲率半径を測定し、その最大値および最小値が上記範囲内にある場合に、角部の外側の曲率半径Ｒが小さいと評価する。このように評価する理由は、耐震性および施工性に対し、角形鋼管の角部のＲは、４か所の平均値としてではなく、個々の値が独立して作用するからである。

角部の外側の曲率半径Ｒとは、図１に示すように、角部１２（図１の例では右上側の角部）に隣接する両側の平板部１１の外面から引き延ばした直線（延長線）Ｌ１およびＬ２の交点Ｐを通り、延長線Ｌ１またはＬ２と４５°の角をなす直線Ｌと、角部１２の外側の曲線との交点Ｂにおける曲率半径をいう。

上記曲率半径Ｒの測定は、延長線Ｌ１、Ｌ２と平板部１１、角部１２との接続点（図１に示す点Ａ、点Ａ’）および角部１２の外面からなり、中心が直線Ｌ上に存在する中心角９０°の扇形において、直線Ｌと角部１２の外面の交点Ｂを中心とした中心角６５°の範囲で行う。曲率半径の測定方法は、例えば、上記の中心角６５°の範囲において角部１２の外面とよく一致するラジアルゲージから曲率半径を計測する方法が挙げられるが、この方法以外でも測定することは可能である。

さらに、本発明の角形鋼管１０は、平板部１１の外面の管軸方向における平坦度が、２．５ｍｍ以下である。

図１０を用いて平坦度について説明する。平坦度は、図１０に示すように、管軸方向に対して垂直な面の断面において、平板部の外面の同一辺上における周方向両端の２点を通る直線に対する最大膨らみ量および最大凹み量を測定して求めた値である。なお、本発明では後述する実施例に記載の方法で平坦度を求めた。

上記の平坦度が２．５ｍｍを超える場合、角形鋼管の曲げ変形時の耐座屈性が低下する。その結果、角形鋼管の耐震性が低下する。また、梁材との接合面が大きく湾曲するため、溶接接合が困難になる。その結果、施工性が低下する。平坦度は、値が小さいほど良好となる。平坦度の下限を規定する必要はないが、平坦度の下限として、０．６ｍｍを許容できる。平坦度の下限は、好ましくは、０．２ｍｍであり、より好ましくは、０ｍｍである。好ましくは２．０ｍｍ以下であり、より好ましくは１.５ｍｍ以下である。

さらに、本発明の角形鋼管１０は、角部の外面から肉厚方向で１／４ｔ位置における均一伸びＥ２が、平板部の外面から肉厚方向で１／４ｔ位置における均一伸びＥ１に対して０．６０倍以上である。

角形鋼管は、地震力等の大きな外力を受けた際に、特に角部の外面が大きく変形する。このため、角形鋼管は、角部の外面の延性および靭性を十分に高める必要がある。

平板部の外面から肉厚方向で１／４ｔ位置における均一伸びＥ１に対する、角部の外面から肉厚方向で１／４ｔ位置における均一伸びＥ２の値（Ｅ２／Ｅ１の値）が、０．６０未満の場合、角部外面側の延性が小さくなる。その結果、角形鋼管の耐震性が低下する。Ｅ２／Ｅ１の値は、好ましくは０．７０以上であり、より好ましくは０．８０以上であり、さらに好ましくは０．８２以上である。Ｅ２／Ｅ１の値の上限は特に規定しないが、角部は平板部よりもロール成形時の加工硬化量が大きく、均一伸びが小さいことから、１．００以下である。

さらに、本発明の角形鋼管１０は、角部１２の外面から肉厚方向で１／４ｔ位置において、－１０℃における角部１２のシャルピー吸収エネルギーが１００Ｊ以上である。このシャルピー吸収エネルギーが１００Ｊ未満の場合、地震力等の大きな外力を受けた際に、塑性変形せずに脆性破壊する危険性が高くなる。上記シャルピー吸収エネルギーは、好ましくは１５０Ｊ以上であり、より好ましくは２００J以上である。

なお、本発明の角形鋼管１０は、上記した構成に加えて、さらに次の構成を有することが好ましい。

角形鋼管１０の平板部の平均肉厚をｔ（ｍｍ）、平板部の平均辺長をＨ（ｍｍ）とするとき、上記平均肉厚ｔが上記平均辺長Ｈに対して０．０３０倍超とすることが好ましい。

上述したように、角形鋼管では、平均辺長Ｈに対する平均肉厚ｔの比（ｔ／Ｈ）が大きいほど、かつ、角部の曲率半径が小さいほど、角部を成形するのに必要な周方向曲げひずみが大きくなり、角部の曲げ変形量が大きくなる。その結果、上記比（ｔ／Ｈ）が大きな角形鋼管では、角部の延性および靱性は低くなる傾向にある。

上記比（ｔ／Ｈ）の値が、０．０３０以下の場合、柱材としての耐力が低くなるため、適用できる建築構造物が限られる。したがって、上記比（ｔ／Ｈ）は０．０３０超えとすることが好ましい。より好ましくは０．０３５以上であり、さらに好ましくは０．０４０以上である。一方、角部の延性および靭性の確保のため、上記比（ｔ／Ｈ）の上限は０．１０が好ましい。より好ましくは０．０８０以下である。

ここで、平均肉厚ｔ（ｍｍ）は、次の式（３）で求められる。
ｔ＝（ｔ_１＋ｔ_２＋ｔ_３）／３・・・式（３）
式（３）において、ｔ_１、ｔ_２：溶接部（電縫溶接部）１３を含む平板部１１に対して角部１２を挟んで隣接する２つの平板部１１の管周方向中央位置における肉厚（ｍｍ）、ｔ_３：溶接部（電縫溶接部）を含む平板部に対向する平板部の管周方向中央位置における肉厚（ｍｍ）である。すなわち、平均肉厚ｔは、溶接部を含む平板部を除く３つの平板部における、管周方向に対して中央位置の肉厚の平均値である（図１を参照）。

平均辺長Ｈ（ｍｍ）は、次の式（４）で求められる。
Ｈ＝（Ｈ_１＋Ｈ_２）／２・・・式（４）
式（４）において、Ｈ_１：任意の平板部の管軸方向に対して垂直な断面の辺長（図１中の縦の辺長）（ｍｍ）、Ｈ_２：辺長がＨ_１である平板部に対して角部を挟んで隣接する平板部の辺長（図１中の横の辺長）（ｍｍ）である。すなわち、平均辺長Ｈは、角部を挟んで隣接する２つの平板部１１における、管軸方向に対して垂直な断面の辺長の平均値である。

また、本発明の角形鋼管１０は、特に、高さ２０ｍを超える中層建築物や、工場、倉庫などの大型建築物の建築部材に好適に用いることができる観点から、平均肉厚ｔが２０ｍｍ以上４０ｍｍ以下であることが好ましい。中層建築物および大型建築物の建築部材に好適に用いることができる観点から、平板部１１の降伏強度が２９５ＭＰａ以上であり、平板部１１の引張強度が４００ＭＰａ以上であることが好ましく、耐震性により一層優れることから、角部１２の降伏比が９０％以下であることが好ましい。
より好ましくは、平板部１１の降伏強度が３２０ＭＰａ以上であり、平板部１１の引張強度が４１０ＭＰａ以上であり、角部１２の降伏比が８９．５％以下である。また好ましくは、平板部１１の降伏強度が５００ＭＰａ以下であり、平板部１１の引張強度が６００ＭＰａ以下であり、角部１２の降伏比が８０．０％以上である。

上記の降伏強度、引張強度、降伏比は、後述する実施例に記載するように、ＪＩＳ Ｚ ２２４１の規定に準拠して引張試験を実施することで得られる。シャルピー吸収エネルギーは、後述する実施例に記載するように、ＪＩＳ Ｚ ２２４２の規定に準拠して、Ｖノッチ標準試験片を用い、試験温度：－１０℃でシャルピー衝撃試験を実施することで得られる。

次に、上記した機械的特性や溶接性を確保する観点から、本発明の角形鋼管１０における成分組成および鋼組織の好ましい範囲とその限定理由について説明する。

まず、成分組成について説明する。本発明の角形鋼管１０は、質量％で、Ｃ：０．０２０～０．４５％、Ｓｉ：０．０１～１．０％、Ｍｎ：０．３０～３．０％、Ｐ：０．１０％以下、Ｓ：０．０５０％以下、Ａｌ：０．００５～０．１０％、Ｎ：０．０１０％以下、Ｔｉ：０．００１～０．１５％を含有し、残部がＦｅおよび不可避的不純物からなる成分組成を有することが好ましい。
なお、本明細書において、特に断りがない限り、鋼組成を示す「％」は「質量％」である。以下の成分組成は、角形鋼管の溶接部を除いた平板部および角部の成分組成である。

Ｃ：０．０２０～０．４５％
Ｃは、固溶強化により鋼の強度を上昇させる元素である。また、Ｃはフェライト変態開始温度を低下させることで組織の微細化に寄与する元素である。このような効果を得るために、０．０２０％以上のＣを含有する。また、Ｃは、パーライトの生成を促進し、焼入れ性を高めてマルテンサイトの生成に寄与し、オーステナイトの安定化に寄与することから、硬質相の形成にも寄与する元素である。Ｃ含有量が０．４５％を超えると、硬質相の割合が高くなり靱性が低下し、また溶接性も悪化する。このため、Ｃ含有量は０．０２０～０．４５％とする。Ｃ含有量は、好ましくは０．０４０％以上であり、より好ましくは０．０５０％以上である。また、Ｃ含有量は、好ましくは０．４０％以下であり、より好ましくは０．３０％以下である。

Ｓｉ：０．０１～１．０％
Ｓｉは、固溶強化により鋼の強度を上昇させる元素である。このような効果を得るためには、０．０１％以上のＳｉを含有する。しかし、Ｓｉ含有量が１．０％を超えると、電縫溶接部に酸化物が生成しやすくなり、溶接部の特性が低下する。また、電縫溶接部以外の母材部の降伏比が高くなり、靱性が低下する。このため、Ｓｉ含有量は０．０１～１．０％とする。Ｓｉ含有量は、好ましくは０．０２％以上であり、より好ましくは０．０５％以上である。また、Ｓｉ含有量は、好ましくは０．５０％以下であり、より好ましくは０．４０％以下である。

Ｍｎ：０．３０～３．０％
Ｍｎは、固溶強化により鋼の強度を上昇させる元素である。また、Ｍｎはフェライト変態開始温度を低下させることで組織の微細化に寄与する元素である。このような効果を得るためには、０．３０％以上のＭｎを含有する。しかしながら、Ｍｎ含有量が３．０％を超えると、電縫溶接部に酸化物が生成しやすくなり、溶接部の特性が低下する。また、固溶強化および組織の微細化のため、降伏応力が高くなり、所望の降伏比が得られなくなる。このため、Ｍｎ含有量は０．３０～３．０％とする。Ｍｎ含有量は、好ましくは０．４０％以上であり、より好ましくは０．５０％以上である。また、Ｍｎ含有量は、好ましくは２．５％以下であり、より好ましくは２．０％以下である。

Ｐ：０．１０％以下
Ｐは、粒界に偏析し材料の不均質を招くため、不可避的不純物としてできるだけ低減することが好ましいが、０．１０％までは許容できる。このため、Ｐ含有量は０．１０％以下とする。Ｐ含有量は、好ましくは０．０５０％以下であり、より好ましくは０．０３０％以下である。なお、特にＰの下限は規定しないが、過度の低減は製錬コストの高騰を招くため、Ｐ含有量は０．００２％以上とすることが好ましい。

Ｓ：０．０５０％以下
Ｓは、鋼中では通常、ＭｎＳとして存在するが、ＭｎＳは、熱間圧延工程で薄く延伸され、延性に悪影響を及ぼす。このため、本発明ではＳをできるだけ低減することが好ましいが、０．０５０％までは許容できる。このため、Ｓ含有量は０．０５０％以下とする。Ｓ含有量は、好ましくは０．０３０％以下であり、より好ましくは０．０１０％以下である。なお、特にＳの下限は規定しないが、過度の低減は製錬コストの高騰を招くため、Ｓは０．０００２％以上とすることが好ましい。

Ａｌ：０．００５～０．１０％
Ａｌは、強力な脱酸剤として作用する元素である。このような効果を得るためには、０．００５％以上のＡｌを含有することが必要である。しかし、Ａｌ含有量が０．１０％を超えると溶接性が悪化するとともに、アルミナ系介在物が多くなり、表面性状が悪化する。また溶接部の靱性も低下する。このため、Ａｌ含有量は０．００５～０．１０％とする。Ａｌ含有量は、好ましくは０．０１０％以上であり、より好ましくは０．０１５％以上である。Ａｌ含有量は、好ましくは０．０８０％以下であり、より好ましくは０．０７０％以下である。

Ｎ：０．０１０％以下
Ｎは、不可避的不純物であり、転位の運動を強固に固着することで靭性を低下させる作用を有する元素である。本発明では、Ｎは不純物としてできるだけ低減することが望ましいが、Ｎの含有量は０．０１０％までは許容できる。このため、Ｎ含有量は０．０１０％以下とする。Ｎ含有量は、好ましくは０．００８０％以下である。精錬コストの観点から、Ｎ含有量は好ましくは０．０００８％以上である。

Ｔｉ：０．００１～０．１５％
Ｔｉは、鋼中で微細な炭化物、窒化物を形成することで鋼の強度向上に寄与する元素である。また、Ｎとの親和性が高いため鋼中のＮを窒化物として無害化し、鋼の靭性向上にも寄与する元素である。上記した効果を得るため、０．００１％以上のＴｉを含有することが好ましい。しかし、Ｔｉ含有量が０．１５％を超えると降伏比が高くなり靱性が低下する。このため、Ｔｉ含有量は０．１５％以下とする。Ｔｉ含有量は、より好ましくは０．００２％以上であり、さらに好ましくは０．００５％以上である。Ｔｉ含有量は、より好ましくは０．１０％以下であり、さらに好ましくは０．０８％以下である。

上記した成分以外の残部は、Ｆｅおよび不可避的不純物である。ただし、不可避的不純物として、Ｏを０．００５０％以下含有してもよい。ここでのＯは、酸化物としてのＯを含むトータル酸素のことを指す。Ｎｂ：０～０．００１％未満、Ｖ：０～０．００１％未満、Ｃｒ：０～０．０１％未満、Ｍｏ：０～０．０１％未満、Ｃｕ：０～０．０１％未満、Ｎｉ：０～０．０１％未満、Ｃａ：０～０．０００２％未満、Ｂ：０～０．０００１％未満を不可避的不純物として扱う。

本発明では、上記した成分を基本の成分組成とすることが好ましい。上記した好適元素で本発明で目的とする特性は得られるが、更なる特性の向上を目的として、さらに、必要に応じて、Ｎｂ：０．００１～０．１５％、Ｖ：０．００１～０．１５％、Ｃｒ：０．０１～１．０％、Ｍｏ：０．０１～１．０％、Ｃｕ：０．０１～１．０％、Ｎｉ：０．０１～１．０％、Ｃａ：０．０００２～０．０１０％、Ｂ：０．０００１～０．０１０％のうちから選ばれた１種または２種以上を含有することができる。

Ｎｂ：０．００１～０．１５％
Ｎｂは、鋼中で微細な炭化物、窒化物を形成することで鋼の強度向上に寄与し、また、熱間圧延中のオーステナイトの粗大化を抑制することで組織の微細化にも寄与する元素であり、必要に応じて含有できる。上記した効果を得るため、Ｎｂを含有する場合は、０．００１％以上のＮｂを含有することが好ましい。しかし、Ｎｂ含有量が０．１５％を超えると降伏比が高くなり、靱性が低下する。このため、Ｎｂを含有する場合は、Ｎｂ含有量は０．１５％以下とすることが好ましい。Ｎｂ含有量は、より好ましくは０．００２％以上であり、さらに好ましくは０．００５％以上である。Ｎｂ含有量は、より好ましくは０．１０％以下であり、さらに好ましくは０．０８％以下である。

Ｖ：０．００１～０．１５％
Ｖは、鋼中で微細な炭化物、窒化物を形成することで鋼の強度向上に寄与する元素であり、必要に応じて含有できる。上記した効果を得るため、Ｖを含有する場合は、０．００１％以上のＶを含有することが好ましい。しかし、Ｖ含有量が０．１５％を超えると降伏比が高くなり靱性が低下する。このため、Ｖを含有する場合は、Ｖ含有量は０．１５％以下とすることが好ましい。Ｖ含有量は、より好ましくは０．００２％以上であり、さらに好ましくは０．００５％以上である。Ｖ含有量は、より好ましくは０．１０％以下であり、さらに好ましくは０．０８％以下である。

Ｃｒ：０．０１～１．０％
Ｃｒは、鋼の焼入れ性を高め、鋼の強度を上昇させる元素であり、必要に応じて含有することができる。上記した効果を得るため、Ｃｒを含有する場合には、Ｃｒ含有量は０．０１％以上とすることが好ましい。一方、１．０％を超えるＣｒの含有は、靱性の低下および溶接性の悪化を招く恐れがある。よって、Ｃｒを含有する場合には、Ｃｒ含有量は１．０％以下とすることが好ましい。Ｃｒ含有量は、より好ましくは０．０２％以上であり、さらに好ましくは、０．０５％以上である。また、Ｃｒ含有量は、より好ましくは０．９０％以下であり、さらに好ましくは０．８０％以下である。

Ｍｏ：０．０１～１．０％
Ｍｏは、鋼の焼入れ性を高め、鋼の強度を上昇させる元素であり、必要に応じて含有することができる。上記した効果を得るため、Ｍｏを含有する場合には、Ｍｏ含有量は０．０１％以上とすることが好ましい。一方、１．０％を超えるＭｏの含有は、靱性の低下および溶接性の悪化を招く恐れがある。よって、Ｍｏを含有する場合には、Ｍｏ含有量は１．０％以下とすることが好ましい。Ｍｏ含有量は、より好ましくは０．０２％以上であり、さらに好ましくは０．０５％以上である。また、Ｍｏ含有量は、より好ましくは０．９０％以下であり、さらに好ましくは０．８０％以下である。

Ｃｕ：０．０１～１．０％
Ｃｕは、固溶強化により鋼の強度を上昇させる元素であり、必要に応じて含有することができる。上記した効果を得るため、Ｃｕを含有する場合には、Ｃｕ含有量は０．０１％以上とすることが好ましい。一方、１．０％を超えるＣｕの含有は、靱性の低下および溶接性の悪化を招く恐れがある。よって、Ｃｕを含有する場合には、Ｃｕ含有量は１．０％以下とすることが好ましい。Ｃｕ含有量は、より好ましくは、０．０２％以上であり、さらに好ましくは、０．０５％以上である。また、Ｃｕ含有量は、より好ましくは０．８０％以下であり、さらに好ましくは０．６０％以下である。

Ｎｉ：０．０１～１．０％
Ｎｉは、固溶強化により鋼の強度を上昇させる元素であり、必要に応じて含有することができる。上記した効果を得るため、Ｎｉを含有する場合には、Ｎｉ含有量は０．０１％以上とすることが好ましい。一方、１．０％を超えるＮｉの含有は、靱性の低下および溶接性の悪化を招く恐れがある。よって、Ｎｉを含有する場合には、Ｎｉ含有量は１．０％以下とすることが好ましい。Ｎｉ含有量は、より好ましくは、０．０２％以上であり、さらに好ましくは、０．０５％以上である。また、Ｎｉ含有量は、より好ましくは０．８０％以下であり、さらに好ましくは、０．６０％以下である。

Ｃａ：０．０００２～０．０１０％
Ｃａは、素材鋼板の製造における熱間圧延工程で薄く延伸されるＭｎＳ等の硫化物を球状化することで鋼の靱性向上に寄与する元素であり、必要に応じて含有できる。上記した効果を得るため、Ｃａを含有する場合は、０．０００２％以上のＣａを含有することが好ましい。しかし、Ｃａ含有量が０．０１０％を超えると鋼中にＣａ酸化物クラスターが形成され、靱性が悪化する。このため、Ｃａを含有する場合は、Ｃａ含有量は０．０１０％以下とすることが好ましい。Ｃａ含有量は、より好ましくは０．０００５％以上であり、さらに好ましくは０．００１０％以上である。また、Ｃａ含有量は、より好ましくは０．００８％以下であり、さらに好ましくは０．００６０％以下である。

Ｂ：０．０００１～０．０１０％
Ｂは、フェライト変態開始温度を低下させることで組織の微細化に寄与する元素であり、必要に応じて含有できる。上記した効果を得るため、Ｂを含有する場合は、０．０００１％以上のＢを含有することが好ましい。しかし、Ｂ含有量が０．０１０％を超えると降伏比が上昇し、靱性が悪化する。このため、Ｂを含有する場合は、Ｂ含有量は０．０１０％以下とすることが好ましい。Ｂ含有量は、より好ましくは０．０００５％以上であり、さらに好ましくは０．０００８％以上である。Ｂ含有量は、より好ましくは０．００５０％以下であり、さらに好ましくは０．００３０％以下であり、さらにより好ましくは０．００２０％以下である。

続いて、鋼組織について説明する。本発明の角形鋼管１０の平板部の肉厚中央における鋼組織は、フェライトとベイナイトの体積率の合計が、平板部の肉厚中央における鋼組織全体に対して７０％以上９５％以下であり、残部がパーライト、マルテンサイト、オーステナイトから選択される１種または２種以上からなり、隣り合う結晶の方位差が１５°以上の境界で囲まれた領域を結晶粒としたとき、該結晶粒の平均結晶粒径が１５．０μｍ以下であり、結晶粒径で４０μｍ以上の該結晶粒の合計が、平板部の肉厚中央における鋼組織全体に対して体積率で４０％以下であることが好ましい。

フェライトとベイナイトの体積率の合計：７０％以上９５％以下
フェライトは軟質な組織である。また、ベイナイトはフェライトと比べて硬質であり、パーライト、マルテンサイトおよびオーステナイトと比べて軟質であり、靱性に優れた組織である。フェライトおよびベイナイトに硬質な組織（パーライト、マルテンサイトおよびオーステナイト）を混合させた場合、降伏比が低下するが、一方で、硬度差に起因する応力集中により界面が破壊の起点となりやすく、靱性が低下する。そのため、上記した降伏比および靭性を得るためには、平板部の肉厚中央におけるフェライトとベイナイトの体積率の合計は、平板部の肉厚中央における鋼組織全体に対して７０％以上９５％以下であることが好ましい。フェライトとベイナイトの体積率の合計が７０％未満の場合、硬質な組織の割合が高く、降伏応力が上昇するため、降伏比が上昇し、靭性が低下する。また、フェライトとベイナイトの体積率の合計が９５％超の場合、引張強度が低下するため、降伏比が上昇する。より好ましくは、７３％以上であり、９３％以下である。さらに好ましくは、７５％以上であり、９２％以下である。

なお、フェライトおよびベイナイトを除く残部の組織（残部組織）は、パーライト、マルテンサイト、オーステナイトから選択される１種または２種以上である。残部組織の体積率の合計が５％未満の場合、引張強度が低下するため、降伏比が上昇する。また、残部組織の体積率の合計が３０％超の場合、硬質な組織の割合が高く、降伏応力が上昇するため、降伏比が上昇し、靭性が低下する。そのため、残部組織の体積率の合計は、平板部の肉厚中央における鋼板組織全体に対して５％以上３０％以下であることが好ましい。より好ましくは７％以上であり２７％以下である。さらに好ましくは、８％以上であり、２５％以下である。

オーステナイトを除く上記の各種組織（フェライト、ベイナイト、パーライト、マルテンサイト）は、オーステナイト粒界またはオーステナイト粒内の変形帯を核生成サイトとする。角形鋼管の製造に用いる電縫鋼管（素管）の素材鋼板の製造過程における熱間圧延において、オーステナイトの再結晶が生じにくい低温での圧下量を大きくすることで、オーステナイトに多量の転位を導入してオーステナイトを微細化し、かつ粒内に多量の変形帯を導入することができる。これにより、核生成サイトの面積が増加して核生成頻度が高くなり、鋼組織を微細化することができる。

本発明では、肉厚中央を中心として肉厚方向に±１．０ｍｍの範囲内に、上述の鋼組織が存在していても同様に上述の効果は得られる。そのため、本発明において「肉厚中央における鋼組織」とは、肉厚中央を中心として肉厚方向に±１．０ｍｍの範囲のいずれかにおいて、上述の鋼組織が存在していることを意味する。

鋼組織の観察としては、まず、組織観察用の試験片を、観察面が角形鋼管の長手方向と肉厚方向の両方に平行な断面かつ平板部の肉厚中央となるように採取し、鏡面研磨した後、ナイタール腐食して作製する。組織観察は、光学顕微鏡（倍率：１０００倍）または走査型電子顕微鏡（ＳＥＭ、倍率：１０００倍）を用いて、肉厚中央における組織を観察し、撮像する。得られた光学顕微鏡像およびＳＥＭ像から、フェライト、ベイナイトおよび残部（パーライト、マルテンサイト、オーステナイト）の面積率を求める。各組織の面積率は、５視野以上で観察を行い、各視野で得られた値の平均値として算出する。組織観察により得られる面積率を、各組織の体積率とする。

ここで、フェライトは拡散変態による生成物のことであり、転位密度が低くほぼ回復した組織を呈する。ポリゴナルフェライトおよび擬ポリゴナルフェライトがこれに含まれる。

ベイナイトは転位密度が高いラス状のフェライトとセメンタイトの複相組織である。

パーライトは、鉄と鉄炭化物の共析組織（フェライト＋セメンタイト）であり、線状のフェライトとセメンタイトが交互に並んだラメラ状の組織を呈する。

マルテンサイトは、転位密度が非常に高いラス状の低温変態組織である。ＳＥＭ像では、フェライトやベイナイトと比較して明るいコントラストを示す。なお、光学顕微鏡像およびＳＥＭ像ではマルテンサイトとオーステナイトの識別が難しいため、得られるＳＥＭ像からマルテンサイトあるいはオーステナイトとして観察された組織の面積率を測定し、それから後述する方法で測定するオーステナイトの体積率を差し引いた値をマルテンサイトの体積率とする。

オーステナイトの体積率の測定は、転位密度の測定に用いた試験片と同様の方法で作製した試験片を用いて、Ｘ線回折により行う。得られたｆｃｃ鉄の（２００）、（２２０）、（３１１）面とｂｃｃ鉄の（２００）、（２１１）面の積分強度からオーステナイトの体積率を求める。

結晶粒の平均結晶粒径：１５．０μｍ以下
本発明において平均結晶粒径とは、隣り合う結晶の方位差が１５°以上の境界で囲まれた領域を結晶粒（結晶粒界）としたときの、該結晶粒の平均円相当径とする。また、円相当径（結晶粒径）とは、対象となる結晶粒と面積が等しい円の直径とする。

結晶粒の平均結晶粒径が１５．０μｍ超の場合、亀裂伝播の障害となる結晶粒界の総面積が小さいため、所望の靱性が得られない。よって、本発明では、結晶粒の平均結晶粒径は、１５．０μｍ以下とする。結晶粒の平均結晶粒径は、好ましくは１３．０μｍ以下であり、より好ましくは１０．０μｍ以下である。なお、平均結晶粒径が小さいほど降伏比が上昇するため、平均結晶粒径は２．０μｍ以上であることが好ましい。

結晶粒径で４０μｍ以上の結晶粒の体積率の合計：４０％以下
最大結晶粒径の上限を規定しても、一定量の粗大な結晶粒が存在すると、亀裂伝播の障害となる結晶粒界の総面積が小さい領域が存在することになるため、靭性が大きく低下する。そのため、良好な靱性を得るためには、粗大な結晶粒が存在する割合の上限も規定する必要がある。よって、本発明では、結晶粒径で４０μｍ以上の結晶粒の体積率の合計を４０％以下とする。より好ましくは３０％以下である。上述の理由より粗大な結晶粒は少ないほうが望ましく、上記結晶粒の体積率の合計は０％が好ましい。

ここで、結晶粒の平均結晶粒径および結晶粒径で４０μｍ以上の結晶粒の体積率の合計の測定は、次の通りである。まず、組織観察用の試験片を、観察面が角形鋼管の長手方向と肉厚方向の両方に平行な断面かつ平板部の肉厚中央となるように採取し、鏡面研磨した後、肉厚中央において、ＳＥＭ/ＥＢＳＤ法を用いて、粒径分布のヒストグラム（横軸：粒径、縦軸：各粒径での存在割合（面積率）としたグラフ）を算出する。平均結晶粒径は、上記ヒストグラムから粒径の算術平均として求める。４０μｍ以上の結晶粒の体積率の合計は、上記ヒストグラムから粒径が４０μｍ以上の結晶粒の存在割合の合計として求める。測定条件として、加速電圧は１５ｋＶ、測定領域は５００μｍ×５００μｍ、測定ステップサイズ（測定分解能）は０．５μｍとする。なお、結晶粒径解析においては、結晶粒径が２．０μｍ未満のものは測定ノイズとして解析対象から除外する。

＜角形鋼管の製造方法＞
次に、本発明の角形鋼管１０の製造方法について説明する。

本発明の角形鋼管１０の製造方法は、素材である鋼板を冷間ロール成形し、次いで冷間ロール成形した鋼板の幅方向両端部を電縫溶接して電縫鋼管とした後、電縫鋼管をサイジングスタンドによって縮径し、次いで角成形スタンドによって角成形して角形鋼管を製造する方法である。この際、角成形スタンドの出側における角形鋼管の周長Ｃ_ＯＵＴに対する鋼板の板幅Ｗの比が式（１）を満たし、かつ、角成形スタンドの出側における角形鋼管の周長Ｃ_ＯＵＴに対する角成形スタンドの入側における電縫鋼管の周長Ｃ_ＩＮの比が式（２）を満たすように、角成形直前のサイジングスタンドのロールのギャップおよび角成形スタンドのロールのギャップを制御する。
１．０００＋０．０５０×ｔ／Ｈ＜Ｗ／Ｃ_ＯＵＴ＜１．０００＋０．５０×ｔ／Ｈ・・・式（１）
０．３０×ｔ／Ｈ＋０．９９≦Ｃ_ＩＮ／Ｃ_ＯＵＴ＜０．５０×ｔ／Ｈ＋０．９９・・・式（２）
ここで、式（１）および式（２）において、
Ｗ：素材である鋼板の板幅（ｍｍ）、
Ｃ_ＩＮ：第一段目の角成形スタンドの入側における電縫鋼管の周長（ｍｍ）、
Ｃ_ＯＵＴ：最終段の角成形スタンドの出側における角形鋼管の周長（ｍｍ）、
ｔ：角成形後の平板部の平均肉厚（ｍｍ）、
Ｈ：角成形後の平板部の平均辺長（ｍｍ）、
である。
但し、１段の角成形スタンドにより角成形を行う場合には、第一段目の角成形スタンドと最終段の角成形スタンドとは、同一の角成形スタンドを指すものとする。

なお、平均肉厚ｔは上述の式（３）、平均辺長Ｈは上述の式（４）で算出される。

図２および図３を用いて、本発明の角形鋼管１０の製造方法について詳細に説明する。図２には、本発明の角形鋼管の素管（電縫鋼管）の造管工程を説明する図を示す。図３には、本発明の角形鋼管の成形工程を説明する図を示す。

まず、鋼板（鋼帯）を素材とし、電縫鋼管７を製造する（造管工程）。

図２に示すように、コイルに巻き取られた上記した成分組成を有する鋼板１（熱延鋼板、熱延鋼帯）は払い出され、レベラー２によって矯正され、複数のロールからなるケージロール群３で中間成形されて円筒状のオープン管となる。その後、複数のロールからなるフィンパスロール群４で仕上げ成形される。上記のオープン管は、冷間ロール成形により円筒状に成形される。

なお、本発明の角形鋼管は、上記した鋼組織を有することが好ましい。上述のように、本発明の角形鋼管は、素材鋼板を冷間ロール成形した電縫鋼管（素管）を更に角成形して製造されるため、素材鋼板（鋼板１）も上記した成分組成および鋼組織を有することが好ましい。鋼板１の好ましい製造条件は、後述するため、ここでの説明は省略する。

仕上げ成形されたオープン管は、スクイズロール５で圧接しながら、鋼板１の周方向に向かい合った一対の突合せ部（幅方向両端部）同士を溶接機６で電気抵抗溶接（電縫溶接）し、電縫鋼管７とする。上記の電縫溶接では、例えば高周波誘導加熱または高周波抵抗加熱により、突合せ部が加熱されて溶融し、圧接されて凝固することで接合が完了する。これにより、溶接部（電縫溶接部）１３が管軸方向に延設される。電縫鋼管７の製造に用いる製造設備は、図２に示す造管工程を有する製造設備に限定されない。

なお、本発明では、電縫鋼管を製造する過程において、スクイズロール５によるアプセット量は、電縫鋼管７の肉厚に対して２０％以上１００％以下の範囲とすることが好ましい。アプセット量が肉厚の２０％未満である場合、溶鋼の排出が不十分となり溶接部の靱性が悪化する。一方、アプセット量が肉厚の１００％超である場合、スクイズロールへの負荷が大きくなる上に、溶接部（電縫溶接部）１３の加工硬化量が大きくなり、硬度が過度に高くなる。

次に、得られた電縫鋼管７を素管とし、角形鋼管を製造する（成形工程）。成形工程は、サイジング工程と角成形工程を有する。

図３に示すように、電縫鋼管７は、電縫鋼管７に対して上下左右に配置された複数のロールからなるサイジングロール群（サイジングスタンド）８によって円筒形状のまま縮径される（サイジング工程）。その後、電縫鋼管７に対して上下左右に配置された複数のロールからなる角成形ロール群（角成形スタンド）９によって、順次Ｒ１、Ｒ２、Ｒ３に示す形状に角成形され、角形鋼管１０となる（角成形工程）。角成形スタンド９を構成する各ロールは、カリバー曲率をもった孔型ロール（カリバーロール）であり、後段スタンドになるに従ってカリバー曲率が大きくなる。これにより、角形鋼管の平板部と角部を形成する。

なお、サイジングロール群８および角成形ロール群９を構成するスタンド数は、特に限定されない。複数段のスタンドで構成される場合もあるし、１段のスタンドで構成される場合もある。また、サイジングロール群８または角成形ロール群９における各ロールのカリバー曲率が一定でない（複数の曲率を有する）場合、成形中の電縫鋼管７が周方向にねじれた際に形状不整が生じる原因となるため、各ロールのカリバー曲率は一定であることが好ましい。

本発明では、上述のように、角成形スタンドの出側における角形鋼管の周長Ｃ_ＯＵＴに対する鋼板の板幅Ｗの比が式（１）を満たし、かつ、角成形スタンドの出側における角形鋼管の周長Ｃ_ＯＵＴに対する角成形スタンドの入側における電縫鋼管の周長Ｃ_ＩＮの比が式（２）を満たすように、角成形直前のサイジングスタンドのロールのギャップおよび角成形スタンドのロールのギャップを制御することが重要である。これにより、平均辺長Ｈに対する平均肉厚ｔの比（ｔ／Ｈ）が大きく、かつ、角部の曲率半径Ｒが小さいロール成形角形鋼管であっても、角部の外面の延性および靭性を向上できる。

まず、素材鋼板（鋼板）１の板幅Ｗ（ｍｍ）と角成形直後の角形鋼管１０の周長（最終段の角成形スタンドの出側における鋼管の周長（ｍｍ）、以下「Ｃ_ＯＵＴ」と称する。）の比（Ｗ／Ｃ_ＯＵＴ）、および角成形直後の平均肉厚ｔと角成形直後の平均辺長Ｈの比（ｔ／Ｈ）が、上記の式（１）を満足するように制御する理由について説明する。

図２および図３に示すように、平板状の鋼板１（素材鋼板）を冷間ロール成形して円筒状の電縫鋼管７（素管）にした後、円筒状の電縫鋼管を角成形して角形鋼管１０を製造する場合、製造過程（造管工程、成形工程）の間、鋼板１および電縫鋼管７には、管周方向の曲げ変形に加えて、管周方向の絞りに起因する管長手方向の伸び変形が加わる。製造過程における管周方向絞り量を低減するため、上記した２つの比「ｔ／Ｈ」および「Ｗ／Ｃ_ＯＵＴ」を適切に制御することが有効である。

上記した比の「Ｗ／Ｃ_ＯＵＴ」が式（１）の左辺の値以下の場合、造管工程における鋼板１の周方向曲げひずみ量、成形工程における電縫鋼管７の周方向曲げひずみ量、および曲げ戻しひずみ量が小さくなる。その結果、鋼板１および電縫鋼管７の加工が不十分となり、平坦な平板部が得られず、角部の外側の曲率半径Ｒが平均肉厚ｔの３．０倍（３．０ｔ）超になる。

一方、上記した比の「Ｗ／Ｃ_ＯＵＴ」が式（１）の右辺の値以上の場合、造管工程および成形工程の前後の管（またはオープン管）周長差がそれぞれ大きくなる。その結果、管周方向の絞り量が大きいため、角部が大きく加工硬化し、所望の角部の外面の延性および靱性が得られない。

上記した比の「Ｗ／Ｃ_ＯＵＴ」は、好ましくは（１．０００＋０．０８０×ｔ／Ｈ）以上（１．０００＋０．４８×ｔ／Ｈ）以下であり、より好ましくは（１．０００＋０．１０×ｔ／Ｈ）以上（１．０００＋０．４５×ｔ／Ｈ）以下である。

続いて、角成形直前の電縫鋼管７の周長（第一段目の角成形スタンドの入側における電縫鋼管７の周長（ｍｍ）、以下、「Ｃ_ＩＮ」と称する。）と角成形直後の角形鋼管１０の周長（Ｃ_ＯＵＴ）の比（Ｃ_ＩＮ／Ｃ_ＯＵＴ）、および角成形直後の平均肉厚ｔと角成形直後の平均辺長Ｈの比（ｔ／Ｈ）が、上記の式（２）を満足するように制御する理由について説明する。

図３に示すように、円筒状の電縫鋼管７を角形鋼管１０に角成形する場合、上述のとおり、角成形ロール群９に鋼管を通すことで、徐々に円筒形から角形に成形を施す。このような角成形では、辺の直線部（平板部１１）の曲げ戻し、角部１２の曲げ、および電縫鋼管７に周方向の絞り変形が発生する。

特に、角部１２の周辺では、角成形ロール群９のロールがほぼ接触することなく、角成形が完了する。角成形において、角部１２は自由変形により張り出すことで形成される。このとき角部１２の剛性が高く、かつ周方向絞り量が小さいほど、角部１２の曲げ変形量は小さくなり、角部の外側の曲率半径は大きくなる。一方、角部１２の剛性が低く、かつ周方向絞りが大きいほど、角部１２の曲げ変形は大きくなり、角部の外側の曲率半径は小さくなる。

そして、角部１２の曲げ変形に対する剛性は、平均肉厚ｔと平均辺長Ｈとの比（ｔ／Ｈ）が大きいほど高くなる。また、角成形における周方向絞り量は、周長比（Ｃ_ＩＮ／Ｃ_ＯＵＴ）により求められ、これが大きいほど周方向絞り量は大きくなる。

よって、ｔ／Ｈが大きくなると、曲げ変形により角部１２を形成することが難しくなる。このため、所望の角部曲率半径を得るためには、周長比（Ｃ_ＩＮ／Ｃ_ＯＵＴ）を大きくして周方向絞り量を大きくする必要がある。このような理由から、上記した２つの比「ｔ／Ｈ」および「Ｃ_ＩＮ／Ｃ_ＯＵＴ」を適切に制御することが有効である。

周長比（Ｃ_ＩＮ／Ｃ_ＯＵＴ）が式（２）の左辺の値より小さい場合、成形工程の前後の管周長差が小さくなり、電縫鋼管７の周方向絞り量が小さくなる。その結果、平板部１１および角部１２の加工が不十分となり、平坦な平板部が得られず、角部外側の曲率半径Ｒが平均肉厚ｔの３．０倍（３．０ｔ）超になる。

一方、周長比（Ｃ_ＩＮ／Ｃ_ＯＵＴ）が式（２）の右辺の値以上の場合、成形工程の前後の管周長差が大きくなる。その結果、管周方向絞り量が大きいため、角部が大きく加工硬化し、所望の角部の延性および靱性が得られない。また、角部外側の曲率半径Ｒが平均肉厚ｔの２．０倍（２．０ｔ）未満になる。

周長比（Ｃ_ＩＮ／Ｃ_ＯＵＴ）は、好ましくは（０．３３×ｔ／Ｈ＋０．９９）以上（０．４７×ｔ／Ｈ＋０．９９）以下であり、より好ましくは（０．３５×ｔ／Ｈ＋０．９９）以上（０．４５×ｔ／Ｈ＋０．９９）以下である。

なお、本発明では、耐震性をより向上させる観点から、上記の式（１）および式（２）の条件に加えて、次の条件で制御することが好ましい。

角形鋼管１０の平板部の平均肉厚をｔ（ｍｍ）、平板部の平均辺長をＨ（ｍｍ）とするとき、上記平均肉厚ｔが上記平均辺長Ｈに対して０．０３０倍超とすることが好ましい。これにより柱材としての耐力および剛性が高くなり、その結果、耐震性が向上する。この平均肉厚ｔと平均辺長Ｈとの比（ｔ／Ｈ）は、より好ましくは０．０３５倍以上である。また、角部の延性および靭性の確保のため、好ましくは０．１０倍以下であり、より好ましくは０．０８０倍以下である。

また、平均肉厚ｔが２０ｍｍ以上４０ｍｍ以下とすることが好ましい。なお、その理由は、上記の角形鋼管の平均肉厚ｔを制御する理由と同様のため、省略する。

さらに、サイジングロールおよび角成形ロールのギャップを制御することが好ましい。

また、Ｃ_ＩＮおよびＣ_ＯＵＴの制御は、カリバーロールの凹部間ギャップの制御により行う。角成形直前のサイジングスタンドのロールの凹部間最大ギャップ（以下、「サイジングスタンドのギャップ」とも呼ぶ）と角成形スタンドのロールの凹部間最大ギャップ（以下、「角成形スタンドのギャップ」とも呼ぶ）の差を△ｇとするとき、△ｇを（ｔ／Ｈ）で除した値であるＧ（＝△ｇ／（ｔ／Ｈ））が、７０以上１８０以下となるように角成形直前のサイジングスタンドのギャップを調整することが好ましい。

Ｇが７０未満の場合、上記の式（２）において、（Ｃ_ＩＮ／Ｃ_ＯＵＴ）が左辺の値より小さくなり、上述したように、本発明で目的とする平坦な平板部および角部の外側の曲率半径を得られない。一方、Ｇが１８０超の場合、上記の式（２）において、（Ｃ_ＩＮ／Ｃ_ＯＵＴ）が右辺の値以上となり、上述したように、本発明で目的とする角部の延性および靱性が得られない。好ましくは、Ｇは、８０以上であり、１７０未満である。

なお、サイジングスタンドが複数段存在する場合には、上記の角成形直前のサイジングスタンドのギャップとその他のサイジングスタンドのギャップは同じでもよい。また、角成形スタンドが複数段存在する場合には、上記の角成形スタンドのギャップは、第一段目の角成形スタンドのギャップとすることが好ましい。第一段目とその他の角成形スタンドのギャップは、全て同じでもよい。

ここで、上記のＣ_ＩＮとは、第一段目の角成形スタンドの入側における電縫鋼管７の周長（管周方向の外周の長さ）（ｍｍ）である。図３に示すように、Ｃ_ＩＮは、造管方向をＸ軸の正方向とし、角成形直前のサイジングロール群８のいずれか１つの回転軸のＸ座標をＸａ（ｍ）とし、第一段目の角成形ロール群９のいずれか１つの回転軸のＸ座標をＸｂ（ｍ）としたとき、Ｘ軸に垂直な平面Ｘ＝（Ｘａ＋Ｘｂ）／２（ｍ）における管の周断面の外周長を巻尺で測定することで得られる。

上記のＣ_ＯＵＴは、最終段の角成形スタンドの出側における角形鋼管１０の周長（管周方向の外周の長さ）（ｍｍ）である。図３に示すように、Ｃ_ＯＵＴは、ロール群の最終段の角成形スタンドのいずれか１つの回転軸のＸ座標をＸｃ（ｍ）とし、Ｘ軸に垂直な平面Ｘ＝Ｘｃ＋１（ｍ）における管の周断面の外周長を巻尺で測定することで得られる。

本発明の角形鋼管の製造方法では、電縫鋼管（素管）から角形鋼管へ成形する過程において、各平板部の平坦度および各角部の曲率半径のばらつきを低減することを目的として、上記の条件に加えて、さらに次の条件で制御することができる。

電縫溶接後のサイジング工程では、好ましい真円度を満足するために、鋼管周長が合計で０．３０％以上の割合で減少するように鋼管を縮径してもよい。これにより、後の角成形工程で各平板部および各角部が均一（対称）に成形され、平坦度および曲率半径のばらつきが小さくなる。上記の「好ましい真円度」とは、管の鉛直方向外径Ｄ１と水平方向外径Ｄ２が、｜Ｄ１－Ｄ２｜／（（Ｄ１＋Ｄ２）／２）≦０．０２０であることを指す。

ただし、鋼管周長が合計で２．０％超の割合で減少するように縮径した場合、ロール通過時の管軸方向の曲げ量が大きくなり、降伏比が上昇してしまう。このため、鋼管周長が０．３０％以上２．０％以下の割合で減少するように縮径することが好ましい。

サイジング工程において、ロール通過時の管軸方向の曲げ量を極力小さくし、かつ管軸方向の残留応力の発生を抑制するため、複数スタンドによる多段階の縮径を行うことが好ましい。この場合、各スタンドにおける縮径は、そのスタンドの１つ前に設置されるスタンドの縮径と比べて、鋼管周長が１．０％以下の割合で減少するように行うことが好ましい。

上述のように、本発明の角形鋼管は、電縫鋼管を素管に用いる。角形鋼管１０が電縫鋼管７から得られたかどうかの判断は、角形鋼管１０を管軸方向に垂直に切断し、溶接部（電縫溶接部）１３を含む切断面を研磨後、腐食し、光学顕微鏡で観察することにより判断できる。溶接部（電縫溶接部）１３の溶融凝固部の管周方向の幅が管全厚にわたり１．０μｍ以上１０００μｍ以下であれば、電縫鋼管７である。なお、腐食液は、鋼成分、鋼管の種類に応じて適切なものを選択すればよい。

ここで、図４を用いて溶接部（電縫溶接部）について説明する。図４には、溶接部１３における溶融凝固部１６の概略図を示す。図４は、溶接部を含む切断面を研磨、腐食した後の状態である。溶融凝固部１６は、図４において母材部１４および熱影響部１５と異なる組織形態やコントラストを有する領域として視認できる。例えば、炭素鋼および低合金鋼の電縫鋼管の溶融凝固部１６は、ナイタールで腐食した上記断面において、光学顕微鏡で白く観察される領域として特定できる。

次に、本発明の角形鋼管の製造に用いる電縫鋼管の素材鋼板の好ましい製造方法について説明する。

例えば、上記した成分組成を有する鋼素材を、加熱温度：１１００℃以上１３００℃以下に加熱した後、粗圧延終了温度：８５０℃以上１１５０℃以下、仕上圧延終了温度：７５０℃以上９００℃以下、かつ、９５０℃以下での合計圧下率：５０％以上である熱延処理を施し（熱延工程）、次いで、肉厚中心温度で平均冷却速度：５℃／ｓ以上３０℃／ｓ以下、冷却停止温度：４００℃以上６５０℃以下で冷却を施し（冷却工程）、次いで、４００℃以上６５０℃以下で巻取り（巻取工程）、熱延鋼板（鋼板１）とすることが好ましい。

なお、以下の製造方法の説明において、温度に関する「℃」表示は、特に断らない限り、鋼素材および鋼板（熱延鋼板）の表面温度とする。これらの表面温度は、放射温度計等で測定することができる。また、鋼板肉厚中心の温度は、鋼板断面内の温度分布を伝熱解析により計算し、その結果を鋼板の表面温度によって補正することで求めることができる。また、「熱延鋼板」には、熱延板、熱延鋼帯も含むものとする。

本発明において、鋼素材（鋼スラブ）の溶製方法は特に限定されず、転炉、電気炉、真空溶解炉等の公知の溶製方法のいずれもが適合する。鋳造方法も特に限定されないが、連続鋳造法等の公知の鋳造方法により、所望寸法に製造される。なお、連続鋳造法に代えて、造塊－分塊圧延法を適用しても何ら問題はない。溶鋼にはさらに、取鍋精錬等の二次精錬を施してもよい。

熱間圧延工程
加熱温度：１１００℃以上１３００℃以下
加熱温度が１１００℃未満である場合、被圧延材の変形抵抗が大きくなり圧延が困難となる。一方、加熱温度が１３００℃を超えると、オーステナイト粒が粗大化し、後の圧延（粗圧延、仕上圧延）において微細なオーステナイト粒が得られず、本発明で目的とする電縫鋼管の鋼組織の平均結晶粒径を確保することが困難となる。このため、熱間圧延工程における加熱温度は、１１００℃以上１３００℃以下とする。この加熱温度は、より好ましくは１１２０℃以上である。また、この加熱温度は、より好ましくは１２８０℃以下である。

なお、本発明では、鋼スラブ（スラブ）を製造した後、一旦室温まで冷却し、その後再度加熱する従来法に加え、室温まで冷却しないで、温片のままで加熱炉に装入する、あるいは、わずかの保熱を行った後に直ちに圧延する、これらの直送圧延の省エネルギープロセスも問題なく適用できる。

粗圧延終了温度：８５０℃以上１１５０℃以下
粗圧延終了温度が８５０℃未満である場合、後の仕上圧延中に鋼板表面温度がフェライト変態開始温度以下になり、多量の加工フェライトが生成し、降伏比が上昇する。一方、粗圧延終了温度が１１５０℃を超えると、オーステナイト未再結晶温度域での圧下量が不足し、微細なオーステナイト粒が得られない。その結果、上記した角形鋼管の鋼組織の平均結晶粒径を確保することが困難となり、靱性が低下する。粗圧延終了温度は、より好ましくは８６０℃以上である。また、粗圧延終了温度は、より好ましくは１０００℃以下である。

仕上圧延開始温度は、８００℃以上９８０℃以下であることが好ましい。仕上圧延開始温度が８００℃未満である場合、仕上圧延中に鋼板表面温度がフェライト変態開始温度以下になり、多量の加工フェライトが生成し、降伏比が上昇する。一方、仕上圧延開始温度が９８０℃を超えると、オーステナイトが粗大化し、かつオーステナイト中に十分な変形帯が導入されないため、上記した角形鋼管の鋼組織の平均結晶粒径を確保することが困難となり、靱性が低下する。仕上圧延開始温度は、より好ましくは８２０℃以上である。また、仕上圧延開始温度は、より好ましくは９５０℃以下である。

仕上圧延終了温度：７５０℃以上９００℃以下
仕上圧延終了温度が７５０℃未満である場合、仕上圧延中に鋼板表面温度がフェライト変態開始温度以下になり、多量の加工フェライトが生成し、降伏比が上昇する。一方、仕上圧延終了温度が９００℃を超えると、オーステナイト未再結晶温度域での圧下量が不足し、微細なオーステナイト粒が得られない。その結果、上記した角形鋼管の鋼組織の平均結晶粒径を確保することが困難となり、靱性が低下する。仕上圧延終了温度は、より好ましくは７７０℃以上である。また、仕上圧延終了温度は、より好ましくは８８０℃以下である。

９５０℃以下における合計圧下率：５０％以上
本発明では、熱間圧延工程においてオーステナイト中のサブグレインを微細化することで、続く冷却工程、巻取工程で生成するフェライト、ベイナイトおよび残部組織を微細化し、上記した強度および靱性を有する角形鋼管の鋼組織が得られる。熱間圧延工程においてオーステナイト中のサブグレインを微細化するためには、オーステナイト未再結晶温度域での圧下率を高くし、十分な加工ひずみを導入する必要がある。これを達成するため、本発明では、９５０℃以下の合計圧下率を５０％以上とする。

９５０℃以下における合計圧下率が５０％未満である場合、熱間圧延工程において十分な加工ひずみを導入することができないため、上記した角形鋼管の平均結晶粒径を有する組織が得られない。９５０℃以下における合計圧下率は、より好ましくは５５％以上であり、さらに好ましくは５７％以上である。特に上限は規定しないが、８０％を超えると圧下率の上昇に対する靱性向上の効果が小さくなり、設備負荷が増大するのみとなる。このため、９５０℃以下における合計圧下率は８０％以下が好ましい。より好ましくは７０％以下である。

上記した９５０℃以下における合計圧下率とは、９５０℃以下の温度域における各圧延パスの圧下率の合計をさす。

冷却工程
熱間圧延工程後、冷却工程で、熱延板に冷却処理を施す。冷却工程では、冷却停止温度までの平均冷却速度：５℃／ｓ以上３０℃／ｓ以下、冷却停止温度：４００℃以上６５０℃以下で冷却する。

冷却開始から冷却停止（冷却終了）までの平均冷却速度：５℃／ｓ以上３０℃／ｓ以下
熱延板の肉厚中心温度で、冷却開始から後述する冷却停止までの温度域における平均冷却速度が５℃／ｓ未満では、フェライトまたはベイナイトの核生成頻度が減少し、これらが粗大化するため、上記した角形鋼管の平均結晶粒径を有する組織が得られない。一方で、平均冷却速度が３０℃／ｓを超えると、多量のマルテンサイトが生成し、靱性が低下する。平均冷却速度は、好ましくは１０℃／ｓ以上である。また、平均冷却速度は、好ましくは２５℃／ｓ以下である。

なお、本発明では、冷却前の鋼板表面におけるフェライト生成抑制の観点より、仕上圧延終了後直ちに冷却を開始することが好ましい。

冷却停止温度：４００℃以上６５０℃以下
熱延板の肉厚中心温度で、冷却停止温度が４００℃未満では、多量のマルテンサイトが生成し、靱性が低下する。一方で、冷却停止温度が６５０℃を超えると、フェライトまたはベイナイトの核生成頻度が減少し、これらが粗大化するため、上記した角形鋼管の平均結晶粒径を有する組織が得られない。冷却停止温度は、好ましくは４３０℃以上である。また、冷却停止温度は、好ましくは６２０℃以下である。

なお、本発明において、平均冷却速度は、特に断らない限り、（（冷却前の熱延板の肉厚中心温度－冷却後の熱延板の肉厚中心温度）／冷却時間）で求められる値（冷却速度）とする。冷却方法は、ノズルからの水の噴射等の水冷や、冷却ガスの噴射による冷却等が挙げられる。本発明では、熱延板の両面が同条件で冷却されるように、熱延板両面に冷却操作（処理）を施すことが好ましい。

巻取工程
冷却工程後、巻取工程で、熱延鋼板をコイル状に巻取り、その後放冷する。巻取工程では、上記した鋼板組織を得るため、巻取温度：４００℃以上６５０℃以下で巻取ることが好ましい。巻取温度が４００℃未満では、多量のマルテンサイトが生成し、靱性が低下する。巻取温度が６５０℃超えると、フェライトまたはベイナイトの核生成頻度が減少し、これらが粗大化するため、上記した角形鋼管の平均結晶粒径を有する組織が得られない。巻取温度は、好ましくは４３０℃以上である。また、巻取温度は、好ましくは６２０℃以下である。

＜建築構造物＞
次に、図５を用いて、本発明の角形鋼管１０を使用した建築構造物の一実施形態について説明する。図５には、本発明の角形鋼管１０を建築構造物の部材（例えば柱材）に使用した建築構造物１００の一例を示す。

図５に示すように、本発明の建築構造物１００は、ダイアフラム１７を介して複数設立された角形鋼管１０（柱材）同士が溶接接合される。隣り合う角形鋼管１０の間には大梁１８が架設され、隣り合う大梁１８の間には小梁１９が架設される。また、壁等の取り付けるために、適宜、間柱２０も設けられる。その他、公知の部材を建築構造物１００に用いることができる。

上述したように、本発明の角形鋼管１０は、角部１２の曲率半径が小さく、かつ、平板部１１が平坦であり、形状特性に優れる。さらに、本発明の角形鋼管１０は、角部１２の外面の延性および靭性に優れる。そのため、この角形鋼管１０を柱材として使用した本発明の建築構造物１００は、構造物全体の塑性変形能を確保できるため、従来の角形鋼管を使用した建築構造物と比べて、優れた耐震性能を発揮する。

以下、実施例に基づいて、本発明をさらに詳細に説明する。なお、本発明は以下の実施例に限定されない。

本発明の角形鋼管を次の条件で製造した。

表１に示す成分組成を有する溶鋼を溶製し、スラブ（鋼素材）とした。得られたスラブを表２－１に示す条件の熱間圧延工程、冷却工程、巻取工程を施して、熱延鋼板とした。

得られた熱延鋼板（素材鋼板）を、ケージロール群およびフィンパスロール群を用いて楕円形断面のオープン管に冷間で連続成形した。次いで、オープン管の相対する端面（幅方向両端部）を高周波誘導加熱または高周波抵抗加熱で融点以上に加熱し、スクイズロールで圧接し、電縫鋼管とした。

得られた電縫鋼管（素管）に対して、２スタンド（２段）のサイジングロール群で縮径した後、４スタンド（４段）の角成形ロール群で角成形を行い、表２－２に示す寸法の角形鋼管をそれぞれ得た。角成形工程では、表２－２に示す条件で、角成形直前のサイジングロールのギャップおよび角成形ロールのギャップを制御した。得られた角形鋼管は、管軸方向垂直断面視で略長方形であった。

なお、表２－２に示す、角形鋼管の平均肉厚ｔ（ｍｍ）は上記の式（３）を用いて算出し、角形鋼管の平均辺長Ｈ（ｍｍ）は上記の式（４）を用いて算出した。角形鋼管の辺長Ｈ_１およびＨ_２（ｍｍ）は、図１に示した箇所の平板部の辺長を測定した。素材鋼板の幅Ｗ（ｍｍ）は、レベラーを通過した直後の鋼板の幅を測定した。第一段目の角成形スタンドの入側における電縫鋼管の周長Ｃ_ＩＮ（ｍｍ）、最終段の角成形スタンドの出側における角形鋼管の周長Ｃ_ＯＵＴ（ｍｍ）、および角成形直前のサイジングスタンドのカリバーロールと第一段目の角成形スタンドのカリバーロールの凹部間最大ギャップの差（△ｇ）は、上述の方法でそれぞれ測定した。そして、上記した差（△ｇ）、平均肉厚ｔおよび平均辺長Ｈを用いて、Ｇ（＝△ｇ／（ｔ／Ｈ））を算出した。

また、得られた角形鋼管は、各角形鋼管を管軸方向に対して垂直に切断し、電縫溶接部を含む切断面を研磨後、ナイタール腐食し、光学顕微鏡で観察した。電縫溶接部の溶融凝固部の管周方向の幅が、管全厚にわたり１．０μｍ以上１０００μｍ以下であることも確認した。溶融凝固部は、ナイタールで腐食した上記断面において、光学顕微鏡で白く観察される領域として特定した。

以下に示す方法で、得られた角形鋼管の鋼組織の定量、試験および評価を行った。

（１）角形鋼管の鋼組織
角形鋼管の鋼組織の定量は、上述した方法で行った。得られた結果を表３に示した。

（２）角形鋼管の角部の外面の曲率半径
得られた角形鋼管の角部の曲率半径は、管軸方向の任意の位置１０箇所において、４つの角部の外面（角部の外側）の曲率半径（ｍｍ）をそれぞれ測定した。計４０箇所の測定値から最大値Ｒｍａｘおよび最小値Ｒｍｉｎをそれぞれ求めた。その値を表４に示した。ここでは、曲率半径の最大値Ｒｍａｘおよび最小値Ｒｍｉｎが、２．０ｔ以上３．０ｔ以下の範囲にある場合に、角部の外面の曲率半径が小さいと評価した。

なお、角部の外側の曲率半径の測定に、ラジアルゲージを使用した。曲率半径の測定方法は、図１を用いて説明した上述の方法で計測した。

（３）角形鋼管の平板部の平坦度
図１０を用いて、平坦度の測定方法を説明する。平坦度の測定は、角形鋼管の管軸方向の任意の位置１０箇所において、４つの平板部をそれぞれ測定対象とし、計４０箇所で測定を行った。図１０に示すように、各平板部の外面の周方向両端の２点を通る直線に対する最大膨らみ量および最大凹み量をそれぞれ測定した。膨らみ量は正の値、凹み量は負の値とし、表４に測定値を示した。そして、各測定箇所における最大膨らみ量および最大凹み量の絶対値を求め、その最大値を平板部の平坦度とし、表４に示した。ただし、膨らみまたは凹みが存在しなかった場合は、膨らみ量または凹み量の値を０とした。

ここでは、平板部の平坦度（ｍｍ）が２．５ｍｍ以下である場合に、平板部が平坦であると評価した。

（４）角形鋼管の平板部および角部の引張試験
得られた角形鋼管を用いて、次の方法で引張試験を行った。図６には、平板部および角部の引張試験片の採取位置をそれぞれ示し、図７には、角部の引張試験片の詳細な採取位置を示す。

図６に示すように、引張方向が管軸方向と平行になるように、角形鋼管の平板部および角部から破線で示すＪＩＳ５号引張試験片およびＪＩＳ１２Ｂ号引張試験片をそれぞれ採取した。それらの厚さが５ｍｍ且つ厚さの中心が管外面から肉厚ｔの１／４ｔ位置になるようにそれぞれ研削し、引張試験片を採取した。なお、角部の引張試験片は、図７に示すように、該角部に隣接する両側の平板部の外面をそれぞれ延長した交点を通り、かつ平板部の外面と４５°をなす線上から採取した。

これらの引張試験片を用いてＪＩＳ Ｚ ２２４１の規定に準拠して引張試験を実施し、平板部および角部の降伏強度ＹＳ、引張強度ＴＳ、均一伸び（平板部：Ｅ１、角部：Ｅ２）を測定した。均一伸びは、最大荷重時の全伸びの値とした。角部は、得られた降伏強度および引張強度を用いて、（降伏強度）／（引張強度）×１００（％）で定義される降伏比を算出した。また、平板部の均一伸びＥ１に対する角部の均一伸びＥ２の値を算出した。

引張試験片の本数は各２本とし、それらの平均値を算出して降伏強度ＹＳ（ＭＰａ）、引張強度ＴＳ（ＭＰａ）、降伏比（％）、均一伸び（％）を求めた。それらの値を表４に示した。

ここでは、平板部の均一伸びＥ１に対する角部の均一伸びＥ２の値が０．６０以上である場合に、角部の外面の延性に優れると評価した。角部の降伏比は９０％以下の場合に良好、平板部の降伏強度ＹＳは２９５ＭＰａ以上の場合に良好、平板部の引張強度ＴＳは４００ＭＰａ以上の場合に良好、とそれぞれ評価した。

なお、図６に示すように、平板部の引張試験片は、角形鋼管の電縫溶接部１３を含む平板部１１ａの隣に位置する平板部１１ｂの幅中央の位置から採取した。角部の引張試験片は、電縫溶接部１３を含む平板部１１ａに隣接する角部１２ａから採取した。

（５）角形鋼管の角部のシャルピー衝撃試験
得られた角形鋼管を用いて、次の方法でシャルピー衝撃試験を行った。図８には、角部のシャルピー試験片の採取位置を示し、図９には、角部のシャルピー試験片の詳細な採取位置を示す。

図８および図９に示すように、シャルピー衝撃試験には、角形鋼管の管外面から肉厚ｔの１／４ｔ位置において、試験片長手方向が管軸方向と平行となるように採取した、ＪＩＳ Ｚ ２２４２の規定に準拠したＶノッチ標準試験片を用いた。角部のシャルピー試験片は、電縫溶接部１３を含む平板部１１ａに隣接する角部１２ａから採取した。より詳細には、図９に示すように、角部１２ａに隣接する両側の平板部の外面をそれぞれ延長した交点を通り、かつ平板部の外面と４５°の角をなす線上から採取した。ＪＩＳ Ｚ ２２４２の規定に準拠して、試験温度：－１０℃でシャルピー衝撃試験を実施し、シャルピー吸収エネルギー（Ｊ）を求めた。なお、試験片の本数は各３本とし、それらの平均値を算出してシャルピー吸収エネルギー（Ｊ）を求めた。その値を表４に示した。

ここでは、角部の－１０℃におけるシャルピー吸収エネルギーが１００Ｊ以上の場合に、角部の外面の靭性に優れると評価した。

表２－１～表４中、Ｎｏ．１～３、８～１３は本発明例、Ｎｏ．４～７は比較例である。

本発明例の角形鋼管は、いずれも角部の外側の曲率半径Ｒが２．０ｔ以上３．０ｔ以下であり、平板部の外面の管軸方向における平坦度が２．５ｍｍ以下であり、角部の外面から１／４ｔ位置における均一伸びＥ２が、平板部の外面から１／４ｔ位置における均一伸びＥ１に対して０．６０倍以上であり、－１０℃における角部のシャルピー吸収エネルギーが１００Ｊ以上であった。

これに対し、比較例のＮｏ．４は、「Ｗ／Ｃ_ＯＵＴ」の値が式（１）の範囲を下回ったため、角部の外側の曲率半径が本発明の範囲を上回ってしまい、平坦な平板部が得られなかった。

比較例のＮｏ．５は、「Ｗ／Ｃ_ＯＵＴ」の値が式（１）の範囲を上回ったため、平板部と角部の均一伸びの比（Ｅ２／Ｅ１）、および角部の－１０℃におけるシャルピー吸収エネルギーが所望の値に達しなかった。また、角部の降伏比も９０％以上の値を示した。

比較例のＮｏ．６は、「Ｃ_ＩＮ／Ｃ_ＯＵＴ」の値が式（２）の範囲を下回ったため、角部の外側の曲率半径が本発明の範囲を上回ってしまい、平坦な平板部が得られなかった。

比較例のＮｏ．７は、「Ｃ_ＩＮ／Ｃ_ＯＵＴ」の値が式（２）の範囲を上回ったため、角部の外側の曲率半径が本発明の範囲を下回ってしまい、平板部と角部の均一伸びの比（Ｅ２／Ｅ１）、および角部の－１０℃におけるシャルピー吸収エネルギーが所望の値に達しなかった。また、角部の降伏比も９０％以上の値を示した。

１ 鋼板（鋼帯）
２ レベラー
３ ケージロール群
４ フィンパスロール群
５ スクイズロール
６ 溶接機
７ 電縫鋼管
８ サイジングロール群
９ 角成形ロール群
１０ 角形鋼管
１１ 平板部
１２ 角部
１３ 溶接部（電縫溶接部）
１４ 母材部
１５ 溶接熱影響部
１６ 溶融凝固部
１７ ダイアフラム
１８ 大梁
１９ 小梁
２０ 間柱
１００ 建築構造物

Claims (10)

1. 平板部と角部を有する角形鋼管であって、
   前記角部の外側の曲率半径Ｒが、前記平板部の平均肉厚をｔ（ｍｍ）とするとき、２．０ｔ以上３．０ｔ以下であり、
   前記平板部の外面の平坦度が、２．０ｍｍ以下であり、
   前記角部の外面から肉厚方向で１／４ｔの位置における均一伸びＥ２が、前記平板部の外面から肉厚方向で１／４ｔの位置における均一伸びＥ１に対して０．６０倍以上であり、
   前記角部の外面から肉厚方向で１／４ｔの位置における－１０℃でのシャルピー吸収エネルギーが１００Ｊ以上であり、
   前記角形鋼管の成分組成は、質量％で、
   Ｃ：０．０２０～０．４５％、
   Ｓｉ：０．０１～１．０％、
   Ｍｎ：０．３０～３．０％、
   Ｐ：０．１０％以下、
   Ｓ：０．０５０％以下、
   Ａｌ：０．００５～０．１０％、
   Ｎ：０．０１０％以下、
   Ｔｉ：０．００１～０．１５％を含み、残部がＦｅおよび不可避的不純物からなり、
   前記平板部の肉厚中央における鋼組織は、
   フェライトとベイナイトの体積率の合計が、平板部の肉厚中央における鋼組織全体に対して７０％以上９５％以下であり、残部がパーライト、マルテンサイト、オーステナイトから選択される１種または２種以上からなり、
   隣り合う結晶の方位差が１５°以上の境界で囲まれた領域を結晶粒としたとき、
   前記結晶粒の平均結晶粒径が１５．０μｍ以下であり、
   結晶粒径で４０μｍ以上の前記結晶粒の体積率の合計が、平板部の肉厚中央における鋼組織全体に対して４０％以下である、角形鋼管。
2. 前記平均肉厚ｔが、前記平板部の平均辺長Ｈ（ｍｍ）に対して０．０３０倍超である、請求項１に記載の角形鋼管。
3. 前記平均肉厚ｔが２０ｍｍ以上４０ｍｍ以下である、請求項１または２に記載の角形鋼管。
4. 前記平板部の降伏強度が２９５ＭＰａ以上であり、
   前記平板部の引張強度が４００ＭＰａ以上であり、
   前記角部の降伏比が９０％以下である、請求項１～３のいずれかに記載の角形鋼管。
5. 前記成分組成に加えてさらに、質量％で、
   Ｎｂ：０．００１～０．１５％、
   Ｖ：０．００１～０．１５％、
   Ｃｒ：０．０１～１．０％、
   Ｍｏ：０．０１～１．０％、
   Ｃｕ：０．０１～１．０％、
   Ｎｉ：０．０１～１．０％、
   Ｃａ：０．０００２～０．０１０％、
   Ｂ：０．０００１～０．０１０％
   から選ばれる１種又は２種以上を含む、請求項１～４のいずれかに記載の角形鋼管。
6. 請求項１～５のいずれかに記載の角形鋼管の製造方法であって、
   鋼板を冷間ロール成形し、前記鋼板の幅方向両端部を電縫溶接して電縫鋼管とした後、前記電縫鋼管をサイジングスタンドによって縮径し、次いで角成形スタンドによって角成形して角形鋼管を製造する際に、
   前記角成形スタンドの出側における角形鋼管の周長Ｃ_ＯＵＴに対する前記鋼板の板幅Ｗの比が式（１）を満たし、かつ、前記角成形スタンドの出側における角形鋼管の周長Ｃ_ＯＵＴに対する前記角成形スタンドの入側における電縫鋼管の周長Ｃ_ＩＮの比が式（２）を満たすように、角成形直前の前記サイジングスタンドのロールのギャップおよび前記角成形スタンドのロールのギャップを制御する、角形鋼管の製造方法。
   １．０００＋０．０５０×ｔ／Ｈ＜Ｗ／Ｃ_ＯＵＴ＜１．０００＋０．５０×ｔ／Ｈ・・・式（１）
   ０．３０×ｔ／Ｈ＋０．９９≦Ｃ_ＩＮ／Ｃ_ＯＵＴ＜０．５０×ｔ／Ｈ＋０．９９・・・式（２）
   ここで、式（１）および式（２）において、
   Ｗ：素材である鋼板の板幅（ｍｍ）、
   Ｃ_ＩＮ：第一段目の角成形スタンドの入側における電縫鋼管の周長（ｍｍ）、
   Ｃ_ＯＵＴ：最終段の角成形スタンドの出側における角形鋼管の周長（ｍｍ）、
   ｔ：角成形後の平板部の平均肉厚（ｍｍ）、
   Ｈ：角成形後の平板部の平均辺長（ｍｍ）、
   である。
   但し、１段の角成形スタンドにより角成形を行う場合には、前記第一段目の角成形スタンドと前記最終段の角成形スタンドとは、同一の角成形スタンドを指すものとする。
7. 前記鋼板は、鋼素材を、加熱温度：１１００℃以上１３００℃以下に加熱した後、粗圧延終了温度：８５０℃以上１１５０℃以下、仕上圧延終了温度：７５０℃以上９００℃以下、かつ、９５０℃以下での合計圧下率：５０％以上である熱延処理を施し、
   次いで、肉厚中心温度で平均冷却速度：５℃／ｓ以上３０℃／ｓ以下、冷却停止温度：４００℃以上６５０℃以下で冷却を施し、
   次いで、４００℃以上６５０℃以下で巻取る、請求項６に記載の角形鋼管の製造方法。
8. 前記平均肉厚ｔが、前記平板部の平均辺長Ｈに対して０．０３０倍超である、請求項６または７に記載の角形鋼管の製造方法。
9. 前記平均肉厚ｔが２０ｍｍ以上４０ｍｍ以下である、請求項６～８のいずれかに記載の角形鋼管の製造方法。
10. 請求項１～５のいずれかに記載の角形鋼管を柱材に用いた建築構造物。

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