JP7375946B2 - 角形鋼管およびその製造方法ならびに建築構造物 - Google Patents

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Description

本発明は鋼管から角形鋼管を製造する方法において、角形鋼管の角部の延性の悪化を小さくし、管の長手方向の残留応力による切り口変形が小さな角形鋼管を得る技術に関する。
従来、建築用の角形鋼管は、厚肉の鋼板をプレス機により角形状にプレス成形した後、溶接する方法（ＢＣＰ法）により製造していた。一方、近年、生産性の低いＢＣＰ法に代わって、コストダウンを図る点から、ロール成形した後、溶接し、角成形して角形鋼管を得る方法（ＢＣＲ法）により、角形鋼管を製造する試みがなされるようになった。ＢＣＰ法とＢＣＲ法は角形鋼管の四隅の角部の寸法が異なっており、ＢＣＰ法では角形鋼管外面における角部の曲率半径Ｒは肉厚ｔの（３．５±０．５）倍である角形鋼管であるのに対して、ＢＣＲ法では、該角部の曲率半径Ｒは肉厚ｔの（２．５±０．５）倍である角形鋼管である。ＢＣＰ法およびＢＣＲ法の角形鋼管はともに、冷間成形であるため、角部の成形における加工硬化が顕著となり、延性が著しく悪化する。そのため、建築構造物にこれら角形鋼管を用いて、地震など大きな負荷が角形鋼管に作用する場合、角部を起点にした脆性破壊が発生するため、柱材として必要な耐震性能が十分発揮できない問題があった。特に、肉厚と辺長の比が大きな角形鋼管の寸法では角部を起点にした脆性破壊が問題になる。
このような角形鋼管の角部の脆性破壊の問題に対して、非特許文献１では、角形鋼管の前段の靭性を保証するために、Ｎ含有量を小さくし、時効硬化を低減した化学成分組成を有する角形鋼管が開示されている。特許文献１では、あらかじめ予成形していた角形鋼管に対して全体加熱を行い、所定の外径寸法や角部曲率半径Ｒが得られる熱間成形を行うことにより得られる角形鋼管が開示されている。
特許第２８５２３１７号公報
一般社団法人 日本鉄鋼連盟 製品規定 ＭＤＣＲ００１２－２０１７建築構造用高性能冷間プレス成形角形鋼管 （ＢＣＰ３２５Ｔ）
特許文献１、非特許文献１のように、角部の加工硬化による延性悪化を低減させるためには、化学成分組成を調整することや、熱処理を行うことは有効な手段である。しかしながら、Ｎ含有量を低減させることにより、二次精錬の処理コストが増加するという問題がある。また、熱処理を行い、続けて熱間成形を行う場合は、加熱炉のランニングコストなどがコスト増加の問題になる。
このように従来の技術は、角部の延性を向上させる技術としてはまだ十分とは言えなかった。
本発明は、かかる事情に鑑みてなされたものであり、角部の延性を向上させた角形鋼管およびその製造方法ならびにこの角形鋼管を用いた建築構造物を提供することを目的とする。
なお、本発明において、角部の延性を向上させたとは、角形鋼管の管外面からｔ／４において、ＪＩＳ Ｚ ２２４２の規定に準拠し、試験温度：０℃で得られるシャルピー吸収エネルギーを７０Ｊ以上としつつ、さらに角部の均一伸びの平均値を５％以上とすることを指す。
本発明者らは、角形鋼管における角部の加工硬化による延性悪化の低減方法について、鋭意検討を行った。その結果、次のことが分かった。
一般的なＢＣＰ法による角形鋼管は、鋼板にプレスなどの曲げ変形を施すことにより角部が形成される。このとき、曲げの中立軸が鋼管内面側へ移動するため、角部内面側よりも角部外面側の曲げひずみが大きくなるため、角部外面側の加工硬化が顕著になる。
一方、ＢＣＲ法では、一度円筒形状に成形した鋼管をロール成形により角形鋼管に成形する。このとき、角部は、曲げ変形だけではなく、ロール成形における縮径による管周方向の圧縮変形の影響を受けるため、角部外面における曲げ変形による周方向の引張ひずみが低減される。
しかし、前述の通り、ＢＣＲ法による角形鋼管の角部曲率半径Ｒは、ＢＣＰ法による角形鋼管の角部曲率半径Ｒよりも小さく設計されているため、角部の曲げ変形量が大きくなり、結果として、角部外面の加工硬化の影響がＢＣＰ法の角形鋼管とほぼ同程度になっている。
そこで、本発明者らは、ＢＣＲ法による角形鋼管の角部曲率半径ＲをＢＣＰ法の角形鋼管と同程度に成形することで、角部外面の加工硬化を小さくすることができると考えた。また、ロール成形において、縮径による管周方向の圧縮変形を小さくすれば、角部の変形量が小さくなる。
そのためには、従来よりも大きな角部曲率半径Ｒを得られるように、縮径を小さくする必要がある。しかし、縮径率（外周長の変化率）を小さくすることは、ＢＣＲ法特有の円筒管を成形するときに生じる長手方向の残留応力を低減できなくなるため、成形完了後の角形鋼管の残留応力により長手先尾端における断面の切り口変形が大きくなり、断面の寸法精度が悪化する原因になる。
そこで、本発明者らは、円筒鋼管から角形鋼管へと成形する角成形において縮径率を過度に小さくせずに角部の曲げ変形量を小さくする方法を検討した。具体的には、角成形の最終スタンドの１段上流側のスタンドにおいて、圧下量を大きくする。これにより、ロールとの接触部から作用する曲げモーメントによって、角形鋼管の平板部中央部における曲げ戻し変形を大きくし、平板部の曲率をより小さくして平坦に近づけることができる。その結果、最終スタンドの凸ロールによる押し込み量を小さくできるため、最終スタンドの成形における角部の曲率増加を低減させることができる。このとき、角成形の最終スタンドの１段上流のスタンドにおける縮径により、管の長手方向（管軸方向）の残留応力を低減することができる。最終スタンドの押し込み量は減少するが、凸ロールによる押し込みにより生じる管周方向の圧縮は小さいため、管の長手方向の残留応力の低減に大きな影響は及ぼさない。
本発明は上記知見に基づくものであり、その特徴は以下の通りである。
［１］管周方向に平板部と角部とが交互に夫々複数形成されており、
前記平板部は、
降伏強度が３２５ＭＰａ以上であり、
引張強度が４４０ＭＰａ以上であり、
降伏比が０．９０以下であり、
前記角部外側の曲率半径が前記平板部の平均肉厚の３．０倍超４．０倍以下であり、
前記角部および前記平板部の０℃におけるシャルピー吸収エネルギーが７０Ｊ以上であり、
前記角部の均一伸びの平均値が５％以上である角形鋼管。
［２］前記平板部中央部表面の管軸方向の残留応力が、３００ＭＰａ以下である前記［１］に記載の角形鋼管。
［３］前記［１］または［２］に記載の角形鋼管の製造方法であり、
素材鋼板をロール成形し、次いでロール成形した鋼板を電縫溶接して電縫鋼管とした後、前記電縫鋼管を複数段のサイジングスタンドによって半成形材に成形し、次いで複数段の角成形スタンドによって前記半成形材を角成形する方法であって、
前記角成形スタンド数をｎ（ｎ：３以上の整数）とした場合、
式（１）、式（２）および式（３）を満たす角形鋼管の製造方法。
Ｒｎ－１＞Ｒｎ－２ ・・・（１）
０．０１０≦（Ｒｎ－１／Ｒｎ－２）・ｈｎ－１≦０．３００ ・・・（２）
ｒｎ－１＋ｒｎ－２≧５×１０－４・ｅ５０・ｔ／Ｈ ・・・（３）
ここで、
Ｒｎ－１：第（ｎ－１）スタンド目のロールのカリバー半径（ｍｍ）、
Ｒｎ－２：第（ｎ－２）スタンド目のロールのカリバー半径（ｍｍ）、
ｈｎ－１：第（ｎ－１）スタンドにおける管の外径圧下量（ｍｍ）、
ｔ：予め設定された角形鋼管の平板部の平均肉厚（ｍｍ）、
Ｈ：予め設定された角形鋼管の平均辺長（ｍｍ）、
ｒｎ－１：第（ｎ－１）スタンドの圧下における外周長の変化率、
ｒｎ－２：第（ｎ－２）スタンドの圧下における外周長の変化率、
ｅ：自然対数の底、である。
［４］前記［１］または［２］に記載の角形鋼管が、柱材として用いられる建築構造物。
本発明によれば、角部の延性を向上させることができる。
図１は、角形鋼管の管軸方向垂直断面を示す模式図である。 図２は、電縫鋼管の製造設備の一例を示す模式図である。 図３は、角形鋼管の成形過程を示す模式図である。 図４は、角成形スタンドのロールを説明するための模式図である。 図５は、建築構造物の一例を示す模式図である。
本発明の角形鋼管およびその製造方法について、図面に基づいて説明する。
＜角形鋼管＞
図１は、本発明の角形鋼管１０（以下、単に角形鋼管１０とも記す。）の管軸方向に対して垂直な断面を示す図である。
本発明の角形鋼管１０は、管周方向に平板部１１と角部１２とが交互に夫々複数形成されており、平板部１１は、降伏強度が３２５ＭＰａ以上であり、引張強度が４４０ＭＰａ以上であり、降伏比が０．９０以下であり、角部１２外側の曲率半径が平板部１１の平均肉厚の３．０倍超４．０倍以下であり、角部１２および平板部１１の０℃におけるシャルピー吸収エネルギーが７０Ｊ以上であり、角部１２の均一伸びの平均値が５％以上であり、角部の延性に優れることを特徴とする。
ここで、平板部１１の降伏強度、引張強度、降伏比は、引張方向が管軸方向と平行になるように、ＪＩＳ５号引張試験片およびＪＩＳ１２Ｂ号引張試験片を採取し、これらを用いてＪＩＳ Ｚ ２２４１の規定に準拠して実施することで得られる。
また、平板部１１中央部表面の管軸方向の残留応力が３００ＭＰａ以下であることが好ましい。平板部１１中央部表面の管軸方向の残留応力は、ひずみゲージ法を用いて、１ｍ長さの角形鋼管片を切出し、長手中央部にひずみゲージを貼付け、切断法により管長手方向の残留応力を測定することで得られる。
また、角部１２および平板部１１の０℃におけるシャルピー吸収エネルギーは、角形鋼管の管外面からｔ／４において試験片長手方向が圧延方向と平行となるように採取したＶノッチ試験片を用い、ＪＩＳ Ｚ ２２４２の規定に準拠したシャルピー衝撃試験を、試験温度：０℃で実施して得られる吸収エネルギー（Ｊ）である。
本発明のＢＣＲ法により得られる角形鋼管において、平板部１１で、降伏強度を３２５ＭＰａ以上とし、引張強度を４４０ＭＰａ以上とし、降伏比を０．９０以下とし、角部外側の曲率半径を平板部１１の平均肉厚の３．０倍超４．０倍以下としつつ、角部１２および平板部１１の０℃におけるシャルピー吸収エネルギーを７０Ｊ以上とし、角部１２の均一伸びの平均値を５％以上とすることは、特定の素材鋼板に対し、後述の製造方法を採用することにより実現することができる。
また、本発明の角形鋼管１０は、電縫鋼管から得られる鋼管であり、平板部１１上に溶接部（シーム部）１３を有することができる。
本発明では、特に限定されないが、角形鋼管１０の管軸方向垂直断面における平板部１１の辺長Ｈは３００～５５０ｍｍであり、平均肉厚ｔは９ｍｍ以上３２ｍｍ以下であることが好ましい。
平板部１１の平均肉厚ｔは、鋼管１０の溶接部（シーム部）１３を含まない平板部１１中央部の肉厚の平均値とする。
ここで、平均肉厚ｔは、角形鋼管の管端から管軸方向に２０ｍｍの位置において、断面中央を円中心とし、シーム部を０°位置としたときの時計回りに９０°、１８０°、２７０°位置に該当する平板部の中心部の肉厚３点の平均値である。
肉厚の測定方法としては、マイクロメーターやノギスを使用して計測する方法があるが、これに限らない。
また、角形鋼管１０の管軸方向垂直断面視の形状は、各平板部１１の四辺の辺長Ｈが全て同じである正方形（略正方形）であることが好ましく、その他に長方形（略長方形）であってもよい。長方形である場合の辺長Ｈは、縦の辺長Ｈ１（ｍｍ）と横の辺長Ｈ２（ｍｍ）の平均（Ｈ＝（Ｈ１＋Ｈ２）／２）とする。
図１に示すように、管軸方向垂直断面視で、形状が正方形であり、溶接部１３が平板部１１の辺の中心位置にある場合、鋼管１０の溶接部（シーム部）１３を基準位置として、０°とし、管周方向に４５°、１３５°、２２５°、３１５°の位置をそれぞれ角部中央とする。
このとき、角部の曲率半径は、図１に示すように、管の中心を起点とし隣り合う辺と４５°をなす線（Ｌ）と角部外側の交点での曲率半径をいう。角部の曲率半径は、上記Ｌ上に中心を置き、平板部１１と円弧部との接続点（Ａ、Ａ’）に向かって引かれる線で定まる中心角が６５°となるような扇形の半径とする。なお、曲率半径の算出方法としては、例えば、３点（角部外側の交点、および、平板部１１と円弧部との接続点である２点）の領域内のコーナー部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あるが、この限りではない。
また、上記の角部外側の交点は、断面形状が長方形状である場合も考慮すると、以下のように定めることができる。
具体的には、まず、交点は、図１に示すように、角形鋼管１０の管軸方向垂直断面における平板部１１の短辺（Ｈ１＜Ｈ２の場合、Ｈ１）の中心位置から鋼管内部に向かって、より具体的には対向する短辺の中心位置に向かって引いた直線上において、角形鋼管中央部から長辺（Ｈ１＜Ｈ２の場合、Ｈ２）方向に１／２×｜Ｈ２－Ｈ１｜（すなわち、辺長Ｈ２と辺長Ｈ１の差の半分）だけオフセットさせた点（オフセット点）を起点として、上記の対向する短辺の中心位置に向かって引いた直線に対し、オフセット点が位置する側と反対側に形成される平板部１１の長辺と４５°をなす線と角部１２外側の交点とすることができる。
また、この交点は、角形鋼管１０の管軸方向垂直断面における平板部１１の長辺（Ｈ１＜Ｈ２の場合、Ｈ２）の中心位置から、対向する長辺の中心位置に向かって引いた直線上において、角形鋼管中央部から短辺（Ｈ１＜Ｈ２の場合、Ｈ１）方向に１／２×｜Ｈ２－Ｈ１｜だけオフセットさせた点（オフセット点）を起点として、上記の対向する長辺の中心位置に向かって引いた直線に対し、角形鋼管１０の管軸方向垂直断面における平板部１１の短辺（Ｈ１＜Ｈ２の場合、Ｈ１）の中心位置から鋼管内部に向かって、オフセット点が位置する側に形成される平板部１１の短辺と４５°をなす線と角部１２外側の交点とも言える。
本発明者らが鋭意検討した結果、角形鋼管１０の全断面で靭性を確保するためにも、前述したように角部１２および平板部１１の０℃におけるシャルピー吸収エネルギーが７０Ｊ以上であることが必要であることが分かった。
また、加工硬化が顕著な角部１２において、角部１２の曲率半径を測定する領域、すなわち、角部中央とした場合、鋼管１０の長手方向に垂直な断面の中心部と、各々の角部中央を通る直線と、角部曲率半径Ｒとが成す角が±３２．５°の領域において、全厚の引張特性である均一伸びの平均値が５％未満であれば、角形鋼管を部材として使用したときに加振時に生じる角部を起点とした脆性破壊が問題になる場合があり、部材の機能を十分に発揮できない可能性があることを見出した。そのため、本発明では、角部１２の均一伸びの平均値が５％以上である。
角部１２の均一伸びは、角部１２から試験片を採取し、ＪＩＳ Ｚ ２２４１の規定に準拠して測定できる。角部１２の４点の均一伸びの総和を４で割ることで算出される値を、均一伸びの平均値とする。
本発明の角形鋼管１０の成分組成は、特に制限されないが、質量％で、Ｃ：０．０７～０．２０％、Ｓｉ：０．４％未満、Ｍｎ：０．３～２．０％、Ｐ：０．０３％以下、Ｓ：０．０１５％以下、Ａｌ：０．０１～０．０６％、Ｎ：０．００６％以下を含有し、残部Ｆｅおよび不可避的不純物からなる成分組成であることが好ましい。以下に、各成分の限定理由を述べる。
Ｃ：０．０７～０．２０％
Ｃは、固溶強化により鋼板の強度を増加させるとともに、第二相の一つであるパーライトの形成に寄与する元素である。所望の引張特性、靭性、さらに所望の鋼板組織を確保するためには、０．０７％以上の含有であることが好ましい。一方、０．２０％を超える含有は、角形鋼管１０の溶接時（例えば、角形鋼管同士の溶接時）にマルテンサイト組織が生成し溶接割れの原因となる懸念がある。このため、Ｃは０．０７～０．２０％の範囲であることが好ましい。Ｃは、より好ましくは下限が０．０９％であり、上限がより好ましくは０．１８％である。
Ｓｉ：０．４％未満
Ｓｉは、固溶強化で鋼板の強度増加に寄与する元素であり、所望の鋼板強度を確保するために、必要に応じて含有できる。このような効果を得るためには、０．０１％を超えて含有することが望ましい。しかし、０．４％以上の含有は、鋼板表面に赤スケールと称するファイアライトが形成しやすくなり、表面の外観性状が低下する場合が多くなる。このため、含有する場合には、０．４％未満とすることが好ましい。なお、特にＳｉを添加しない場合は、Ｓｉは不可避的不純物として、そのレベルは０．０１％以下である。
Ｍｎ：０．３～２．０％
Ｍｎは、固溶強化を介して鋼板の強度を増加させる元素であり、所望の鋼板強度を確保するために、０．３％以上の含有であることが好ましい。０．３％未満の含有では、フェライト変態開始温度の上昇を招き、組織が過度に粗大化しやすい。一方、２．０％を超えて含有すると、中心偏析部の硬度が上昇し、角形鋼管の現場溶接時の割れの原因となる懸念がある。このため、Ｍｎは０．３～２．０％であることが好ましい。Ｍｎは、より好ましくは上限が１．６％である。さらにより好ましくは、上限が１．４％である。
Ｐ：０．０３％以下
Ｐは、フェライト粒界に偏析して、靭性を低下させる作用を有する元素であり、本発明では、不純物としてできるだけ低減することが望ましい。しかし、過度の低減は、精錬コストの高騰を招くため、０．００２％以上とすることが好ましい。なお、０．０３％までは許容できる。このため、Ｐは０．０３％以下であることが好ましい。Ｐは、より好ましくは０．０２５％以下である。
Ｓ：０．０１５％以下
Ｓは、鋼中では硫化物として存在し、本発明の組成範囲であれば、主としてＭｎＳとして存在する。ＭｎＳは、熱延工程で薄く延伸され、延性、靭性に悪影響を及ぼすため、本発明ではできるだけＭｎＳは低減することが望ましい。しかし、過度の低減は、精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。なお、０．０１５％までは許容できる。このため、Ｓは０．０１５％以下であることが好ましい。Ｓは、より好ましくは０．０１０％以下である。
Ａｌ：０．０１～０．０６％
Ａｌは、脱酸剤として作用するとともに、ＡｌＮとしてＮを固定する作用を有する元素である。このような効果を得るためには、０．０１％以上の含有を必要とする。０．０１％未満では、Ｓｉ無添加の場合に脱酸力が不足し、酸化物系介在物が増加し、鋼板の清浄度が低下する。一方、０．０６％を超える含有は、固溶Ａｌ量が増加し、角形鋼管の長手溶接時（角形鋼管の製造時の溶接時）に、特に大気中での溶接の場合に、溶接部に酸化物を形成させる危険性が高くなり、角形鋼管溶接部の靭性が低下する。このため、Ａｌは０．０１～０．０６％であることが好ましい。Ａｌは、より好ましくは、下限が０．０２％であり、上限が０．０５％である。
Ｎ：０．００６％以下
Ｎは、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く、０．００６％までは許容できる。このため、Ｎは０．００６％以下であることが好ましい。Ｎは、より好ましくは０．００５％以下である。
残部はＦｅおよび不可避的不純物からなる。また、本発明の角形鋼管１０は、更に、質量％で、Ｎｂ：０．００５～０．１５％、Ｖ：０．００５～０．１５％、Ｃｒ：０．０２～１．０％、Ｍｏ：０．０２～１．０％、Ｃｕ：０．０２～１．０％、Ｎｉ：０．０２～１．０％から選ばれる１種又は２種以上を含有してもよい。
＜角形鋼管の製造方法＞
次に、前述した本発明の角形鋼管１０の製造方法について説明する。
本発明の角形鋼管１０の製造方法では、素材鋼板をロール成形し、次いでロール成形した鋼板を電縫溶接して電縫鋼管とした後、前記電縫鋼管を複数段のサイジングスタンドによって半成形材に成形し、次いで複数段の角成形スタンドによって前記半成形材を角成形して角形鋼管を製造する方法であって、角成形スタンド数をｎ（ｎ：３以上の整数）とした場合、式（１）、式（２）および式（３）を満たす。
Ｒｎ－１＞Ｒｎ－２ ・・・（１）
０．０１０≦（Ｒｎ－１／Ｒｎ－２）・ｈｎ－１≦０．３００ ・・・（２）
ｒｎ－１＋ｒｎ－２≧５×１０－４・ｅ５０・ｔ／Ｈ ・・・（３）
ここで、
Ｒｎ－１：第（ｎ－１）スタンド目のロールのカリバー半径（ｍｍ）、
Ｒｎ－２：第（ｎ－２）スタンド目のロールのカリバー半径（ｍｍ）、
ｈｎ－１：第（ｎ－１）スタンドにおける管の外径圧下量（ｍｍ）、
ｔ：予め設定された角形鋼管の平板部の平均肉厚（ｍｍ）、
Ｈ：予め設定された角形鋼管の平均辺長（ｍｍ）、
ｒｎ－１：第（ｎ－１）スタンドの圧下における外周長の変化率、
ｒｎ－２：第（ｎ－２）スタンドの圧下における外周長の変化率、
ｅ：自然対数の底、である。
まず、上記の式（１）、（２）、（３）の説明の前に、図２を参照しながら、鋼板（鋼帯、素材鋼板）から電縫鋼管を得る方法について説明する。
図２は、電縫鋼管の製造設備の一例を示す模式図である。電縫鋼管の素材である鋼帯１は、例えばレベラー２による入側矯正を施した後、複数のロールからなるケージロール群３で中間成形されてオープン管とされた後、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。仕上げ成形の後は、スクイズロール５で圧接しながら鋼帯１の幅端部を溶接機６で電気抵抗溶接して、電縫鋼管７となる。なお、鋼帯１は、例えば炭素鋼の熱延鋼板であればよい。また、本発明では、電縫鋼管７の製造設備は図２に示すような造管工程に限定されない。
角形鋼管が電縫鋼管から得られているかどうかは、角形鋼管を管軸方向に垂直に切断し、溶接部を含む切断面を研磨した後ナイタールで腐食し、光学顕微鏡で観察することにより判断できる。溶接部の肉厚中央部における溶融凝固部の管周方向幅が１ｍｍ以下であれば、電縫鋼管である。
図３は、本発明の一実施形態における、角形鋼管１０の成形過程を示す模式図である。図３に示すように、電縫鋼管７は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た後、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のような形状に成形され、角形鋼管１０となる。なお、サイジングロール群８および角成形ロール群９のスタンド数は特に制限されない。また、サイジングロール群８もしくは角成形ロール群９のカリバー曲率半径は、１条件が好ましい。
本発明の角形鋼管１０において、ＢＣＲ法により、角部外側の曲率半径が平均肉厚の３．０倍超４．０倍以下である角形鋼管を成形する場合、従来の角部外側の曲率半径が肉厚の２．０倍以上３．０倍以下である角形鋼管を成形する場合と比較して、サイジングスタンドや角成形スタンドにおける成形で縮径率を減少させる必要がある。
このとき、前述した通り、電気抵抗溶接後の電縫鋼管７の断面には、ロール成形により、管の長手方向に大きな残留応力が分布している。通常は、電気抵抗溶接後のサイジングスタンド、または、角成形スタンドにより縮径率を制御して、管の長手方向の残留応力を低減している。
縮径率が不十分であると、管の長手方向の残留応力が低減されずに、成形完了後の角形鋼管の断面の切り口が変形し、角形鋼管端面の断面の寸法精度が悪化する。そこで、角形鋼管端面の断面の寸法に及ぼす管長手方向の残留応力の影響を明らかにした結果、平板部中央部表面の管軸方向（長手方向）の残留応力が３００ＭＰａ以下であれば、角形鋼管端面の断面の寸法精度に及ぼす影響が小さいことを見出した。そのため、平板部中央部表面の管軸方向の残留応力は、３００ＭＰａ以下であることが好ましい。平板部中央部表面の管軸方向の残留応力は、より好ましくは２００ＭＰａ以下であり、さらに好ましくは１５０ＭＰａ以下である。
また、残留応力を極度に小さくする場合は、縮径率を大きくする必要がある。
しかし、サイジングスタンドの縮径率を大きくし過ぎると角形鋼管の平板部の降伏比が０．９０を超過し、平板部の塑性変形能を確保できない。また、角成形スタンドの全縮径率を大きくし過ぎると、角部外側の曲率半径が平板部の平均肉厚の３．０倍以下となる。そのため、残留応力は２０ＭＰａ以上とすることが好ましい。残留応力は、より好ましくは５０ＭＰａ以上であり、さらに好ましくは８０ＭＰａ以上である。
前述した通り、ＢＣＲ法により角部外側の曲率半径が平板部の平均肉厚の３．０倍超４．０倍以下である角形鋼管を成形する場合は、特に角成形スタンドの全縮径率と管の長手方向の残留応力の双方を調整することが好ましい。
そこで、本発明者らは、角成形スタンドにおける平板部の曲げ戻し変形に着目した。平板部の曲げ戻し変形は、鋼管外面の曲率半径よりも大きな曲率半径を有する角成形ロールの孔型に沿って幾何学的に曲げ戻される変形と、ロールとの接触力による曲げ戻しモーメントが作用することにより、曲面形状から平板形状へと成形される。
ロールによる平板部の押し込み量が増加すると、接触面圧が増加するだけではなく、ロールと鋼管との接触幅がよりロールのフランジ側(角形鋼管の角部側)へと拡大し、モーメントアームが増加する。その結果、平板部中央部に作用する曲げ戻しモーメントが増加するため、平板部の曲げ戻し変形が大きくなり、成形後の平板部の曲率半径がロール孔型の曲率半径よりも大きくなる。これ以降の後段の角成形スタンドでは、ロールが平板部を押し込むことによる成形、すなわち縮径率を小さくできるので、角部外側の曲率半径の減少を抑制できる。
特に、角成形の最終スタンドでは樽型のロールで平板部を凹形状に押し込む仕上げ成形を行うため、ロールの押し込みによる角部外面の曲率半径の減少量が大きくなりやすい。そのため、角成形の最終スタンドの押し込み量を小さくするために、最終スタンドの前段スタンドにおいて、ロールの押し込み量、すなわち、管の外径圧下量を大きくし、平板部の曲げ戻し変形を大きくした成形を行うことが好ましい。
また、平板部中央部に作用する曲げ戻しモーメントは、該当するスタンドの管の外径圧下量だけではなく、ロールのカリバー曲率半径（以下、カリバー半径とも記す。）の影響も含まれる。ロールのカリバー曲率半径が鋼管の外面の曲率半径よりも大きくなるほど、ロールと鋼管との接触幅がよりロールのフランジ側へと拡大しやすくなる。そのため、モーメントアームが増加し、曲げ戻し変形が大きくなる。
図４は、角成形スタンドのロールを説明するための模式図である。ロールのカリバー曲率半径（カリバー半径）は、図４に示すように、ロール成形群９のロール９１、９２、９３、９４で、半成形材（鋼管）と接する面で、管進行方向（管軸方向、管長手方向）視における曲線部を円弧とする扇形の半径Ｒのことである。
上記鋼管の外面の曲率半径は、最後に成形した角成形スタンドのロールカリバーの曲率半径が転写されている。そのため、該当するスタンド入側における管の外径において、角形鋼管の平板部となる部位の曲率半径はそのスタンドからみた前段スタンドのロールのカリバー曲率半径となる。
すなわち、管の外径圧下量を大きくし、平板部中央部の曲げ戻し変形を大きくする角成形スタンドにおいて、最終スタンドの前段スタンドのロールのカリバー曲率半径から、そのスタンドの前段スタンドにおけるロールのカリバー曲率半径を差し引いた値が０超えとなるロールセットを有する角成形ロール群９であることで、最終スタンドの前段スタンドでの平板部中央部の曲げ戻し変形が大きくなる。
これらの知見に基づいて、本発明では、複数段の角成形スタンドによって上記半成形材を角成形する際、角成形スタンド数をｎ（ｎ：３以上の整数）とした場合、以下の式（１）、式（２）、および式（３）を満たすようにする。
Ｒｎ－１＞Ｒｎ－２ ・・・（１）
０．０１０≦（Ｒｎ－１／Ｒｎ－２）・ｈｎ－１≦０．３００ ・・・（２）
ｒｎ－１＋ｒｎ－２≧５×１０－４・ｅ５０・ｔ／Ｈ ・・・（３）
ここで、
Ｒｎ－１：第（ｎ－１）スタンド目のロールのカリバー半径（ｍｍ）、
Ｒｎ－２：第（ｎ－２）スタンド目のロールのカリバー半径（ｍｍ）、
ｈｎ－１：第（ｎ－１）スタンドにおける管の外径圧下量（ｍｍ）、
ｔ：予め設定された角形鋼管の平板部の平均肉厚（ｍｍ）、
Ｈ：予め設定された角形鋼管の平均辺長（ｍｍ）、
ｒｎ－１：第（ｎ－１）スタンドの圧下における外周長の変化率、
ｒｎ－２：第（ｎ－２）スタンドの圧下における外周長の変化率、
ｅ：自然対数の底、である。
角成形スタンド数をｎ（ｎ：３以上の整数）とし、管の外径圧下量を大きくし、平板部中央部の曲げ戻し変形を大きくする角成形スタンドを第（ｎ－１）スタンドとした場合、第（ｎ－１）スタンド目のロールのカリバー半径Ｒｎ－１、第（ｎ－２）スタンド目のロールのカリバー半径Ｒｎ－２、とし、カリバー半径Ｒｎ－１とカリバー半径Ｒｎ－２は、Ｒｎ－１＞Ｒｎ－２の関係を満たすようにする。
Ｒｎ－１≦Ｒｎ－２であるとき、角部外側の曲率半径が目標よりも小さくなる。さらに、角部の加工硬化が進行するため、シャルピー吸収エネルギーおよび均一伸びが悪化する。
また、第（ｎ－１）スタンドにおける管の外径圧下量をｈｎ－１としたとき、（Ｒｎ－１／Ｒｎ－２）・ｈｎ－１が０．０１０未満である場合、平板部中央部の曲げ戻し変形が小さくなり、最終スタンドの樽型ロールの押し込み量が増加するため、角部外側の曲率半径が目標よりも小さくなる。さらに、角部の加工硬化が進行するため、シャルピー吸収エネルギーおよび均一伸びが悪化する。
一方、（Ｒｎ－１／Ｒｎ－２）・ｈｎ－１が０．３００を超過した場合、第（ｎ－１）スタンドにおいて、平板部中央部の曲げ戻し変形が過大になり、平板部中央部の加工硬化が大きくなるため、角成形後の角形鋼管における平板部の降伏比が０．９０を超過する。
以上より、本発明では、式（１）、式（２）として、「Ｒｎ－１＞Ｒｎ－２」、「０．０１０≦（Ｒｎ－１／Ｒｎ－２）・ｈｎ－１≦０．３００」を満たすようにする。
好ましくは、（Ｒｎ－１／Ｒｎ－２）・ｈｎ－１は０．０４０以上であり、より好ましくは０．０６０以上である。また、好ましくは、０．２５０以下であり、より好ましくは０．２００以下である。
ここで、第（ｎ－１）スタンドにおける管の外径Ｄｎ－１は、ロール最下部から管長手方向の下流側へ長さ２．０ｍ以下の領域において管の外径Ｄをノギスなどで測定する方法があるがこの限りではない。
外径圧下量ｈｎ－１は、第（ｎ－２）スタンドと第（ｎ－１）スタンドの中間位置における管の外径Ｄｎ－2から管の外径Ｄｎ－１を差し引くことにより算出することができる。
また、第（ｎ－１）スタンドの管の外径圧下量ｈｎ－１を大きくするために、第（ｎ－２）スタンドにおける管の外径圧下量ｈｎ－２を小さくすることがあるが、管の外径圧下量ｈｎ－２が小さくなり過ぎると、第（ｎ－２）スタンドにおける縮径率（外周長の変化率）ｒｎ－２が過少になり、管の長手方向の残留応力が十分に低減されず、角部外側の曲率半径を所望の値にすることができない。
そこで、本発明者らは鋭意検討し、第（ｎ－２）スタンドで減少した縮径率（外周長の変化率）ｒｎ－２を第（ｎ－１）スタンドの縮径率（外周長の変化率）で補う必要があり、第（ｎ－１）スタンドにおける縮径率（外周長の変化率）ｒｎ－１と第（ｎ－２）スタンドにおける縮径率（外周長の変化率）ｒｎ－２の総和が５×１０－４・ｅ５０・ｔ／Ｈ以上（ｔ：予め設定された（予め推定された）角形鋼管の平板部の平均肉厚、Ｈ：予め設定された（予め推定された）角形鋼管の平均辺長）であれば、角成形後の鋼管において、角部外側の曲率半径を平板部の平均肉厚の３．０倍超にすることができる。また、平板部中央部表面における長手方向の残留応力を３００ＭＰａ以下にすることもできる。以上より、本発明では、式（３）として、「ｒｎ－１＋ｒｎ－２≧５×１０－４・ｅ５０・ｔ／Ｈ」を満たすようにする。
ここで、外周長の変化率ｒｎは、（圧下前の外周長（ｍｍ）－圧下後の外周長（ｍｍ））／圧下前の外周長（ｍｍ）である。
第（ｎ－１）スタンドにおける縮径率ｒｎ－１と第（ｎ－２）スタンドにおける縮径率ｒｎ－２は各スタンドのロール最下部から管の長手方向の上流側、下流側へそれぞれ長さ２．０ｍ以下の領域において巻き尺によって、外周長を測定し、その外周長の変化率から算出する方法があるがこの限りではない。
また、ｔは、製品の規格サイズに基づいて予め設定した角形鋼管の平板部の平均肉厚とすることができる。また、Ｈも、製品の規格サイズに基づいて予め設定された角形鋼管の平均辺長とすることができる。
ｎについては、３以上であれば特に限定されないが、最終製品の断面寸法において，凹凸高さをより小さくした平板部を得るために、４以上とすることが好ましく、６以下とすることが好ましい。
各スタンドにおけるロール数は、特に限定されないが、鋼管に対して上下、左右に位置する４つのロールによって平板部が形成されることが好ましい。
上下、あるいは左右の位置に対向配置された２本一対の角成形ロール群を鋼管が通過して、複数スタンドを経ることで平板部が形成されてもよい。
また、各スタンドにおいて、上下左右の４本一組のロールのセットを有する角成形ロール群によって、同時に上下左右の平板部が形成されることがさらに好ましい。
＜建築構造物＞
図４は、本発明の建築構造物の一例を示す模式図である。
本発明の建築構造物は、前述した本発明の角形鋼管１０を柱材として使用される。
符号１４、１５、１６、１７は、順に大梁、小梁、間柱、ダイアフラムを示す。
本発明の角形鋼管は、前述したように、平板部の機械的特性に優れ、角部においては、延性、靭性を十分に確保すると共に、加工硬化が抑制される。そのため、この角形鋼管を柱材として使用した本発明の建築構造物は、優れた耐震性能を発揮する。
［実施例１］
以下、実施例に基づいてさらに本発明を詳細に説明する。なお、本発明は以下の実施例に限定されない。
表１に示す成分組成を有する熱延鋼板を、ＢＣＲ法によりケージロール群およびフィンパスロール群により楕円形断面のオープン管に連続成形し、次いでオープン管の相対する端面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、電縫鋼管の素管とした。得られた電縫鋼管に対して、２スタンドのサイジングロール群で円筒状に成形した後、４スタンドの角成形ロール群（ｎ＝４）で角成形を行い、表２のＮｏ．１～１０、１３、１４に示すような種々の角形鋼管を得た。
ここで、Ｎｏ．１～１０、１３、１４の角形鋼管を製造する条件として、Ｎｏ．３角成形スタンド（第３スタンド）において、Ｎｏ．３角成形スタンドロール最下部から１ｍ上流側、および１ｍ下流側の位置において、種々の鋼管に対してノギスで測定した縦横の外径から外径圧下量ｈ３を算出した。また、Ｎｏ．２角成形スタンド（第２スタンド）および第３スタンドにおけるロールのカリバー曲率半径、Ｒ２およびＲ３はラジアルゲージで測定した。これら測定結果を元に（Ｒ３／Ｒ２）・ｈ３を算出した。その結果を表２に合わせて示す。
また、第２スタンドおよび第３スタンドの、各々ロール最下部から１ｍ上流側、および１ｍ下流側に位置において、巻き尺によって管の外周長を測定し、縮径率（外周長の変化率）ｒ２およびｒ３を算出し、その結果を表２に合わせて示す。
［実施例２］
前記電縫鋼管を素管にし、６スタンド（ｎ＝６）の角成形ロール群で角成形を行い、表２に示すようなＮｏ．１１、１２の角形鋼管を得た。
ここで、Ｎｏ．１１、１２の角形鋼管を製造する条件として、Ｎｏ．４角成形スタンド（第４スタンド）において、Ｎｏ．５角成形スタンド（第５スタンド）のロール最下部から１ｍ上流側、および１ｍ下流側の位置において、種々の鋼管に対してノギスで測定した縦横の外径から外径圧下量ｈ５を算出した。また、Ｎｏ．４角成形スタンド（第４スタンド）および第５スタンドにおけるロールのカリバー曲率半径、Ｒ４およびＲ５はラジアルゲージで測定した。これら測定結果を元に（Ｒ５／Ｒ４）・ｈ５を算出した。また、第４スタンドおよび第５スタンドの、各々ロール最下部から１ｍ上流側、および１ｍ下流側の位置において、巻き尺によって管の外周長を測定し、縮径率ｒ４およびｒ５を算出し、その結果を表２に合わせて示す。
＜評価＞
上記の実施例１、２の方法で得られた種々の角形鋼管に対し、ラジアルゲージを使用して角部外面の曲率半径を測定した。
残留応力は、種々の角形鋼管の平板部中央部に対して１ｍ長さの角形鋼管片を切出し、長手中央部にひずみゲージを貼付け、切断法により管長手方向（管軸方向）の残留応力を測定した。
引張試験は、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、これらを用いてＪＩＳ Ｚ ２２４１の規定に準拠して実施した。平板部から採取した引張試験片を用いて降伏強度、引張強度を測定し、（降伏強度）／（引張強度）で定義される降伏比を算出した。角部から採取した試験片を用いて均一伸びを測定した。角部４点の均一伸びの総和を４で割ることで算出される値を、均一伸びの平均値とした。
シャルピー衝撃試験は、角形鋼管の管外面からｔ／４位置（ｔ：肉厚）および平板部において試験片長手方向が圧延方向と平行となるように採取したＶノッチ試験片を用いて、ＪＩＳ Ｚ ２２４２の規定に準拠して、試験温度：０℃で実施し、吸収エネルギー（Ｊ）を求めた。なお、試験片本数は各３本とし、それらの平均値を代表値とした。
結果を表３に示す。
Figure 0007375946000001
Figure 0007375946000002
Figure 0007375946000003
表３の結果から、発明例はいずれも角部の延性に優れている。
１ 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（シーム部）
１４ 大梁
１５ 小梁
１６ 間柱
１７ ダイアフラム

Claims (5)

  1. 管周方向に平板部と角部とが交互に夫々複数形成されており、
    前記平板部は、
    降伏強度が３２５ＭＰａ以上であり、
    引張強度が４４０ＭＰａ以上であり、
    降伏比が０．９０以下であり、
    前記角部外側の曲率半径が前記平板部の平均肉厚の３．０倍超４．０倍以下であり、
    前記角部および前記平板部の０℃におけるシャルピー吸収エネルギーが７０Ｊ以上であり、
    前記角部の均一伸びの平均値が５％以上である角形鋼管。
  2. 前記平板部中央部表面の管軸方向の残留応力が、３００ＭＰａ以下である請求項１に記載の角形鋼管。
  3. 質量％で、Ｃ：０．０７～０．２０％、Ｓｉ：０．４％未満、Ｍｎ：０．３～２．０％、Ｐ：０．０３％以下、Ｓ：０．０１５％以下、Ａｌ：０．０１～０．０６％、Ｎ：０．００６％以下を含有し、
    あるいはさらに、
    Ｎｂ：０．００５～０．１５％、Ｖ：０．００５～０．１５％、Ｃｒ：０．０２～１．０％、Ｍｏ：０．０２～１．０％、Ｃｕ：０．０２～１．０％、Ｎｉ：０．０２～１．０％から選ばれる１種又は２種以上を含有し、
    残部Ｆｅおよび不可避的不純物からなる成分組成を有する、請求項１または２に記載の角形鋼管。
  4. 請求項１～３のいずれかに記載の角形鋼管の製造方法であり、
    素材鋼板をロール成形し、次いでロール成形した鋼板を電縫溶接して電縫鋼管とした後、前記電縫鋼管を複数段のサイジングスタンドによって半成形材に成形し、次いで複数段の角成形スタンドによって前記半成形材を角成形する製造方法であって、
    前記角成形スタンド数をｎ（ｎ：３以上の整数）とした場合、
    式（１）、式（２）および式（３）を満たす角形鋼管の製造方法。
    Ｒｎ－１＞Ｒｎ－２ ・・・（１）
    ０．０１０≦（Ｒｎ－１／Ｒｎ－２）・ｈｎ－１≦０．３００ ・・・（２）
    ｒｎ－１＋ｒｎ－２≧５×１０－４・ｅ５０・ｔ／Ｈ ・・・（３）
    ここで、
    Ｒｎ－１：第（ｎ－１）スタンド目のロールのカリバー半径（ｍｍ）、
    Ｒｎ－２：第（ｎ－２）スタンド目のロールのカリバー半径（ｍｍ）、
    ｈｎ－１：第（ｎ－１）スタンドにおける管の外径圧下量（ｍｍ）、
    ｔ：予め設定された角形鋼管の平板部の平均肉厚（ｍｍ）、
    Ｈ：予め設定された角形鋼管の平均辺長（ｍｍ）、
    ｒｎ－１：第（ｎ－１）スタンドの圧下における外周長の変化率、
    ｒｎ－２：第（ｎ－２）スタンドの圧下における外周長の変化率、
    ｅ：自然対数の底、である。
  5. 請求項１～３のいずれかに記載の角形鋼管が、柱材として用いられる建築構造物。
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