JPWO2017150665A1 - 低温用ｈ形鋼及びその製造方法 - Google Patents

Abstract

この低温用Ｈ形鋼は、所定の化学組成を有し、ＣＥＶ＝Ｃ＋Ｍｎ／６＋（Ｃｒ＋Ｍｏ＋Ｖ）／５＋（Ｎｉ＋Ｃｕ）／１５によって求められるＣＥＶが０．４０以下であり、フランジの板厚の外側から１／４の位置かつフランジ幅の外側から１／６の位置でのフェライト及びベイナイトの一方又は両方の面積率の合計が９０％以上、かつ、硬質相の面積率が１０％以下であり、有効結晶粒径が２０．０μｍ以下、かつ、硬質相の粒径が１０．０μｍ以下であり、円相当径が０．０１〜３．０μｍのＴｉ酸化物を３０個／ｍｍ２以上有し、フランジの板厚が１２〜５０ｍｍである。

Description

本発明は、低温環境で使用される建造物の構造部材などに用いられる低温用Ｈ形鋼及びその製造方法に関する。本願は、２０１６年０３月０２日に、日本に出願された特願２０１６−０３９９５７号に基づき優先権を主張し、その内容をここに援用する。

近年、寒冷地における資源開発に伴う関連設備の建造が増加している。このような寒冷地に建造される構造物には、低温靭性に優れたＨ形鋼を使用する必要がある。

このような要求に対し、例えば、特許文献１〜３では、フェライトの核生成サイトとなる酸化物を利用し、かつフェライトの粒成長を抑制するために熱間圧延後に加速冷却を施すことで、金属組織を微細化してＨ形鋼の靱性を高める方法が提案されている。
特許文献１〜３によれば、−５℃や−１０℃でのシャルピー吸収エネルギーに優れたＨ形鋼が得られる。しかしながら、近年、寒冷地で使用されるＨ形鋼に求められる低温靭性（例えば−４０℃での靱性）としては十分でなかった。

また、例えば特許文献４では、−４０℃でのシャルピー吸収エネルギーが２７Ｊ以上の低温靭性に優れたＨ形鋼が提案されている。特許文献４では、Ｎｂ、Ｖなどを添加せず、Ｃ含有量や、鋼中に固溶する窒素量（固溶Ｎ量）を低減し、加速冷却を適用することによってＨ形鋼の低温靭性を向上させている。
しかしながら、特許文献４では母材の靭性については評価されているものの、溶接熱影響部の低温靭性については考慮されていない。特許文献４では、ＴｉによってＮを固定し、ＴｉＮを生成させて固溶Ｎ量を低減させている。しかしながら、溶接によって１４００℃以上に加熱されると、ＴｉＮは鋼中に固溶してしまう。その結果、熱影響部、特に溶融線（ＦＬ）近傍において粗大な組織が生成することが懸念される。すなわち、特許文献４のようにＴｉＮを形成させて固溶Ｎ量を低減させた場合、母材の靭性向上には一定の効果を有するものの、溶接熱影響部（ＨＡＺ）では低温靭性が低下することが懸念される。

日本国特開平５−２６３１８２号公報 日本国特開平５−２７１７５４号公報 日本国特開平７−２１６４９８号公報 日本国特開２００６−２４９４７５号公報

本発明は、このような実情に鑑み、構造部材に求められる強度を確保しつつ、母材だけでなく、溶接熱影響部の低温靭性をも向上させた、低温用Ｈ形鋼及びその製造方法の提供を課題とする。

Ｎｂは、炭化物や窒化物などの析出物を生成する元素であり、特許文献４で含有が制限されているように、一般には靱性に悪影響を及ぼす元素である。しかしながら、Ｎｂは再結晶を抑制して結晶粒の微細化に寄与する元素であり、また、強度の上昇にも有用な元素である。そこで、本発明者らは、Ｎｂを含有させ、加速冷却を適用することで、Ｈ形鋼の強度及び靱性を確保することを試みた。

本発明者らによる検討の結果、Ｎｂを含有させた場合、加速冷却の冷却速度を高めて組織の微細化を促進させると、低温靱性を確保できるという知見が得られた。また、加速冷却を行うことによって、焼入れ性を高める合金元素の含有量を低減することが可能になり、その結果、硬質相の生成が抑制され、母材の低温靭性を確保できることがわかった。

さらに、本発明者らは、鋼中に粒内フェライトの核生成サイトとなるＴｉ酸化物（ＴｉＯ、ＴｉＯ_２、Ｔｉ_２Ｏ_３の総称であり、ＴｉＯ_Ｘと称することがある。）を析出させることで、ＦＬ近傍の組織が微細化し、ＨＡＺの低温靭性が向上することを見出した。具体的には、ＴｉＯ_Ｘが、ＦＬ近傍の粗大化したオーステナイトを粒内フェライトの生成によって微細化することによって、粒界フェライトや粗大なベイナイトの生成が抑制され、ＨＡＺの低温靭性が向上することがわかった。

一方で、ＴｉＯ_Ｘを利用する場合、鋼中のＴｉＮが減少するので、初期オーステナイトが粗大化しやすくなり、粗大な組織の形成による母材の靭性低下が問題になることが分かった。この問題に対し、本発明者らは、熱間圧延後の加速冷却条件を厳格に制御することによって、母材の低温靭性を確保できることを新たに知見した。

本発明は上記知見に基づいてなされたものであり、その要旨は以下のとおりである。

（１）本発明の一態様に係る低温用Ｈ形鋼は、質量％で、Ｃ：０．０３〜０．１３％、Ｍｎ：０．８０〜２．００％、Ｎｂ：０．００５〜０．０６０％、Ｔｉ：０．００５〜０．０２５％、Ｏ：０．０００５〜０．０１００％、Ｖ：０〜０．０８％、Ｃｕ：０〜０．４０％、Ｎｉ：０〜０．７０％、Ｍｏ：０〜０．１０％、Ｃｒ：０〜０．２０％、を含有し、Ｓｉ：０．５０％以下、Ａｌ：０．００８％以下、Ｃａ：０．００１０％以下、ＲＥＭ：０．００１０％以下、Ｍｇ：０．００１０％以下、Ｎ：０．０１２０％以下に制限し、残部がＦｅ及び不純物からなり、下記式（ａ）によって求められるＣＥＶが０．４０以下であり、フランジの板厚の外側から１／４の位置かつフランジ幅の外側から１／６の位置でのフェライト及びベイナイトの一方又は両方の面積率の合計が９０％以上、かつ、硬質相の面積率が１０％以下であり、有効結晶粒径が２０．０μｍ以下、かつ、硬質相の粒径が１０．０μｍ以下であり、円相当径が０．０１〜３．０μｍのＴｉ酸化物を３０個／ｍｍ^２以上有し、前記フランジの板厚が１２〜５０ｍｍである。
ＣＥＶ＝Ｃ＋Ｍｎ／６＋（Ｃｒ＋Ｍｏ＋Ｖ）／５＋（Ｎｉ＋Ｃｕ）／１５ ・・・（ａ）
ここで、Ｃ、Ｍｎ、Ｃｒ、Ｍｏ、Ｖ、Ｎｉ、Ｃｕは、各元素の質量％での含有量である。
（２）上記（１）に記載の低温用Ｈ形鋼は、質量％で、Ｖ：０．０１〜０．０８％、Ｃｕ：０．０１〜０．４０％、Ｎｉ：０．０１〜０．７０％、Ｍｏ：０．０１〜０．１０％、Ｃｒ：０．０１〜０．２０％からなる群から選択される１種又は２種以上を含有してもよい。
（３）本発明の別の態様に係る低温用Ｈ形鋼の製造方法は、上記（１）又は（２）に記載の低温用Ｈ形鋼の製造方法であって、（１）又は（２）に記載の低温用Ｈ形鋼と同じ化学成分からなる鋼を溶製する溶製工程と、前記溶製工程で得られた前記鋼を鋳造して鋼片を得る鋳造工程と、前記鋼片を、１１００〜１３５０℃に加熱し、その後、仕上温度が（Ａｒ_３−３０）℃以上９００℃以下となるように熱間圧延を行ってＨ形鋼を得る熱間圧延工程と、前記Ｈ形鋼を、冷却速度が１５℃／秒超となるようにフランジの内外面に水冷を行う加速冷却工程と、を有し、前記溶製工程では、Ｔｉを添加する直前の溶鋼の酸素濃度を０．００１５〜０．０１１０質量％の範囲に調整した後に、前記Ｔｉを添加し、前記加速冷却工程では、前記Ｈ形鋼のフランジ幅の外側から１／６の位置での冷却停止温度が表面温度で３００℃以下になるように、かつ、前記表面温度の復熱後の最高温度が３５０〜７００℃になるように前記水冷を行う。

本発明の上記態様によれば、高価な元素を多量に含有させることなく、強度を確保しつつ、−４０℃または−６０℃という低温における母材及び溶接熱影響部の靱性に優れ、さらに厳しい靭性評価である限界ＣＴＯＤ値が−２０℃において０．４０ｍｍ以上であるＨ形鋼（低温用Ｈ形鋼）を得ることが可能になる。したがって、本発明の上記態様によれば、経済性を損なうことなく、寒冷地に建造される建造物等の信頼性が向上するなど、産業上の貢献が極めて顕著である。

圧延後のＨ形鋼に冷却を行うための冷却装置（全断面水冷装置）を示す図である。 ０．０１〜３．０μｍのＴｉ酸化物の個数密度と−２０℃におけるＨＡＺの限界ＣＴＯＤ値との関係を説明する図である。 復熱温度と−６０℃におけるＨ形鋼の母材のシャルピー吸収エネルギーとの関係を説明する図である。 Ｈ形鋼の試験片採取位置を説明する図である。 Ｈ形鋼の製造工程の一例を説明する図である。 溶接部のシャルピー衝撃試験片を採取する際のノッチ位置を説明する図である。 溶接部のＣＴＯＤ試験片を採取する際のノッチ位置を説明する図である。 本実施形態における、フランジの冷却パターンの一例を示す模式図である。

本発明の一実施形態に係る低温用Ｈ形鋼（以下本実施形態に係るＨ形鋼という場合がある）は、所定の化学成分を有し、フランジの板厚の外側から１／４の位置かつフランジ幅の外側から１／６の位置でのフェライト及びベイナイトの一方又は両方の面積率の合計が９０％以上、硬質相の面積率が１０％以下であり、有効結晶粒径が２０．０μｍ以下、かつ、硬質相の粒径が１０．０μｍ以下であり、円相当径が０．０１〜３．０μｍのＴｉ酸化物を３０個／ｍｍ^２以上有し、フランジの板厚が１２〜５０ｍｍである。
以下、本実施形態に係る低温用Ｈ形鋼について説明する。

まず、本実施形態に係る低温用Ｈ形鋼の成分組成（化学成分）及びその限定理由について説明する。以下、化学成分に係る％は、断りがない限り質量％を意味する。

（Ｃ：０．０３〜０．１３％）
Ｃは、鋼の強化に有効な元素である。この効果を得るため、Ｃ含有量を０．０３％以上とする。Ｃ含有量は、０．０４％以上であることが好ましく、より好ましくは０．０５％以上である。一方、Ｃ含有量が０．１３％を超えると硬質相である島状マルテンサイト（ＭＡ）や疑似パーライトが増加し、母材や溶接熱影響部の靱性が低下する。したがって、Ｃ含有量を０．１３％以下とする。好ましくはＣ含有量を０．１０％以下、より好ましくは０．０８％未満とする。

（Ｍｎ：０．８０〜２．００％）
Ｍｎは、鋼の強度向上及び有効結晶粒径の微細化に有効な元素である。これらの効果を得るため、Ｍｎ含有量を０．８０％以上とする。Ｍｎ含有量は、好ましくは１．００％以上、より好ましくは１．２０％以上、更に好ましくは１．３０％以上である。一方、Ｍｎ含有量が２．００％を超えると、介在物の増加等によって、母材及び溶接熱影響部の靱性が低下する。したがって、Ｍｎ含有量を２．００％以下とする。好ましくは、１．８０％以下である。

（Ｎｂ：０．００５〜０．０６０％）
Ｎｂはフェライトを微細化させ、鋼の強度及び靭性を向上させる元素である。特に、本実施形態に係る低温用Ｈ形鋼では、母材、溶接熱影響部の低温靭性の確保のためにＣ含有量、Ｓｉ含有量を制限しており、Ｎｂの含有による強度の確保は有効である。これらの効果を得るため、Ｎｂ含有量を０．００５％以上とする。好ましくは０．０１０％以上である。一方、Ｎｂ含有量が０．０６０％を超えると、焼入れ性の向上に伴って、硬質相の増加及び／又は硬さの上昇が引き起こされ、靭性が低下する。したがって、Ｎｂ含有量を０．０６０％以下とする。より好ましくは０．０５０％以下である。

（Ｔｉ：０．００５〜０．０２５％）
Ｔｉは、フェライトの生成核となるＴｉ酸化物を形成するために必要な元素である。この効果を得るため、Ｔｉ含有量を０．００５％以上とする。好ましくは０．０１０％以上である。一方、Ｔｉ含有量が０．０２５％を超えると粗大なＴｉＮやＴｉＣが増加し、これらが脆性破壊の起点となる。そのため、Ｔｉ含有量を０．０２５％以下に制限する。好ましくは０．０２０％以下である。

（Ｏ：０．０００５〜０．０１００％）
Ｏは、Ｔｉ酸化物を形成する元素である。Ｔｉ酸化物を十分に生成させるために、Ｏ含有量を０．０００５％以上とする。好ましくは０．００１０％以上、より好ましくは０．００１５％以上、さらに好ましくは０．００２０％以上である。一方、Ｏ含有量が過剰になると、粗大な酸化物の生成が生成して靭性が低下する。粗大な酸化物の生成を抑制して靭性を確保するため、Ｏ含有量を０．０１００％以下に制限する。好ましくは０．００７０％以下、より好ましくは０．００５０％以下である。

（Ｓｉ：０．５０％以下）
Ｓｉは、脱酸元素であり、強度の向上にも寄与する元素である。しかしながら、Ｓｉは、Ｃと同様、硬質相を生成させる元素である。Ｓｉ含有量が０．５０％を超えると、硬質相の生成によって母材及び溶接熱影響部の靭性が低下するので、Ｓｉ含有量を０．５０％以下に制限する。Ｓｉ含有量は、０．３０％以下が好ましく、０．２０％以下がより好ましく、０．１０％以下が更に好ましい。Ｓｉ含有量の下限は規定せず、０％でもよいが、Ｓｉは有用な脱酸元素であるので、この効果を得るために０．０１％以上としてもよい。

（Ａｌ：０．００８％以下）
Ａｌは、Ｔｉよりも酸化物生成能が高い脱酸元素であり、Ｔｉ酸化物を十分に生成させる場合、含有量を制限すべき元素である。Ａｌ含有量が０．００８％を超えると、Ａｌ酸化物の生成によって、フェライトの生成核となるＴｉ酸化物の生成が阻害される。そのため、Ａｌ含有量を０．００８％以下に制限する。Ａｌ含有量は、０．００５％以下が好ましく、０．００２％以下がより好ましい。Ａｌ含有量の下限は規定せず、０％でもよい。

（ＲＥＭ：０．００１０％以下）
（Ｃａ：０．００１０％以下）
（Ｍｇ：０．００１０％以下）
ＲＥＭ（希土類元素）、Ｃａ及びＭｇは、Ａｌと同様、何れもＴｉより酸化物生成能が高い元素であるので、含有量を制限すべき元素である。ＲＥＭ、Ｃａ及びＭｇの含有量が０．００１０％を超えると、フェライトの生成核となるＴｉ酸化物の生成が大きく阻害されるので、ＲＥＭ、Ｃａ、Ｍｇの含有量をそれぞれ０．００１０％以下に制限する。ＲＥＭ、Ｃａ及びＭｇの含有量は、０．０００５％以下が好ましい。ＲＥＭ含有量、Ｃａ含有量及びＭｇ含有量の下限は規定せず、０％でもよい。

（Ｎ：０．０１２０％以下）
Ｎは、母材及び溶接熱影響部の靭性を低下させる元素である。Ｎ含有量が０．０１２０％を超えると、固溶Ｎの増大や粗大な析出物の形成によって低温靭性の低下が著しくなる。そのため、Ｎ含有量を０．０１２０％以下に制限する。Ｎ含有量は好ましくは０．０１００％以下、より好ましくは０．００７０％以下とする。一方、Ｎ含有量は０％でもよいが、Ｎ含有量を０．００２０％未満に低減しようとすると製鋼コストが高くなるので、Ｎ含有量を０．００２０％以上としてもよい。コストの観点から、Ｎ含有量は０．００３０％以上であってもよい。

本実施形態に係る低温用Ｈ形鋼は、上記元素を含み、残部がＦｅ及び不純物からなることを基本とする。しかしながら、Ｆｅの一部に代えて、強度及び靱性の向上を目的として、Ｖ、Ｃｕ、Ｎｉ、Ｍｏ、Ｃｒからなる群から選択される１種又は２種以上を更に含有させてもよい。ただし、これらの元素は必ずしも含有させる必要はない任意元素であるので、下限は０％である。また、これらの任意元素が後述する範囲未満含有されていたとしても、本実施形態に係る低温用Ｈ形鋼の特性を阻害しないので、許容される。また、不純物とは、鋼材を工業的に製造する際に、鉱石若しくはスクラップ等のような原料から、又は製造工程の種々の環境から混入する成分であって、鋼に悪影響を与えない範囲で許容されるものを意味する。

（Ｖ：０．０１〜０．０８％）
Ｖは、窒化物（ＶＮ）を形成し、鋼の強度を高める元素である。この効果を得る場合、Ｖ含有量を０．０１％以上とすることが好ましい。より好ましくは０．０２％以上、さらに好ましくは０．０３％以上である。一方、Ｖは高価な元素であるので、含有させる場合でも、Ｖ含有量の上限は０．０８％が好ましい。

（Ｃｕ：０．０１〜０．４０％）
Ｃｕは、強度の向上に寄与する元素である。この効果を得る場合、Ｃｕ含有量を０．０１％以上とすることが好ましい。より好ましくは０．１０％である。一方、Ｃｕ含有量が０．４０％を超えると強度が過剰に上昇し、低温靭性が低下する。そのため、含有させる場合でも、Ｃｕ含有量を０．４０％以下とする。Ｃｕ含有量は好ましくは０．３０％以下、より好ましくは０．２０％以下である。

（Ｎｉ：０．０１〜０．７０％）
Ｎｉは、強度及び靭性を高めるために、極めて有効な元素である。これらの効果を得る場合、Ｎｉ含有量を０．０１％以上とすることが好ましい。より好ましくは０．１０％以上、更に好ましくは０．２０％以上である。一方、Ｎｉは高価な元素であり、合金コストの上昇を抑制するため、含有させる場合でもＮｉ含有量を０．７０％以下とすることが好ましい。より好ましくは０．５０％以下である。

（Ｍｏ：０．０１〜０．１０％）
Ｍｏは、強度の向上に寄与する元素である。この効果を得る場合、Ｍｏ含有量を０．０１％以上とすることが好ましい。一方、Ｍｏ含有量が０．１０％を超えると、Ｍｏ炭化物（Ｍｏ_２Ｃ）の析出や硬質相の生成が促進され、溶接熱影響部の靱性が劣化することがある。そのため、含有させる場合でも、Ｍｏ含有量を０．１０％以下とすることが好ましい。Ｍｏ含有量は、０．０５％以下がより好ましい。

（Ｃｒ：０．０１〜０．２０％）
Ｃｒも強度の向上に寄与する元素である。この効果を得る場合、Ｃｒ含有量を０．０１％以上とすることが好ましい。一方、Ｃｒ含有量が０．２０％を超えると炭化物が生成し、靭性が低下することがある。そのため、含有させる場合でも、Ｃｒ含有量を０．２０％以下とすることが好ましい。より好ましくは０．１０％以下である。

（Ｐ、Ｓ）
不可避的に不純物として含有されるＰ、Ｓについては、含有量を特に限定しない。ただし、Ｐ、Ｓは、凝固偏析による溶接割れ、靱性低下の原因となるので、極力低減すべきである。Ｐ含有量は０．０２０％以下に制限することが好ましく、０．００２％以下に制限することがより好ましい。また、Ｓ含有量は、０．００２％以下に制限することが好ましい。

（ＣＥＶ：０．４０以下）
本実施形態に係る低温用Ｈ形鋼は、上述の通り、基本元素を含有し残部がＦｅ及び不純物からなる場合、及び、基本元素と任意元素とを含有し残部がＦｅ及び不純物からなる場合のいずれも許容される。
さらに、本実施形態に係る低温用Ｈ形鋼では、各元素の含有量に加えて、各元素の含有量から計算されるＣＥＶを０．４０以下にする必要がある。
ＣＥＶは、焼入れ性の指標であり、所定の強度を確保するためには高めることが好ましい。しかしながら、ＣＥＶが０．４０を超えると、溶接部の靱性が低下する。そのため、ＣＥＶを０．４０以下とする。一方、ＣＥＶを低減させると焼入れ性が低下し、組織が粗大化するおそれがあるので、ＣＥＶを０．２０以上とすることが好ましい。
ＣＥＶは、下記式（１）で求めることができる。下記式（１）において、Ｃ、Ｍｎ、Ｃｒ、Ｍｏ、Ｖ、Ｎｉ、Ｃｕは、各元素の質量％での含有量であり、含有されない場合は、これらの含有量を０としてＣＥＶを求める。

ＣＥＶ＝Ｃ＋Ｍｎ／６＋（Ｃｒ＋Ｍｏ＋Ｖ）／５＋（Ｎｉ＋Ｃｕ）／１５ ・・・（１）

次に、本実施形態に係る低温用Ｈ形鋼の金属組織、フランジの板厚及び特性について説明する。

本実施形態に係る低温用Ｈ形鋼の場合、フランジの特性が重要である。そのため、本実施形態に係る低温用Ｈ形鋼では、フランジの組織、特性を評価する。ただし、Ｈ形鋼では、その形状から、フランジの端部では熱間圧延時に温度が低下しやすく、中央部では温度低下し難いので、位置によって温度履歴が変化する。このため、本実施形態では、Ｈ形鋼の金属組織の観察及び機械特性（強度、シャルピー吸収エネルギー及びＣＴＯＤ特性）の測定は、図４に示すように、熱間圧延時に温度が低下し易いフランジの端部と、温度が低下し難い中央部との中間である、Ｈ形鋼の幅方向断面における、フランジの板厚（ｔ_ｆ）の外側から１／４の位置（（１／４）ｔ_ｆ）かつフランジ幅（Ｆ）の外側から１／６の位置（（１／６）Ｆ）から、試験片を採取して行う。圧延時の温度分布から、この位置では、Ｈ形鋼の平均的な機械特性が得られると考えられる。（３／４）ｔ_ｆかつ（１／６）Ｆの組織及び機械特性は、（１／４）ｔ_ｆかつ（１／６）Ｆと同等である。

（フェライト及びベイナイトの一方又は両方の面積率の合計：９０％以上）
（硬質相の面積率：１０％以下）
本実施形態に係る低温用Ｈ形鋼の金属組織は、フェライト及びベイナイトの一方又は両方の面積率の合計が９０％以上である。上限は特に制限せず、１００％でもよい。また、フェライト、ベイナイトのそれぞれの面積率を限定する必要はない。
一方、低温靭性を低下させるＭＡ、疑似パーライトの一方又は両方からなる硬質相の面積率は１０％以下に制限する。硬質相の面積率の下限は特に制限せず、０％でもよい。硬質相のうち、疑似パーライトは、パーライトに比べ、ラメラ状のセメンタイトが分断されているか、板状のセメンタイトの長手方向が粒内で揃っていない相である。疑似パーライトは、パーライトに比べて硬質であるため、低温靭性を低下させる。
本実施形態に係る低温用Ｈ形鋼は、フェライト、ベイナイト、硬質相以外の残部として、パーライトが含まれる場合がある。

（有効結晶粒径：２０．０μｍ以下）
（硬質相の粒径：１０．０μｍ以下）
有効結晶粒径は、フェライト、ベイナイト、疑似パーライト、ＭＡ、パーライトなどが混在する金属組織の靱性と相関がある。本実施形態に係る低温用Ｈ形鋼では、靱性を確保するために、有効結晶粒径を２０．０μｍ以下とする。有効結晶粒径は、１５°以上の方位差からなる大角粒界で囲まれる領域の円相当径である。
破壊の起点となる硬質相は、有効結晶粒径よりも微細にすることが必要であり、硬質相の粒径を１０．０μｍ以下とする。硬質相の粒径が１０．０μｍを超えると、靭性が低下する。

本実施形態に係る低温用Ｈ形鋼の金属組織の評価は、Ｈ形鋼の幅方向断面の図４に示す（１／４）ｔ_ｆ、かつ、（１／６）Ｆの位置から試料を採取し、光学顕微鏡及び電子線後方散乱回折法（ＥＢＳＤ）によって行う。
具体的には、光学顕微鏡によって、５００μｍ（フランジ長手方向）×４００μｍ（フランジ厚方向）の長方形内の領域を観察し、フェライト、ベイナイトの一方又は両方の面積率の合計、硬質相の面積率を測定する。このとき、硬質相の粒径の測定も行う。硬質相は、光学顕微鏡によってフェライト、ベイナイト、パーライトと判別して粒径を測定する。また、有効結晶粒径は、ＥＢＳＤによって、１５°以上の方位差からなる大角粒界で囲まれる領域を有効結晶粒として、その円相当径として求める。有効結晶粒径は、フェライト、ベイナイト、硬質相（疑似パーライト、ＭＡ）、残部（パーライト）を判別せず、ＥＢＳＤによって測定する。

（円相当径０．０１〜３．０μｍのＴｉ酸化物：３０個／ｍｍ^２以上）
円相当径が０．０１〜３．０μｍのＴｉ酸化物は粒内フェライトの核生成サイトとなる。円相当径０．０１〜３．０μｍのＴｉ酸化物は、ＦＬ近傍の粗大化したオーステナイトを粒内フェライトの生成によって微細化させ、粒界フェライトや粗大なベイナイトの生成を抑制する。０．０１〜３．０μｍのＴｉ酸化物の個数密度が３０個／ｍｍ^２以上の場合、ＨＡＺの−４０℃、−６０℃でのシャルピー吸収エネルギーが６０Ｊ以上になる。また、図２に示すように、−２０℃におけるＨＡＺの限界ＣＴＯＤ値が０．４０ｍｍ以上になる。一方、Ｔｉ酸化物が３０個／ｍｍ^２未満では、粒内フェライトの生成が不十分となり、ＨＡＺ靭性が低下する。従って、ＨＡＺ靭性を確保するために、円相当径が０．０１〜３．０μｍのＴｉ酸化物を３０個／ｍｍ^２以上とする。
上述の成分組成の範囲内では靱性に悪影響を及ぼすほどのＴｉ酸化物が生成することはないので個数密度の上限を規定する必要はない。ただし、ＨＡＺ靭性を高めるために、円相当径が０．０１〜３．０μｍのＴｉ酸化物の個数密度は１００個／ｍｍ^２以下が好ましい。

鋼中に存在するＴｉ酸化物の円相当径及び個数密度は、金属組織の評価と同様の部位から試料を採取して抽出レプリカを作製し、透過型電子顕微鏡（ＴＥＭ）によって合計で４ｍｍ^２以上の領域を観察し、撮影した写真を用いて測定する。本実施形態において、Ｔｉ酸化物とは、ＴｉＯ、ＴｉＯ_２、Ｔｉ_２Ｏ_３だけでなく、これらとＴｉを含まない酸化物との複合酸化物、更に、Ｔｉ酸化物や複合酸化物と硫化物との複合介在物も含む。粒内変態に寄与するＴｉ酸化物の円相当径は０．０１〜３．０μｍであり、円相当径が０．０１μｍ未満及び３．０μｍ超のＴｉ酸化物の個数は測定する必要がない。
観察された介在物がＴｉ酸化物であるかどうかは、形状等からも判断できるが、ＥＤＳやＥＰＭＡ等を用いて、Ｔｉ酸化物であることを確認してもよい。

（フランジの板厚：１２〜５０ｍｍ）
本実施形態に係る低温用Ｈ形鋼のフランジの板厚は、１２〜５０ｍｍとする。これは、低温用構造物に用いられるＨ形鋼には、板厚が１２〜５０ｍｍのサイズのＨ形鋼が多用されるためである。低温用構造物に用いられるＨ形鋼のフランジの板厚は、１６ｍｍ以上であることが好ましい。一方、フランジの板厚が５０ｍｍを超えると、圧下量が不足するために組織が粗大化し、脆性破壊を引き起こす可能性がある。フランジの板厚は、４０ｍｍ以下であることが好ましい。

ウェブの板厚は、一般的にフランジの板厚より薄くなるため、８〜４０ｍｍとすることが好ましい。フランジ／ウェブの板厚比に関してはＨ形鋼を熱間圧延で製造する場合を想定して、０．５〜２．５とすることが好ましい。フランジ／ウェブの板厚比が２．５を超えると、ウェブが波打ち状の形状に変形することがある。一方、フランジ／ウェブの板厚比が０．５未満の場合は、フランジが波打ち状の形状に変形することがある。

Ｈ形鋼の強度は、構造部材としての使用を想定し、常温の降伏点（ＹＰ）又は０．２％耐力が３３５ＭＰａ以上、引張強度（ＴＳ）が４６０ＭＰａ以上である。また、降伏比（ＹＲ）は、０．８０以上であることが好ましい。
また、母材及び溶接熱影響部の−４０℃及び−６０℃でのシャルピー吸収エネルギーの目標値は６０Ｊ以上である。母材の−４０℃及び−６０℃でのシャルピー吸収エネルギーは、好ましくは１００Ｊ以上である。また、遷移曲線（シャルピー試験温度と吸収エネルギーとの関係を示す曲線）を作成した際の吸収エネルギーの最高値が高い方が、構造物の信頼性が高くなるので、−５℃での母材の靭性（シャルピー吸収エネルギー）は、３００Ｊ以上であることが好ましい。更に、母材及び溶接熱影響部の−２０℃における限界ＣＴＯＤ値（き裂先端開口量）の目標値は０．４０ｍｍ以上であり、ｐｏｐ−ｉｎなどの脆性破壊が生じないことがより好ましい。溶接熱影響部の靱性は、最も高温に加熱され、粗粒になる溶融線（ＦＬ）をノッチ位置として評価する。鋼の靭性を示す指標として、シャルピー吸収エネルギーとＣＴＯＤ値とは同様の傾向を示す。しかしながら、その相関は明確でなく、シャルピー吸収エネルギーが目標値を満足しても、ＣＴＯＤ値が目標値を満足するとは言えない。本実施形態に係る低温用Ｈ形鋼では、シャルピー吸収エネルギー、ＣＴＯＤ値の両方が目標値を満足する場合に、低温靭性に優れると判断する。

次に、本実施形態に係る低温用Ｈ形鋼の製造方法について説明する。本実施形態に係る低温用Ｈ形鋼は、所定の化学成分を有するように溶製された溶鋼を連続鋳造等によって鋳造することによって得られた鋼片に対し、図５に示すように、加熱炉で加熱し、粗圧延機、中間圧延機及び仕上げ圧延機で、粗圧延、中間圧延、仕上圧延からなる熱間圧延を行い、全断面水冷装置によって加速冷却を行って製造する。熱間圧延のうち、粗圧延は、必要に応じて行えばよく、省略してもよい。
以下、各工程について説明する。

＜溶製工程＞
＜鋳造工程＞
（Ｔｉ添加直前の溶鋼中の酸素量：０．００１５〜０．０１１０％）
溶製工程及び鋳造工程（図示しない）では、任意の方法で上述した範囲に鋼（溶鋼）の化学成分を調整した後、鋳造し、鋼片を得る。
しかしながら、本実施形態に係る低温用Ｈ形鋼を得る場合、鋼中にＴｉ酸化物を形成させるため、成分調整時、Ｔｉを添加する直前の溶鋼に含まれる酸素量を制御する必要がある。溶鋼中の酸素量は、Ｔｉ酸化物の形成に十分な量を確保するため、０．００１５％以上とする。好ましくは０．００２５％以上である。一方、低温靭性を確保するには粗大な酸化物の生成を抑制する必要がある。そのため、溶鋼中の酸素量（酸素濃度）を０．０１１０％以下に制限する。好ましくは０．００９０％以下、より好ましくは０．００８０％以下である。Ｔｉを添加し、必要に応じて溶鋼の化学成分を調整した後、鋳造し、鋼片を得る。鋳造は、生産性の観点から、連続鋳造が好ましい。また、鋼片の厚みは、生産性の観点から、２００ｍｍ以上とすることが好ましく、偏析の低減や、熱間圧延における加熱温度の均質性などを考慮すると、３５０ｍｍ以下が好ましい。

＜熱間圧延工程＞
次に、加熱炉を用いて鋼片を加熱し、熱間圧延を行う。熱間圧延は、粗圧延機を用いて行う粗圧延、中間圧延機を用いる中間圧延、仕上圧延機を用いて行う仕上げ圧延からなる。粗圧延は中間圧延の前に、必要に応じて行う工程であり、鋼片の厚みと製品の厚みに応じて行う。また、中間圧延は、中間ユニバーサル圧延機（中間圧延機）と水冷装置（図示しない）とを用いてパス間水冷圧延を行ってもよい。

（鋼片の加熱温度：１１００〜１３５０℃）
熱間圧延に供する鋼片の加熱温度は、１１００〜１３５０℃とする。加熱温度が低いと変形抵抗が高くなるので、熱間圧延における造形性を確保するために加熱温度を１１００℃以上とする。Ｎｂなど、析出物を形成する元素を十分に固溶させるためには、鋼片の加熱温度を１１５０℃以上とすることが好ましい。特に、製品の板厚が薄い場合は、累積圧下率が大きくなるので、鋼片の加熱温度を１２００℃以上にすることが好ましい。一方、鋼片の加熱温度が１３５０℃を超えると、素材である鋼片の表面の酸化物が溶融して加熱炉内が損傷することがある。そのため、加熱温度は１３５０℃以下とする。組織を微細にするためには、鋼片の加熱温度を１３００℃以下にすることが好ましい。

熱間圧延の中間圧延では、制御圧延を行ってもよい。制御圧延は、圧延温度及び圧下率を制御して行う圧延方法である。熱間圧延の中間圧延では、パス間水冷圧延加工を１パス以上施すことが好ましい。パス間水冷圧延加工は、圧延パス間で水冷を行うことにより、フランジの表層部と内部とに温度差を付与し、圧延する方法である。パス間水冷圧延加工では、例えば、圧延パス間における水冷により、７００℃以下にフランジ表面温度を水冷した後、復熱過程で圧延する。

パス間水冷圧延加工を行う場合、中間ユニバーサル圧延機の前後に設けた水冷装置（図示しない）を用いて、圧延パス間の水冷を行うことが好ましく、水冷装置によるフランジ外側面のスプレー冷却とリバース圧延とを繰り返し行うことが好ましい。パス間水冷圧延加工では、圧下率が小さい場合でも、板厚の内部まで加工歪みを導入することができる。また、水冷により圧延温度を短時間で低下させることによって、生産性も向上する。

（熱間圧延の仕上温度：（Ａｒ_３−３０）℃以上９００℃以下）
熱間圧延の仕上温度は（Ａｒ_３−３０）℃以上９００℃以下とする。仕上温度が９００℃を超えると圧延後に粗大なオーステナイトが残存する。この粗大なオーステナイトが冷却によって粗大なベイナイトに変態すると脆性破壊の起点となり、靱性が低下する。好ましくは仕上温度を８５０℃以下とする。熱間圧延の仕上温度は、Ｈ形鋼の形状精度等を考慮して、フェライト変態の開始温度である（Ａｒ_３−３０）℃以上とする。Ａｒ_３は、下記式（２）によって求めることができる。下記式（２）おいて、Ｃ、Ｓｉ、Ｍｎ、Ｎｉ、Ｃｕ、Ｃｒ、Ｍｏは、各元素の質量％での含有量であり、含有しない場合は、これらの含有量を０としてＡｒ_３を求める。

Ａｒ_３＝８６８−３９６×Ｃ＋２４．６×Ｓｉ−６８．１×Ｍｎ−３６．１×Ｎｉ−２０．７×Ｃｕ−２４．８×Ｃｒ＋２９．６×Ｍｏ ・・・ （２）

また、熱間圧延として、鋼片を１１００〜１３５０℃に加熱して熱間圧延（一次圧延）し、５００℃以下に冷却した後、再度、１１００〜１３５０℃に加熱し、熱間圧延（二次圧延）を行う製造プロセス、いわゆる２ヒート圧延を採用してもよい。２ヒート圧延では、熱間圧延での１回あたりの塑性変形量が少なく、圧延工程での温度の低下も小さくなるため、加熱温度を低めにすることができる。

＜加速冷却工程＞
熱間圧延の終了後は、そのまま、仕上圧延機の出側に設けた水冷装置（全断面水冷装置）によって、フランジの内面及び外面に加速冷却を施す。仕上圧延機から全断面水冷装置までの間は空冷されるが、加速冷却の開始温度は熱間圧延の仕上温度と同等であるか、やや低下することがあっても、特性にはほとんど影響しない。また、フランジの内面及び外面に加速冷却を施すことにより、フランジの内外面の冷却速度が均一になり、材質及び形状精度を向上させることができる。ウェブの上面はフランジの内面に噴射した冷却水によって、上面側が冷却される。ウェブの反りを抑制するため、ウェブの下面側から冷却してもよい。

（加速冷却の冷却速度：１５℃／秒超）
加速冷却は、例えば、図１に示す水冷装置によって、Ｈ形鋼１のフランジ２の外面、内面ともに、スプレー冷却（スプレーノズル４からの冷却水５による冷却）によって行う。加速冷却の冷却速度は、有効結晶粒径の粗大化や、疑似パーライト及びＭＡの一方または両方からなる硬質相の生成を抑制して靭性を向上させ、かつ焼入れの効果によって強度を高めるため、１５℃／秒超とする。冷却速度が１５℃／秒超の加速冷却を施し、組織の微細化を図ることで、０．００５％以上のＮｂを含有させても、低温靭性を確保できる。一方、本実施形態に係る低温用Ｈ形鋼ではＴｉＯ_Ｘを生成させているので、鋼中のＴｉＮが減少し、初期オーステナイトが粗大化しやすい。そのため、加速冷却速度が１５℃／秒以下では粗大組織の生成による靭性低下が顕著となる。加速冷却の冷却速度は、好ましくは１８℃／秒以上、より好ましくは２０℃／秒以上とする。加速冷却の冷却速度の上限は限定しないが、形状精度を考慮すると、５０℃／秒以下が好ましい。
本実施形態において、加速冷却の冷却速度とは、図７に示すように、加速冷却開始時の表面温度と復熱後の表面温度との温度差（ΔＴ）を、水冷時間（Δｔ_１）で割って算出する。水冷終了から復熱完了までの時間（Δｔ_２）は、考慮しない。

（冷却停止温度：３００℃以下）
加速冷却は、Ｈ形鋼の表面温度が３００℃以下になるまで行う。冷却停止時（水冷終了時）のＨ形鋼の表面温度が３００℃超では、硬質相の増加や組織の粗大化により靭性が低下する。

（復熱による最高到達温度：３５０〜７００℃）
Ｈ形鋼の表面の温度は、加速冷却によって内部の温度に比べて早く低下するが、加速冷却を停止した後、内部からの熱伝導によって上昇し、内部温度と等しくなる。本実施形態では、このような復熱後に表面温度が到達する最高温度を一定の範囲内に制御するように加速冷却を行う。具体的には、復熱後のフランジ幅の外側から１／６の位置での表面の最高到達温度が、３５０〜７００℃となるように加速冷却を行う。復熱による最高到達温度が７００℃を超えると、有効結晶粒径の粗大化や硬質相（主に疑似パーライト）の増加によって靱性が低下する。一方、最高到達温度が３５０℃未満になると強度の上昇や硬質相（主にＭＡ）の増加によって低温靭性が低下する。図３に示すように、加速冷却後の復熱温度が３５０〜７００℃の間でＨ形鋼（母材）の低温靭性が向上しており、目標である６０Ｊ以上になる。

＜熱処理工程＞
加速冷却後、強度及び靭性を調整するために熱処理を施してもよい。この熱処理は、オーステナイトへの変態が開始する温度（Ａｃ_１）以下で行えばよいが、１００〜７００℃の範囲で行うことが好ましい。より好ましくは、下限を３００℃、上限を６５０℃とする。更に好ましくは、下限を４００℃、上限を６００℃とする。

次に、本発明の実施例について説明する。実施例での条件は、本発明の実施可能性及び効果を確認するために採用した一条件例であり、本発明は、この一条件例に限定されるものではない。本発明は、本発明の要旨を逸脱せず、本発明の目的を達成する限りにおいて、種々の条件を採用し得る。

表１及び２に示す成分組成を有する鋼を溶製し、連続鋳造により、厚みが２４０〜３００ｍｍの鋼片を製造した。鋼の溶製は転炉で行い、溶存酸素量を調整した後、Ｔｉを含む合金を添加して成分を調整し、必要に応じて、真空脱ガス処理を行った。
得られた鋼片を表３及び４に示す条件で、加熱し、熱間圧延を行い、加速冷却を施した。表３及び４の復熱温度は、加速冷却停止後の復熱による最高到達温度を意味する。熱間圧延では、粗圧延に続いて、中間ユニバーサル圧延機と、その前後に設けた水冷装置とを用いて、フランジ外側面のスプレー冷却とリバース圧延とを行った。表１及び表２に示した成分は、製造後のＨ形鋼から採取した試料を化学分析して求めた。

図４に示すように、Ｈ形鋼の幅方向断面におけるフランジの板厚（ｔ_ｆ）の外側から１／４の位置（（１／４）ｔ_ｆ）かつフランジ幅（Ｆ）の外側から１／６の位置（（１／６）Ｆ）から、圧延方向を長さ方向とする試験片を採取し、機械特性を測定した。機械特性として、降伏点（ＹＰ）、引張強度（ＴＳ）、−５℃、−４０℃及び−６０℃でのシャルピー吸収エネルギー（それぞれｖＥ_−５℃、ｖＥ_−４０℃、ｖＥ_−６０℃）を測定した。引張試験は、ＪＩＳ Ｚ ２２４１に準拠して常温で行い、シャルピー衝撃試験は、ＪＩＳ Ｚ ２２４２に準拠して−５℃、−４０℃及び−６０℃で行った。

また、これらの機械特性の測定に用いた試験片を採取した位置から試料を採取し、５００μｍ（長手方向）×４００μｍ（フランジ厚方向）の長方形内の領域について、光学顕微鏡で金属組織の観察を行って、フェライト、ベイナイトの一方又は両方の面積率の合計、硬質相の面積率及び粒径を測定した。金属組織の観察により、残部がパーライトであることも確認した。有効結晶粒径はＥＢＳＤによって測定した。円相当径が０．０１〜３．０μｍのＴｉ酸化物の個数は、金属組織の評価と同様の部位から試料を採取して抽出レプリカを作製し、４ｍｍ^２以上の領域についてＴＥＭを用いて測定した。

次に、ＣＴＯＤ試験片を作製し、Ｈ形鋼（母材）の−２０℃における限界ＣＴＯＤ値（き裂先端開口量）を測定した。ＣＴＯＤ試験片は、フランジ部の全厚を切り出して平滑試験片を作製し、元のウェブ表面の延長線上をノッチ位置として作製した。試験方法はＢＳ７４４８に従った。

また、以下の方法により、溶接熱影響部のＣＴＯＤ値及びシャルピー吸収エネルギーを測定した。試験片の採取位置はＥＮ１０２２５に従った。まず、Ｈ形鋼（母材）のフランジ部を切り出し、レ型開先を施し、溶接入熱３５ｋＪ／ｃｍにて、サブマージアーク溶接を行った。そして、開先の垂直側のボンド部において、図６Ａに示すＦＬをノッチ位置とする試験片を採取し、シャルピー衝撃試験を行った。ＣＴＯＤ試験はノッチ位置が図６Ｂに示すＦＬとなるように試験片を採取して行った。そして、母材の試験と同様にして、溶接熱影響部の−４０℃及び６０℃でのシャルピー吸収エネルギーと−２０℃における限界ＣＴＯＤ値（き裂先端開口量）とを測定した。このように、最も高温に加熱されるＦＬをノッチ位置として、溶接熱影響による粗粒域の靱性を評価した。

結果を表５及び６に示す。Ｈ形鋼の各特性の目標値は、常温の降伏点（ＹＰ）又は０．２％耐力が３３５ＭＰａ以上、引張強度（ＴＳ）が４６０〜６２０ＭＰａ、−４０℃及び−６０℃のシャルピー吸収エネルギーが何れも６０Ｊ以上であり、−２０℃におけるＣＴＯＤ値は０．４０ｍｍ以上である。溶接熱影響部のシャルピー吸収エネルギー及びＣＴＯＤ値の目標値は、母材と同じである。

表５に示すように、本発明例であるＮｏ．１〜２１は、常温の０．２％耐力（ＹＰ）が高く、引張強度（ＴＳ）目標値の範囲内であり、かつ、シャルピー吸収エネルギー及び限界ＣＴＯＤ値も、母材、溶接熱影響部ともに目標を十分に満たしている。

一方、表６に示すように、Ｎｏ．２２はＣ含有量が少ないため強度が不足している。Ｎｏ．２３はＣ含有量が多く、Ｎｏ．２４はＳｉ含有量が多く、Ｎｏ．３９はＣＥＶが高く、硬質相の増加及び粗大化によって靱性が低下している。Ｎｏ．２５はＭｎ含有量が少なく、Ｎｏ．２７はＮｂ量が少ないため、有効結晶粒径が大きくなり、強度及び靱性が低下している。Ｎｏ．２６、２９、３０及び３１は、それぞれ、Ｍｎ含有量、Ｔｉ含有量、Ｏ含有量及びＮ含有量が多く、介在物に起因して靱性が低下している。Ｎｏ．２８は、Ｎｂ含有量が多く、焼入れ性の向上に伴って、硬質相の増加及び／又は硬さの上昇が引き起こされ、靭性が低下した。Ｎｏ．３５はＯ（酸素）含有量が少なく、十分なＴｉＯ_Ｘが生成しなかったために継手の靭性が低下している。Ｎｏ．３６はＣａ含有量が過剰であり、Ｎｏ．３７はＴｉ含有量が不足しており、Ｎｏ．４１は、Ａｌ含有量が過剰であり、何れも十分なＴｉＯ_Ｘが生成しなかったため、継手の靭性が低下している。Ｎｏ．３８は、製鋼工程においてＴｉを添加する直前の溶鋼に含まれる酸素量が少なく、十分なＴｉＯ_Ｘが生成しなかったために継手の靭性が低下している。

Ｎｏ．３２は加速冷却の停止温度が高く、Ｎｏ．３３は冷却速度が遅いため、有効結晶粒径が大きくなり、強度及び靱性が低下している。Ｎｏ．３４は仕上温度が高い例であり、靭性が低下している。Ｎｏ．４０は、復熱温度が低く、硬質相が増加して母材靭性が低下している。

本発明のＨ形鋼は、例えば、ＦＰＳＯ（Ｆｌｏａｔｉｎｇ Ｐｒｏｄｕｃｔｉｏｎ，Ｓｔｏｒａｇｅ ａｎｄ Ｏｆｆｌｏａｄｉｎｇ Ｓｙｓｔｅｍ：浮体式海洋石油・ガス生産貯蔵積出設備）、即ち洋上で、石油・ガスを生産し、製品を設備内のタンクに貯蔵し、直接、輸送タンカへの積出しを行う設備等に好適である。

１ Ｈ形鋼
２ フランジ
３ ウェブ
４ スプレーノズル
５ 冷却水

Claims (3)

1. 質量％で、
   Ｃ：０．０３〜０．１３％、
   Ｍｎ：０．８０〜２．００％、
   Ｎｂ：０．００５〜０．０６０％、
   Ｔｉ：０．００５〜０．０２５％、
   Ｏ：０．０００５〜０．０１００％、
   Ｖ：０〜０．０８％、
   Ｃｕ：０〜０．４０％、
   Ｎｉ：０〜０．７０％、
   Ｍｏ：０〜０．１０％、
   Ｃｒ：０〜０．２０％、
   を含有し、
   Ｓｉ：０．５０％以下、
   Ａｌ：０．００８％以下、
   Ｃａ：０．００１０％以下、
   ＲＥＭ：０．００１０％以下、
   Ｍｇ：０．００１０％以下、
   Ｎ：０．０１２０％以下
   に制限し、残部がＦｅ及び不純物からなり、
   下記式（１）によって求められるＣＥＶが０．４０以下であり、
   フランジの板厚の外側から１／４の位置かつフランジ幅の外側から１／６の位置での、フェライト及びベイナイトの一方又は両方の面積率の合計が９０％以上、かつ、硬質相の面積率が１０％以下であり、
   有効結晶粒径が２０．０μｍ以下、かつ、硬質相の粒径が１０．０μｍ以下であり、
   円相当径が０．０１〜３．０μｍのＴｉ酸化物を３０個／ｍｍ^２以上有し、
   前記フランジの板厚が１２〜５０ｍｍである
   ことを特徴とする低温用Ｈ形鋼。
   ＣＥＶ＝Ｃ＋Ｍｎ／６＋（Ｃｒ＋Ｍｏ＋Ｖ）／５＋（Ｎｉ＋Ｃｕ）／１５ ・・・（１）
   ここで、Ｃ、Ｍｎ、Ｃｒ、Ｍｏ、Ｖ、Ｎｉ、Ｃｕは、各元素の質量％での含有量である。
2. 質量％で、
   Ｖ：０．０１〜０．０８％、
   Ｃｕ：０．０１〜０．４０％、
   Ｎｉ：０．０１〜０．７０％、
   Ｍｏ：０．０１〜０．１０％、
   Ｃｒ：０．０１〜０．２０％
   からなる群から選択される１種又は２種以上を含有する
   ことを特徴とする請求項１に記載の低温用Ｈ形鋼。
3. 請求項１又は２に記載の低温用Ｈ形鋼の製造方法であって、
   請求項１又は２に記載の低温用Ｈ形鋼と同じ化学成分からなる鋼を溶製する溶製工程と、
   前記溶製工程で得られた前記鋼を鋳造して鋼片を得る鋳造工程と、
   前記鋼片を、１１００〜１３５０℃に加熱し、その後、仕上温度が（Ａｒ_３−３０）℃以上９００℃以下となるように熱間圧延を行ってＨ形鋼を得る熱間圧延工程と、
   前記Ｈ形鋼を、冷却速度が１５℃／秒超となるようにフランジの内外面に水冷を行う加速冷却工程と、
   を有し、
   前記溶製工程では、Ｔｉを添加する直前の溶鋼の酸素濃度を０．００１５〜０．０１１０質量％の範囲に調整した後に、前記Ｔｉを添加し、
   前記加速冷却工程では、前記Ｈ形鋼のフランジ幅の外側から１／６の位置での冷却停止温度が表面温度で３００℃以下になるように、かつ、前記表面温度の復熱後の最高温度が３５０〜７００℃になるように前記水冷を行う
   ことを特徴とする低温用Ｈ形鋼の製造方法。

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