KR20230059820A - 각형 강관 및 그 제조 방법 그리고 건축 구조물 - Google Patents

Abstract

각형 강관 및 그 제조 방법 그리고 건축 구조물을 제공한다. 본 발명은, 평판부와 모서리부를 갖는 각형 강관으로서, 모서리부의 외측의 곡률 반경 R 이, 평판부의 평균 두께를 t (㎜) 로 할 때, 2.0 t 이상 3.0 t 이하이고, 평판부의 외면의 평탄도가, 2.5 ㎜ 이하이고, 모서리부의 외면으로부터 두께 방향으로 1/4 t 의 위치에 있어서의 균일 연신 E2 가, 평판부의 외면으로부터 두께 방향으로 1/4 t 의 위치에 있어서의 균일 연신 E1 에 대해 0.60 배 이상이며, 모서리부의 외면으로부터 두께 방향으로 1/4 t 의 위치에 있어서의 -10 ℃ 에서의 샤르피 흡수 에너지가 100 J 이상이다.

Description

각형 강관 및 그 제조 방법 그리고 건축 구조물

본 발명은, 특히, 높이 20 m 를 초과하는 중층 건축물이나, 공장, 창고 등의 대형 건축물의 건축 부재에 바람직하게 사용되는, 각형 강관 및 그 제조 방법에 관한 것이다. 또, 본 발명의 각형 강관을 기둥재에 사용한 건축 구조물에 관한 것이다.

건축물의 기둥재에는, 내진성의 관점에서, 높은 연성 (延性) 및 인성 (靭性) 이 요구된다.

기둥재에 사용되는 모서리부 및 평판부를 갖는 각형 강관은, 지진력 등의 큰 외력을 받을 때에, 특히 모서리부의 외면이 크게 변형된다. 이 때문에, 각형 강관은, 모서리부의 외면의 연성 및 인성을 충분히 높일 필요가 있다.

냉간 롤 성형 각형 강관 (롤 성형 각형 강관) 은, 건축물의 기둥재로서 널리 사용되고 있는 각형 강관이다. 이것은, 강대를 냉간 롤 성형에 의해 원통상의 오픈관으로 하고, 오픈관의 맞댐 부분을 전봉 용접하여 전봉 강관으로 한 후, 전봉 강관의 상하 좌우에 배치된 롤을 사용하여, 전봉 강관에 대해 원통상인 채로 관축 방향으로 조임을 가하여, 계속해서 각형으로 성형함으로써 제조된다. 상기 전봉 용접에 있어서는, 맞댐 부분이 가열되어 용융되고, 압접되어 응고됨으로써 접합이 완료된다.

그러나, 롤 성형 각형 강관은, 생산성이 높은 반면, 제조시에 모서리부가 크게 가공 경화되기 때문에, 모서리부의 연성 및 인성이, 평판부와 비교하여 낮다는 문제가 있었다.

또, 기둥재에 사용되는 각형 강관에는, 건설 현장에 있어서의 시공성 및 건축물의 의장성의 관점에서, 각형 강관의 모서리부의 곡률 반경은 작은 편이 바람직하다는 요구도 있다. 이것은, 기둥재의 평판부의 면적이 넓은 것이, 기둥재와 들보재의 접합 가능한 면적이 넓어, 보다 자유도가 높은 건축 설계가 가능해지기 때문이다.

그러나, 롤 성형 각형 강관은, 평균 변길이 (H) 에 대한 평균 두께 (t) 의 비 (즉, t/H) 가 클수록, 강대를 성형하는 데에 필요한 둘레 방향 굽힘 변형이 커져, 모서리부의 가공 경화량이 커진다. 또, 모서리부의 곡률 반경이 작을수록, 모서리부를 성형하는 데에 필요한 둘레 방향 굽힘 변형이 커져, 모서리부의 가공 경화량이 커진다. 그 때문에, 상기 평균 변길이 (H) 에 대한 평균 두께 (t) 의 비 (t/H) 가 크고, 또한, 모서리부의 곡률 반경이 작은 롤 성형 각형 강관에서는, 모서리부의 연성 및 인성이 특히 낮아, 충분한 내진 성능을 확보하는 것이 곤란하였다.

여기서, 상기한 「평균 두께 (t)」란, 용접부 (전봉 용접부) 를 포함하는 평판부를 제외한, 3 개의 평판부의 관 둘레 방향 중앙 위치에 있어서의 두께 (㎜) 의 평균치이다. 상기한 「평균 변길이 (H)」란, 모서리부를 사이에 두고 인접하는 2 개의 평판부의 변길이의 평균치이다.

이와 같은 요구에 대해, 예를 들어, 특허문헌 1 ∼ 특허문헌 4 에 기재된 각형 강관이 제안되어 있다.

특허문헌 1 에는, 화학 성분으로서 바나듐을 첨가하고 있는 강판을 절곡 가공한 후 용접하여 반성형 각형 강관으로 하고, 이 반성형 각형 강관을 A₃ 변태점의 부근으로 가열하여 열간 성형한 후, 냉각하여 얻어진 각형 강관이 제안되어 있다. 이 각형 강관은, 내력과 인성을 개선하여, 코너부의 형상을 샤프하게 형성하는 것이 개시되어 있다.

특허문헌 2 에는, 냉간 성형부에 열처리를 실시한 각형 강관이 제안되어 있다. 이 각형 강관은, 냉간 성형부의 기계적 성질이나 용접성을 개선한 것이 개시되어 있다.

특허문헌 3 에는, 소재 강판의 화학 성분과, 금속 조직의 베이나이트 분율 및 모서리부의 표층부의 비커스 경도를 적절히 제어함으로써, 모서리부의 인성 및 소성 변형능을 개선한 각형 강관이 제안되어 있다.

특허문헌 4 에는, 소재 강판의 화학 성분과, 금속 조직의 경질상 및 페라이트의 평균 결정 입경을 적절히 제어함으로써, 모서리부의 인성을 개선한 각형 강관이 제안되어 있다.

그런데, 롤 성형 각형 강관은, 형상 특성을 향상시킨 기술, 특히는, 평판부의 평탄도의 향상과 모서리부의 곡률 반경의 저감을 양립시킨 기술의 확립도 요구되고 있다. 이 요구에 대해서는, 예를 들어 특허문헌 5 및 특허문헌 6 에, 롤 성형시의 제조 조건을 조정함으로써, 형상 특성을 개선하는 기술이 제안되어 있다.

구체적으로, 특허문헌 5 에는, 강관을, 3 단 또는 4 단의 각 (角) 성형 롤로, 또한 최종단 롤의 압하율을 일정하게 각관 성형할 때, 강관의 두께/외경비가 커짐에 따라, 최종단의 롤 캘리버를 작게 하여 (볼록형에서 오목형으로 하여) 성형하는 각 강관의 성형 방법이 제안되어 있다.

특허문헌 6 에는, 원통상의 소관 (素管) 을 각관으로 롤 성형할 때, 소관의 외경을 D, 소관의 두께를 t, 최대 캘리버 높이를 H 로 할 때, Q = (D-H)/(D-t) × 100 으로 정의되는 설정 압입률 (Q) 을 12 ∼ 23 ％ 의 범위로 유지하여 소관을 직사각형 단면 형상으로 성형하는 제 1 단의 성형 공정과, 직사각형 단면 형상으로 성형된 소관을 목표 형상으로 성형하는 제 2 단 이후의 성형 공정을 거치는 구조용 각관의 제조 방법이 제안되어 있다.

일본 공개특허공보 2004-330222호 일본 공개특허공보 평10-60580호 일본 특허 제5385760호 일본 공개특허공보 2018-53281호 일본 공개특허공보 평4-224023호 일본 특허 제3197661호

그러나, 특허문헌 1 및 특허문헌 2 에 기재된 각형 강관은, 성형시 또는 성형 후에 가열 공정을 필요로 하기 때문에, 냉간으로 성형한 롤 성형 각형 강관과 비교하여 매우 비용이 높았다. 그 때문에, 성형시 또는 성형 후의 가열 공정을 필요로 하지 않고, 원하는 각형 강관을 얻는 기술의 확립이 요구되고 있다.

또, 특허문헌 3 및 특허문헌 4 에 기재된 각형 강관은, 성형시의 가공 경화에 의한 모서리부의 균일 연신의 저하를 충분히 억제할 수 없기 때문에, 모서리부의 외면의 연성 및 인성이 충분히 확보되어 있다고는 할 수 없었다.

또한, 특허문헌 5 및 특허문헌 6 에 기재된 기술은, 모서리부의 가공 경화를 억제하면서 성형할 수 없기 때문에, 각형 강관의 평판부의 평탄도 향상과 모서리부의 곡률 반경 저감을 양립시킴과 함께, 모서리부의 외면의 연성 및 인성을 충분히 확보하는 기술로는 충분하다고는 할 수 없었다.

본 발명은, 상기 사정을 감안하여 이루어진 것으로서, 형상 특성, 모서리부의 외면의 연성 및 인성이 우수한 각형 강관 및 그 제조 방법을 제공하는 것, 그리고 우수한 내진 성능을 갖는 건축 구조물을 제공하는 것을 목적으로 한다.

여기서, 본 발명에서 말하는 「형상 특성이 우수하다」란, 모서리부의 곡률 반경이 작고, 또한 평판부가 평탄한 각형 강관을 가리킨다.

상기의 「모서리부의 곡률 반경이 작다」란, 모서리부의 외측의 곡률 반경 (R) 이 소정 범위 내로 제어되어 있는 것, 구체적으로는, 평판부의 평균 두께를 t (㎜) 로 할 때, 모서리부의 외측의 곡률 반경 (R) 이 2.0 t 이상 3.0 t 이하인 것을 가리킨다.

상기의 「평판부가 평탄하다」란, 평판부의 외면의 관축 방향에 있어서의 평탄도가 2.5 ㎜ 이하인 것, 구체적으로는, 관축 방향으로 수직인 면의 단면에 있어서, 평판부의 외면의 동일 변 상에 있어서의 둘레 방향 양단의 2 점을 통과하는 직선에 대한 최대 팽창량 및 최대 함몰량으로 나타내는 절대치의 최대가, 2.5 ㎜ 이하인 것을 가리킨다 (후술하는 도 10 을 참조).

또, 본 발명에서 말하는 「모서리부의 외면의 연성이 우수하다」란, 평판부 및 모서리부의 평균 두께를 t 로 할 때, 모서리부의 외면으로부터 두께 방향으로 1/4 t 위치에 있어서의 균일 연신 E2 가, 평판부의 외면으로부터 두께 방향으로 1/4 t 위치에 있어서의 균일 연신 E1 에 대해 0.60 배 이상인 것을 가리킨다.

또, 본 발명에서 말하는 「모서리부의 외면의 인성이 우수하다」란, 모서리부의 외면으로부터 두께 방향으로 1/4 t 위치에 있어서의, -10 ℃ 에 있어서의 모서리부의 샤르피 흡수 에너지가 100 J 이상인 것을 가리킨다.

또한, 상기 서술한 곡률 반경, 평탄도, 균일 연신 및 인성은, 후술하는 실시예에 기재된 방법으로 측정할 수 있다.

본 발명자들은, 상기 과제를 해결할 수 있도록 예의 검토를 실시하였다. 그 결과, 각 성형 스탠드 출측에 있어서의 각형 강관의 둘레 길이에 대해, 소재 강판의 판폭 및 각 성형 스탠드 입측에 있어서의 전봉 강관의 둘레 길이를 적절한 범위로 관리함으로써, 모서리부의 곡률 반경이 작고, 평판부가 평탄하고, 또한, 모서리부의 외면의 연성 및 인성이 우수한 각형 강관을 제조할 수 있는 것을 알아내었다.

본 발명은, 상기 지견에 기초하여 완성시킨 것으로, 하기의 요지로 이루어진다.

[1] 평판부와 모서리부를 갖는 각형 강관으로서,

상기 모서리부의 외측의 곡률 반경 R 이, 상기 평판부의 평균 두께를 t (㎜) 로 할 때, 2.0 t 이상 3.0 t 이하이고,

상기 평판부의 외면의 평탄도가, 2.5 ㎜ 이하이고,

상기 모서리부의 외면으로부터 두께 방향으로 1/4 t 의 위치에 있어서의 균일 연신 E2 가, 상기 평판부의 외면으로부터 두께 방향으로 1/4 t 의 위치에 있어서의 균일 연신 E1 에 대해 0.60 배 이상이며,

상기 모서리부의 외면으로부터 두께 방향으로 1/4 t 의 위치에 있어서의 -10 ℃ 에서의 샤르피 흡수 에너지가 100 J 이상인, 각형 강관.

[2] 상기 평균 두께 t 가, 상기 평판부의 평균 변길이 H (㎜) 에 대해 0.030 배 초과인, [1] 에 기재된 각형 강관.

[3] 상기 평균 두께 t 가 20 ㎜ 이상 40 ㎜ 이하인, [1] 또는 [2] 에 기재된 각형 강관.

[4] 상기 평판부의 항복 강도가 295 ㎫ 이상이며,

상기 평판부의 인장 강도가 400 ㎫ 이상이며,

상기 모서리부의 항복비가 90 ％ 이하인, [1] ∼ [3] 중 어느 하나에 기재된 각형 강관.

[5] 상기 각형 강관의 성분 조성은, 질량％ 로,

C : 0.020 ∼ 0.45 ％,

Si : 0.01 ∼ 1.0 ％,

Mn : 0.30 ∼ 3.0 ％,

P : 0.10 ％ 이하,

S : 0.050 ％ 이하,

Al : 0.005 ∼ 0.10 ％,

N : 0.010 ％ 이하,

Ti : 0.001 ∼ 0.15 ％ 를 포함하고, 잔부가 Fe 및 불가피적 불순물로 이루어지고,

상기 평판부의 두께 중앙에 있어서의 강 조직은,

페라이트와 베이나이트의 체적률의 합계가, 평판부의 두께 중앙에 있어서의 강 조직 전체에 대해 70 ％ 이상 95 ％ 이하이며, 잔부가 펄라이트, 마텐자이트, 오스테나이트에서 선택되는 1 종 또는 2 종 이상으로 이루어지고,

이웃하는 결정의 방위차가 15°이상의 경계로 둘러싸인 영역을 결정립으로 했을 때,

상기 결정립의 평균 결정 입경이 15.0 ㎛ 이하이며,

결정 입경으로 40 ㎛ 이상의 상기 결정립의 체적률의 합계가, 평판부의 두께 중앙에 있어서의 강 조직 전체에 대해 40 ％ 이하인, [1] ∼ [4] 중 어느 하나에 기재된 각형 강관.

[6] 상기 성분 조성에 더하여 추가로, 질량％ 로,

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 ％

에서 선택되는 1 종 또는 2 종 이상을 포함하는, [1] ∼ [5] 중 어느 하나에 기재된 각형 강관.

[7] [1] ∼ [6] 중 어느 하나에 기재된 각형 강관의 제조 방법으로서,

강판을 냉간 롤 성형하고, 상기 강판의 폭 방향 양단부를 전봉 용접하여 전봉 강관으로 한 후, 상기 전봉 강관을 사이징 스탠드에 의해 축경하고, 이어서 각 성형 스탠드에 의해 각 성형하여 각형 강관을 제조할 때에,

상기 각 성형 스탠드의 출측에 있어서의 각형 강관의 둘레 길이 C_OUT 에 대한 상기 강판의 판폭 W 의 비가 식 (1) 을 만족하고, 또한, 상기 각 성형 스탠드의 출측에 있어서의 각형 강관의 둘레 길이 C_OUT 에 대한 상기 각 성형 스탠드의 입측에 있어서의 전봉 강관의 둘레 길이 C_IN 의 비가 식 (2) 를 만족하도록, 각 성형 직전의 상기 사이징 스탠드의 롤의 갭 및 상기 각 성형 스탠드의 롤의 갭을 제어하는, 각형 강관의 제조 방법.

1.000 ＋ 0.050 × t/H ＜ W/C_OUT ＜ 1.000 ＋ 0.50 × t/H···식 (1)

0.30 × t/H ＋ 0.99 ≤ C_IN/C_OUT ＜ 0.50 × t/H ＋ 0.99···식 (2)

여기서, 식 (1) 및 식 (2) 에 있어서,

W : 소재인 강판의 판폭 (㎜),

C_IN : 제 1 단째의 각 성형 스탠드의 입측에 있어서의 전봉 강관의 둘레 길이 (㎜),

C_OUT : 최종단의 각 성형 스탠드의 출측에 있어서의 각형 강관의 둘레 길이 (㎜),

t : 각 성형 후의 평판부의 평균 두께 (㎜),

H : 각 성형 후의 평판부의 평균 변길이 (㎜),

이다.

단, 1 단의 각 성형 스탠드에 의해 각 성형을 실시하는 경우에는, 상기 제 1 단째의 각 성형 스탠드와 상기 최종단의 각 성형 스탠드는, 동일한 각 성형 스탠드를 가리키는 것으로 한다.

[8] 상기 강판은, 강 소재를, 가열 온도 : 1100 ℃ 이상 1300 ℃ 이하로 가열한 후, 조압연 종료 온도 : 850 ℃ 이상 1150 ℃ 이하, 마무리 압연 종료 온도 : 750 ℃ 이상 900 ℃ 이하, 또한, 950 ℃ 이하에서의 합계 압하율 : 50 ％ 이상인 열연 처리를 실시하고,

이어서, 두께 중심 온도에서 평균 냉각 속도 : 5 ℃/s 이상 30 ℃/s 이하, 냉각 정지 온도 : 400 ℃ 이상 650 ℃ 이하에서 냉각을 실시하고,

이어서, 400 ℃ 이상 650 ℃ 이하에서 권취하는, [7] 에 기재된 각형 강관의 제조 방법.

[9] 상기 평균 두께 t 가, 상기 평판부의 평균 변길이 H 에 대해 0.030 배 초과인, [7] 또는 [8] 에 기재된 각형 강관의 제조 방법.

[10] 상기 평균 두께 t 가 20 ㎜ 이상 40 ㎜ 이하인, [7] ∼ [9] 중 어느 하나에 기재된 각형 강관의 제조 방법.

[11] [1] ∼ [6] 중 어느 하나에 기재된 각형 강관을 기둥재에 사용한 건축 구조물.

본 발명에 의하면, 형상 특성이 우수하고, 또한, 모서리부의 외면의 연성 및 인성이 우수한 각형 강관 및 그 제조 방법, 그리고 건축 구조물을 제공하는 것이 가능해진다.

이로써, 모서리부의 곡률 반경이 작고, 평판부가 평탄하고, 또한, 모서리부의 외면의 연성 및 인성이 우수한 냉간 롤 성형 각형 강관을 제조할 수 있다. 또, 본 발명의 각형 강관을 기둥재로서 사용한 건축 구조물은, 종래의 냉간 롤 성형 각형 강관을 사용한 건축 구조물과 비교하여, 보다 우수한 내진 성능을 발휘한다.

도 1 은 본 발명의 각형 강관의 관축 방향에 대해 수직인 단면을 나타내는 개략도이다.
도 2 는 본 발명에 있어서의 전봉 강관의 조관 (造管) 공정을 나타내는 모식도이다.
도 3 은 본 발명의 각형 강관의 성형 과정을 나타내는 모식도이다.
도 4 는 전봉 강관의 용접부에 있어서의 용융 응고부를 설명하는 개략도이다.
도 5 는 본 발명의 건축 구조물의 일례를 나타내는 개략도이다.
도 6 은 본 발명에서 실시한 평판부 및 모서리부의 인장 시험편의 채취 위치를 나타내는 개략도이다.
도 7 은 본 발명에서 실시한 모서리부의 인장 시험편의 상세한 채취 위치를 나타내는 개략도이다.
도 8 은 본 발명에서 실시한 모서리부의 샤르피 시험편의 채취 위치를 나타내는 개략도이다.
도 9 는 본 발명에서 실시한 모서리부의 샤르피 시험편의 상세한 채취 위치를 나타내는 개략도이다.
도 10 은 본 발명에서 실시한 평탄도의 측정 방법을 설명하는 개략도이다.

본 발명에 대해, 도면을 참조하면서 설명한다. 또한, 이 실시형태에 의해 본 발명이 한정되는 것은 아니다.

＜각형 강관＞

본 발명은, 평판부와 모서리부를 갖는 각형 강관으로서, 모서리부의 외측의 곡률 반경 (R) 이, 평판부의 평균 두께를 t (㎜) 로 할 때, 2.0 t 이상 3.0 t 이하이고, 평판부의 외면의 관축 방향에 있어서의 평탄도가, 2.5 ㎜ 이하이고, 모서리부의 외면으로부터 두께 방향으로 1/4 t 위치에 있어서의 균일 연신 E2 가, 평판부의 외면으로부터 두께 방향으로 1/4 t 위치에 있어서의 균일 연신 E1 에 대해 0.60 배 이상이며, 모서리부의 외면으로부터 두께 방향으로 1/4 t 위치에 있어서의 -10 ℃ 에서의 샤르피 흡수 에너지가 100 J 이상이다.

도 1 에는 본 발명의 각형 강관 (10) 의 관축 방향에 대해 수직인 단면을 나타낸다.

본 발명의 각형 강관 (10) 은, 관 둘레 방향으로 평판부 (11) 와 모서리부 (12) 가 교대로 복수 형성된다. 도 1 에 나타내는 예에서는, 각형 강관 (10) 은, 관 둘레 방향으로 모서리부 (12) 와 평판부 (11) 가 순서대로 4 개씩 형성된다. 각형 강관 (10) 은, 관축 방향에 대해 수직인 단면시에 장방형 (대략 장방형) 혹은 정방형 (대략 정방형) 이다. 도 1 에서는 모서리부 (12) 를 사이에 두고 인접하는 2 개의 평판부 (11) 의 변길이를 H₁, H₂ 로 할 때, H₁ ＞ H₂, 즉 후술하는 용접부 (전봉 용접부) (13) 에 대향하는 평판부의 변길이 (H₂) 가, 거기에 인접하는 평판부 (11) 의 변길이 (H₁) 보다 짧은 관계에 있다. 본 발명에서는 이 일례에 한정되지 않고, H₁ = H₂ 의 관계여도 되고, H₁ ＜ H₂ 의 관계여도 된다.

각형 강관 (10) 은, 전봉 강관을 소관으로 하고, 소관을 성형하여 롤 성형 각형 강관으로 함으로써 제조된다. 이 때문에, 각형 강관 (10) 은, 평판부 (11) 에 형성되고, 관축 방향으로 신장된 전봉 용접부 (13) 를 갖는다. 도시는 생략하지만, 전봉 용접부 (13) 의 용융 응고부의 관 둘레 방향의 폭은, 관 전체 두께에 걸쳐 1.0 ㎛ 이상 1000 ㎛ 이하이다.

또, 본 발명의 각형 강관 (10) 은, 모서리부의 외측의 곡률 반경 (R) 이, 평판부의 평균 두께를 t (㎜) 로 할 때, 2.0 t 이상 3.0 t 이하이다. 평균 두께 (t) 는, 후술하는 식 (3) 으로 산출되는 값이다.

모서리부의 외측의 곡률 반경 (R) 이, 2.0 t 미만인 경우, 강대를 성형할 때의 모서리부의 둘레 방향 굽힘 변형이 커진다. 그 결과, 모서리부에 있어서 본 발명에서 목적으로 하는 연성 및 인성이 얻어지지 않는다. 한편, 모서리부의 외측의 곡률 반경 (R) 이 3.0 t 초과인 경우, 각 성형 스탠드에 있어서의 평판부의 둘레 방향 반복굽힘 변형량 (및 모서리부의 둘레 방향 굽힘 변형량) 이 작아진다. 그 결과, 평판부에 있어서 본 발명에서 목적으로 하는 평탄도가 얻어지지 않는다. 상기한 곡률 반경 (R) 은, 바람직하게는 2.2 t 이상이며, 바람직하게는 2.9 t 이하이다.

또한, 본 발명에서는, 후술하는 실시예에 기재하는 바와 같이, 복수 개소의 곡률 반경을 측정하고, 그 최대치 및 최소치가 상기 범위 내에 있는 경우에, 모서리부의 외측의 곡률 반경 (R) 이 작다고 평가한다. 이와 같이 평가하는 이유는, 내진성 및 시공성에 대해, 각형 강관의 모서리부의 R 은, 4 개소의 평균치로서가 아니고, 개개의 값이 독립적으로 작용하기 때문이다.

모서리부의 외측의 곡률 반경 (R) 이란, 도 1 에 나타내는 바와 같이, 모서리부 (12) (도 1 의 예에서는 우상측의 모서리부) 에 인접하는 양측의 평판부 (11) 의 외면으로부터 연장된 직선 (연장선) L1 및 L2 의 교점 P 를 통과하여, 연장선 L1 또는 L2 와 45°의 각을 이루는 직선 L 과 모서리부 (12) 의 외측의 곡선과의 교점 B 에 있어서의 곡률 반경을 말한다.

상기 곡률 반경 (R) 의 측정은, 연장선 L1, L2 와 평판부 (11), 모서리부 (12) 와의 접속점 (도 1 에 나타내는 점 A, 점 A') 및 모서리부 (12) 의 외면으로 이루어지고, 중심이 직선 L 상에 존재하는 중심각 90°의 부채형에 있어서, 직선 L 과 모서리부 (12) 의 외면의 교점 B 를 중심으로 한 중심각 65°의 범위에서 실시한다. 곡률 반경의 측정 방법은, 예를 들어, 상기 중심각 65°의 범위에 있어서 모서리부 (12) 의 외면과 잘 일치하는 래디얼 게이지로부터 곡률 반경을 계측하는 방법을 들 수 있지만, 이 방법 이외에도 측정하는 것은 가능하다.

또한, 본 발명의 각형 강관 (10) 은, 평판부 (11) 의 외면의 관축 방향에 있어서의 평탄도가, 2.5 ㎜ 이하이다.

도 10 을 사용하여 평탄도에 대해 설명한다. 평탄도는, 도 10 에 나타내는 바와 같이, 관축 방향에 대해 수직인 면의 단면에 있어서, 평판부의 외면의 동일 변 상에 있어서의 둘레 방향 양단의 2 점을 통과하는 직선에 대한 최대 팽창량 및 최대 함몰량을 측정하여 구한 값이다. 또한, 본 발명에서는 후술하는 실시예에 기재된 방법으로 평탄도를 구하였다.

상기의 평탄도가 2.5 ㎜ 를 초과하는 경우, 각형 강관의 굽힘 변형시의 내좌굴성이 저하된다. 그 결과, 각형 강관의 내진성이 저하된다. 또, 들보재와의 접합면이 크게 만곡되기 때문에, 용접 접합이 곤란해진다. 그 결과, 시공성이 저하된다. 평탄도는, 값이 작을수록 양호해진다. 평탄도의 하한을 규정할 필요는 없지만, 평탄도의 하한으로서 0.6 ㎜ 를 허용할 수 있다. 평탄도의 하한은, 바람직하게는, 0.2 ㎜ 이며, 보다 바람직하게는, 0 ㎜ 이다. 바람직하게는 2.0 ㎜ 이하이며, 보다 바람직하게는 1.5 ㎜ 이하이다.

또한, 본 발명의 각형 강관 (10) 은, 모서리부의 외면으로부터 두께 방향으로 1/4 t 위치에 있어서의 균일 연신 E2 가, 평판부의 외면으로부터 두께 방향으로 1/4 t 위치에 있어서의 균일 연신 E1 에 대해 0.60 배 이상이다.

각형 강관은, 지진력 등의 큰 외력을 받았을 때에, 특히 모서리부의 외면이 크게 변형된다. 이 때문에, 각형 강관은, 모서리부의 외면의 연성 및 인성을 충분히 높일 필요가 있다.

평판부의 외면으로부터 두께 방향으로 1/4 t 위치에 있어서의 균일 연신 E1 에 대한, 모서리부의 외면으로부터 두께 방향으로 1/4 t 위치에 있어서의 균일 연신 E2 의 값 (E2/E1 의 값) 이, 0.60 미만인 경우, 모서리부 외면측의 연성이 작아진다. 그 결과, 각형 강관의 내진성이 저하된다. E2/E1 의 값은, 바람직하게는 0.70 이상이며, 보다 바람직하게는 0.80 이상이며, 더욱 바람직하게는 0.82 이상이다. E2/E1 의 값의 상한은 특별히 규정하지 않지만, 모서리부는 평판부보다 롤 성형시의 가공 경화량이 크고, 균일 연신이 작은 점에서, 1.00 이하이다.

또한, 본 발명의 각형 강관 (10) 은, 모서리부 (12) 의 외면으로부터 두께 방향으로 1/4 t 위치에 있어서, -10 ℃ 에 있어서의 모서리부 (12) 의 샤르피 흡수 에너지가 100 J 이상이다. 이 샤르피 흡수 에너지가 100 J 미만인 경우, 지진력 등의 큰 외력을 받았을 때에, 소성 변형되지 않고 취성 파괴될 위험성이 높아진다. 상기 샤르피 흡수 에너지는, 바람직하게는 150 J 이상이며, 보다 바람직하게는 200 J 이상이다.

또한, 본 발명의 각형 강관 (10) 은, 상기한 구성에 더하여, 추가로 다음의 구성을 갖는 것이 바람직하다.

각형 강관 (10) 의 평판부의 평균 두께를 t (㎜), 평판부의 평균 변길이를 H (㎜) 로 할 때, 상기 평균 두께 (t) 가 상기 평균 변길이 (H) 에 대해 0.030 배 초과로 하는 것이 바람직하다.

상기 서술한 바와 같이, 각형 강관에서는, 평균 변길이 (H) 에 대한 평균 두께 (t) 의 비 (t/H) 가 클수록, 또한, 모서리부의 곡률 반경이 작을수록, 모서리부를 성형하는 데에 필요한 둘레 방향 굽힘 변형이 커져, 모서리부의 굽힘 변형량이 커진다. 그 결과, 상기 비 (t/H) 가 큰 각형 강관에서는, 모서리부의 연성 및 인성은 낮아지는 경향이 있다.

상기 비 (t/H) 의 값이, 0.030 이하인 경우, 기둥재로서의 내력이 낮아지기 때문에, 적용할 수 있는 건축 구조물이 한정된다. 따라서, 상기 비 (t/H) 는 0.030 초과로 하는 것이 바람직하다. 보다 바람직하게는 0.035 이상이며, 더욱 바람직하게는 0.040 이상이다. 한편, 모서리부의 연성 및 인성의 확보를 위해, 상기 비 (t/H) 의 상한은 0.10 이 바람직하다. 보다 바람직하게는 0.080 이하이다.

여기서, 평균 두께 (t) (㎜) 는, 다음의 식 (3) 으로 구해진다.

t = (t₁ ＋ t₂ ＋ t₃)/3···식 (3)

식 (3) 에 있어서, t₁, t₂ : 용접부 (전봉 용접부) (13) 를 포함하는 평판부 (11) 에 대해 모서리부 (12) 를 사이에 두고 인접하는 2 개의 평판부 (11) 의 관 둘레 방향 중앙 위치에 있어서의 두께 (㎜), t₃ : 용접부 (전봉 용접부) 를 포함하는 평판부에 대향하는 평판부의 관 둘레 방향 중앙 위치에 있어서의 두께 (㎜) 이다. 즉, 평균 두께 (t) 는, 용접부를 포함하는 평판부를 제외한 3 개의 평판부에 있어서의, 관 둘레 방향에 대해 중앙 위치의 두께의 평균치이다 (도 1 을 참조).

평균 변길이 (H) (㎜) 는, 다음의 식 (4) 로 구해진다.

H = (H₁ ＋ H₂)/2···식 (4)

식 (4) 에 있어서, H₁ : 임의의 평판부의 관축 방향에 대해 수직인 단면의 변길이 (도 1 중의 세로의 변길이) (㎜), H₂ : 변길이가 H₁ 인 평판부에 대해 모서리부를 사이에 두고 인접하는 평판부의 변길이 (도 1 중의 가로의 변길이) (㎜) 이다. 즉, 평균 변길이 (H) 는, 모서리부를 사이에 두고 인접하는 2 개의 평판부 (11) 에 있어서의, 관축 방향에 대해 수직인 단면의 변길이의 평균치이다.

또, 본 발명의 각형 강관 (10) 은, 특히, 높이 20 m 를 초과하는 중층 건축물이나, 공장, 창고 등의 대형 건축물의 건축 부재에 바람직하게 사용할 수 있는 관점에서, 평균 두께 (t) 가 20 ㎜ 이상 40 ㎜ 이하인 것이 바람직하다. 중층 건축물 및 대형 건축물의 건축 부재에 바람직하게 사용할 수 있는 관점에서, 평판부 (11) 의 항복 강도가 295 ㎫ 이상이며, 평판부 (11) 의 인장 강도가 400 ㎫ 이상인 것이 바람직하고, 내진성이 보다 우수한 점에서, 모서리부 (12) 의 항복비가 90 ％ 이하인 것이 바람직하다.

보다 바람직하게는, 평판부 (11) 의 항복 강도가 320 ㎫ 이상이며, 평판부 (11) 의 인장 강도가 410 ㎫ 이상이며, 모서리부 (12) 의 항복비가 89.5 ％ 이하이다. 또 바람직하게는, 평판부 (11) 의 항복 강도가 500 ㎫ 이하이며, 평판부 (11) 의 인장 강도가 600 ㎫ 이하이며, 모서리부 (12) 의 항복비가 80.0 ％ 이상이다.

상기의 항복 강도, 인장 강도, 항복비는, 후술하는 실시예에 기재하는 바와 같이, JIS Z 2241 의 규정에 준거하여 인장 시험을 실시함으로써 얻어진다. 샤르피 흡수 에너지는, 후술하는 실시예에 기재하는 바와 같이, JIS Z 2242 의 규정에 준거하여, V 노치 표준 시험편을 사용하여, 시험 온도 : -10 ℃ 에서 샤르피 충격 시험을 실시함으로써 얻어진다.

다음으로, 상기한 기계적 특성이나 용접성을 확보하는 관점에서, 본 발명의 각형 강관 (10) 에 있어서의 성분 조성 및 강 조직의 바람직한 범위와 그 한정 이유에 대해 설명한다.

먼저, 성분 조성에 대해 설명한다. 본 발명의 각형 강관 (10) 은, 질량％ 로, C : 0.020 ∼ 0.45 ％, Si : 0.01 ∼ 1.0 ％, Mn : 0.30 ∼ 3.0 ％, P : 0.10 ％ 이하, S : 0.050 ％ 이하, Al : 0.005 ∼ 0.10 ％, N : 0.010 ％ 이하, Ti : 0.001 ∼ 0.15 ％ 를 함유하고, 잔부가 Fe 및 불가피적 불순물로 이루어지는 성분 조성을 갖는 것이 바람직하다.

또한, 본 명세서에 있어서, 특별히 언급이 없는 한, 강 조성을 나타내는 「％」는 「질량％」이다. 이하의 성분 조성은, 각형 강관의 용접부를 제외한 평판부 및 모서리부의 성분 조성이다.

C : 0.020 ∼ 0.45 ％

C 는, 고용 강화에 의해 강의 강도를 상승시키는 원소이다. 또, C 는 페라이트 변태 개시 온도를 저하시킴으로써 조직의 미세화에 기여하는 원소이다. 이와 같은 효과를 얻기 위해서, 0.020 ％ 이상의 C 를 함유한다. 또, C 는, 펄라이트의 생성을 촉진하고, ??칭성을 높여 마텐자이트의 생성에 기여하고, 오스테나이트의 안정화에 기여하는 점에서, 경질상의 형성에도 기여하는 원소이다. C 함유량이 0.45 ％ 를 초과하면, 경질상의 비율이 높아져 인성이 저하되고, 또 용접성도 악화된다. 이 때문에, C 함유량은 0.020 ∼ 0.45 ％ 로 한다. C 함유량은, 바람직하게는 0.040 ％ 이상이며, 보다 바람직하게는 0.050 ％ 이상이다. 또, C 함유량은, 바람직하게는 0.40 ％ 이하이며, 보다 바람직하게는 0.30 ％ 이하이다.

Si : 0.01 ∼ 1.0 ％

Si 는, 고용 강화에 의해 강의 강도를 상승시키는 원소이다. 이와 같은 효과를 얻기 위해서는, 0.01 ％ 이상의 Si 를 함유한다. 그러나, Si 함유량이 1.0 ％ 를 초과하면, 전봉 용접부에 산화물이 생성되기 쉬워져, 용접부의 특성이 저하된다. 또, 전봉 용접부 이외의 모재부의 항복비가 높아져, 인성이 저하된다. 이 때문에, Si 함유량은 0.01 ∼ 1.0 ％ 로 한다. Si 함유량은, 바람직하게는 0.02 ％ 이상이며, 보다 바람직하게는 0.05 ％ 이상이다. 또, Si 함유량은, 바람직하게는 0.50 ％ 이하이며, 보다 바람직하게는 0.40 ％ 이하이다.

Mn : 0.30 ∼ 3.0 ％

Mn 은, 고용 강화에 의해 강의 강도를 상승시키는 원소이다. 또, Mn 은 페라이트 변태 개시 온도를 저하시킴으로써 조직의 미세화에 기여하는 원소이다. 이와 같은 효과를 얻기 위해서는, 0.30 ％ 이상의 Mn 을 함유한다. 그러나, Mn 함유량이 3.0 ％ 를 초과하면, 전봉 용접부에 산화물이 생성되기 쉬워져, 용접부의 특성이 저하된다. 또, 고용 강화 및 조직의 미세화 때문에, 항복 응력이 높아져, 원하는 항복비를 얻을 수 없게 된다. 이 때문에, Mn 함유량은 0.30 ∼ 3.0 ％ 로 한다. Mn 함유량은, 바람직하게는 0.40 ％ 이상이며, 보다 바람직하게는 0.50 ％ 이상이다. 또, Mn 함유량은, 바람직하게는 2.5 ％ 이하이며, 보다 바람직하게는 2.0 ％ 이하이다.

P : 0.10 ％ 이하

P 는, 입계에 편석하여 재료의 불균질을 초래하기 때문에, 불가피적 불순물로서 가능한 한 저감시키는 것이 바람직하지만, 0.10 ％ 까지는 허용할 수 있다. 이 때문에, P 함유량은 0.10 ％ 이하로 한다. P 함유량은, 바람직하게는 0.050 ％ 이하이며, 보다 바람직하게는 0.030 ％ 이하이다. 또한, 특히 P 의 하한은 규정하지 않지만, 과도한 저감은 제련 비용의 상승을 초래하기 때문에, P 함유량은 0.002 ％ 이상으로 하는 것이 바람직하다.

S : 0.050 ％ 이하

S 는, 강 중에서는 통상, MnS 으로서 존재하는데, MnS 는, 열간 압연 공정에서 얇게 연신되어, 연성에 악영향을 미친다. 이 때문에, 본 발명에서는 S 를 가능한 한 저감시키는 것이 바람직하지만, 0.050 ％ 까지는 허용할 수 있다. 이 때문에, S 함유량은 0.050 ％ 이하로 한다. S 함유량은, 바람직하게는 0.030 ％ 이하이며, 보다 바람직하게는 0.010 ％ 이하이다. 또한, 특히 S 의 하한은 규정하지 않지만, 과도한 저감은 제련 비용의 상승을 초래하기 때문에, S 는 0.0002 ％ 이상으로 하는 것이 바람직하다.

Al : 0.005 ∼ 0.10 ％

Al 은, 강력한 탈산제로서 작용하는 원소이다. 이와 같은 효과를 얻기 위해서는, 0.005 ％ 이상의 Al 을 함유하는 것이 필요하다. 그러나, Al 함유량이 0.10 ％ 를 초과하면 용접성이 악화됨과 함께, 알루미나계 개재물이 많아져, 표면 성상이 악화된다. 또 용접부의 인성도 저하된다. 이 때문에, Al 함유량은 0.005 ∼ 0.10 ％ 로 한다. Al 함유량은, 바람직하게는 0.010 ％ 이상이며, 보다 바람직하게는 0.015 ％ 이상이다. Al 함유량은, 바람직하게는 0.080 ％ 이하이며, 보다 바람직하게는 0.070 ％ 이하이다.

N : 0.010 ％ 이하

N 은, 불가피적 불순물이며, 전위의 운동을 강고하게 고착시킴으로써 인성을 저하시키는 작용을 갖는 원소이다. 본 발명에서는, N 은 불순물로서 가능한 한 저감시키는 것이 바람직하지만, N 의 함유량은 0.010 ％ 까지는 허용할 수 있다. 이 때문에, N 함유량은 0.010 ％ 이하로 한다. N 함유량은, 바람직하게는 0.0080 ％ 이하이다. 정련 비용의 관점에서, N 함유량은 바람직하게는 0.0008 ％ 이상이다.

Ti : 0.001 ∼ 0.15 ％

Ti 는, 강 중에서 미세한 탄화물, 질화물을 형성함으로써 강의 강도 향상에 기여하는 원소이다. 또, N 과의 친화성이 높기 때문에 강 중의 N 을 질화물로서 무해화하여, 강의 인성 향상에도 기여하는 원소이다. 상기한 효과를 얻기 위해, 0.001 ％ 이상의 Ti 를 함유하는 것이 바람직하다. 그러나, Ti 함유량이 0.15 ％ 를 초과하면 항복비가 높아져 인성이 저하된다. 이 때문에, Ti 함유량은 0.15 ％ 이하로 한다. Ti 함유량은, 보다 바람직하게는 0.002 ％ 이상이며, 더욱 바람직하게는 0.005 ％ 이상이다. Ti 함유량은, 보다 바람직하게는 0.10 ％ 이하이며, 더욱 바람직하게는 0.08 ％ 이하이다.

상기한 성분 이외의 잔부는, Fe 및 불가피적 불순물이다. 단, 불가피적 불순물로서 O 을 0.0050 ％ 이하 함유해도 된다. 여기서의 O 는, 산화물로서의 O 를 포함하는 토탈 산소를 가리킨다. Nb : 0 ∼ 0.001 ％ 미만, V : 0 ∼ 0.001 ％ 미만, Cr : 0 ∼ 0.01 ％ 미만, Mo : 0 ∼ 0.01 ％ 미만, Cu : 0 ∼ 0.01 ％ 미만, Ni : 0 ∼ 0.01 ％ 미만, Ca : 0 ∼ 0.0002 ％ 미만, B : 0 ∼ 0.0001 ％ 미만을 불가피적 불순물로서 취급한다.

본 발명에서는, 상기한 성분을 기본의 성분 조성으로 하는 것이 바람직하다. 상기한 적합 원소로 본 발명에서 목적으로 하는 특성은 얻어지지만, 추가적인 특성의 향상을 목적으로 하여, 추가로 필요에 따라, 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 ％ 중에서 선택된 1 종 또는 2 종 이상을 함유할 수 있다.

Nb : 0.001 ∼ 0.15 ％

Nb 는, 강 중에서 미세한 탄화물, 질화물을 형성함으로써 강의 강도 향상에 기여하고, 또, 열간 압연 중의 오스테나이트의 조대화를 억제함으로써 조직의 미세화에도 기여하는 원소로, 필요에 따라 함유할 수 있다. 상기한 효과를 얻기 위해, Nb 를 함유하는 경우에는, 0.001 ％ 이상의 Nb 를 함유하는 것이 바람직하다. 그러나, Nb 함유량이 0.15 ％ 를 초과하면 항복비가 높아져, 인성이 저하된다. 이 때문에, Nb 를 함유하는 경우에는, Nb 함유량은 0.15 ％ 이하로 하는 것이 바람직하다. Nb 함유량은, 보다 바람직하게는 0.002 ％ 이상이며, 더욱 바람직하게는 0.005 ％ 이상이다. Nb 함유량은, 보다 바람직하게는 0.10 ％ 이하이며, 더욱 바람직하게는 0.08 ％ 이하이다.

V : 0.001 ∼ 0.15 ％

V 는, 강 중에서 미세한 탄화물, 질화물을 형성함으로써 강의 강도 향상에 기여하는 원소로, 필요에 따라 함유할 수 있다. 상기한 효과를 얻기 위해, V 를 함유하는 경우에는, 0.001 ％ 이상의 V 를 함유하는 것이 바람직하다. 그러나, V 함유량이 0.15 ％ 를 초과하면 항복비가 높아져 인성이 저하된다. 이 때문에, V 를 함유하는 경우에는, V 함유량은 0.15 ％ 이하로 하는 것이 바람직하다. V 함유량은, 보다 바람직하게는 0.002 ％ 이상이며, 더욱 바람직하게는 0.005 ％ 이상이다. V 함유량은, 보다 바람직하게는 0.10 ％ 이하이며, 더욱 바람직하게는 0.08 ％ 이하이다.

Cr : 0.01 ∼ 1.0 ％

Cr 은, 강의 ??칭성을 높여, 강의 강도를 상승시키는 원소로, 필요에 따라 함유할 수 있다. 상기한 효과를 얻기 위해, Cr 을 함유하는 경우에는, Cr 함유량은 0.01 ％ 이상으로 하는 것이 바람직하다. 한편, 1.0 ％ 를 초과하는 Cr 의 함유는, 인성의 저하 및 용접성의 악화를 초래할 우려가 있다. 따라서, Cr 을 함유하는 경우에는, Cr 함유량은 1.0 ％ 이하로 하는 것이 바람직하다. Cr 함유량은, 보다 바람직하게는 0.02 ％ 이상이며, 더욱 바람직하게는, 0.05 ％ 이상이다. 또, Cr 함유량은, 보다 바람직하게는 0.90 ％ 이하이며, 더욱 바람직하게는 0.80 ％ 이하이다.

Mo : 0.01 ∼ 1.0 ％

Mo 는, 강의 ??칭성을 높여, 강의 강도를 상승시키는 원소로, 필요에 따라 함유할 수 있다. 상기한 효과를 얻기 위해, Mo 를 함유하는 경우에는, Mo 함유량은 0.01 ％ 이상으로 하는 것이 바람직하다. 한편, 1.0 ％ 를 초과하는 Mo 의 함유는, 인성의 저하 및 용접성의 악화를 초래할 우려가 있다. 따라서, Mo 를 함유하는 경우에는, Mo 함유량은 1.0 ％ 이하로 하는 것이 바람직하다. Mo 함유량은, 보다 바람직하게는 0.02 ％ 이상이며, 더욱 바람직하게는 0.05 ％ 이상이다. 또, Mo 함유량은, 보다 바람직하게는 0.90 ％ 이하이며, 더욱 바람직하게는 0.80 ％ 이하이다.

Cu : 0.01 ∼ 1.0 ％

Cu 는, 고용 강화에 의해 강의 강도를 상승시키는 원소로, 필요에 따라 함유할 수 있다. 상기한 효과를 얻기 위해, Cu 를 함유하는 경우에는, Cu 함유량은 0.01 ％ 이상으로 하는 것이 바람직하다. 한편, 1.0 ％ 를 초과하는 Cu 의 함유는, 인성의 저하 및 용접성의 악화를 초래할 우려가 있다. 따라서, Cu 를 함유하는 경우에는, Cu 함유량은 1.0 ％ 이하로 하는 것이 바람직하다. Cu 함유량은, 보다 바람직하게는, 0.02 ％ 이상이며, 더욱 바람직하게는, 0.05 ％ 이상이다. 또, Cu 함유량은, 보다 바람직하게는 0.80 ％ 이하이며, 더욱 바람직하게는 0.60 ％ 이하이다.

Ni : 0.01 ∼ 1.0 ％

Ni 는, 고용 강화에 의해 강의 강도를 상승시키는 원소로, 필요에 따라 함유할 수 있다. 상기한 효과를 얻기 위해, Ni 를 함유하는 경우에는, Ni 함유량은 0.01 ％ 이상으로 하는 것이 바람직하다. 한편, 1.0 ％ 를 초과하는 Ni 의 함유는, 인성의 저하 및 용접성의 악화를 초래할 우려가 있다. 따라서, Ni 를 함유하는 경우에는, Ni 함유량은 1.0 ％ 이하로 하는 것이 바람직하다. Ni 함유량은, 보다 바람직하게는, 0.02 ％ 이상이며, 더욱 바람직하게는, 0.05 ％ 이상이다. 또, Ni 함유량은, 보다 바람직하게는 0.80 ％ 이하이며, 더욱 바람직하게는, 0.60 ％ 이하이다.

Ca : 0.0002 ∼ 0.010 ％

Ca 는, 소재 강판의 제조에 있어서의 열간 압연 공정에서 얇게 연신되는 MnS 등의 황화물을 구상화함으로써 강의 인성 향상에 기여하는 원소로, 필요에 따라 함유할 수 있다. 상기한 효과를 얻기 위해, Ca 를 함유하는 경우에는, 0.0002 ％ 이상의 Ca 를 함유하는 것이 바람직하다. 그러나, Ca 함유량이 0.010 ％ 를 초과하면, 강 중에 Ca 산화물 클러스터가 형성되어 인성이 악화된다. 이 때문에, Ca 를 함유하는 경우에는, Ca 함유량은 0.010 ％ 이하로 하는 것이 바람직하다. Ca 함유량은, 보다 바람직하게는 0.0005 ％ 이상이며, 더욱 바람직하게는 0.0010 ％ 이상이다. 또, Ca 함유량은, 보다 바람직하게는 0.008 ％ 이하이며, 더욱 바람직하게는 0.0060 ％ 이하이다.

B : 0.0001 ∼ 0.010 ％

B 는, 페라이트 변태 개시 온도를 저하시킴으로써 조직의 미세화에 기여하는 원소로, 필요에 따라 함유할 수 있다. 상기한 효과를 얻기 위해, B 를 함유하는 경우에는, 0.0001 ％ 이상의 B 를 함유하는 것이 바람직하다. 그러나, B 함유량이 0.010 ％ 를 초과하면 항복비가 상승하여, 인성이 악화된다. 이 때문에, B 를 함유하는 경우에는, B 함유량은 0.010 ％ 이하로 하는 것이 바람직하다. B 함유량은, 보다 바람직하게는 0.0005 ％ 이상이며, 더욱 바람직하게는 0.0008 ％ 이상이다. B 함유량은, 보다 바람직하게는 0.0050 ％ 이하이며, 더욱 바람직하게는 0.0030 ％ 이하이며, 더욱 더 바람직하게는 0.0020 ％ 이하이다.

이어서, 강 조직에 대해 설명한다. 본 발명의 각형 강관 (10) 의 평판부의 두께 중앙에 있어서의 강 조직은, 페라이트와 베이나이트의 체적률의 합계가, 평판부의 두께 중앙에 있어서의 강 조직 전체에 대해 70 ％ 이상 95 ％ 이하이며, 잔부가 펄라이트, 마텐자이트, 오스테나이트에서 선택되는 1 종 또는 2 종 이상으로 이루어지고, 이웃하는 결정의 방위차가 15°이상의 경계로 둘러싸인 영역을 결정립으로 했을 때, 그 결정립의 평균 결정 입경이 15.0 ㎛ 이하이며, 결정 입경으로 40 ㎛ 이상의 그 결정립의 합계가, 평판부의 두께 중앙에 있어서의 강 조직 전체에 대해 체적률로 40 ％ 이하인 것이 바람직하다.

페라이트와 베이나이트의 체적률의 합계 : 70 ％ 이상 95 ％ 이하

페라이트는 연질인 조직이다. 또, 베이나이트는 페라이트와 비교하여 경질이며, 펄라이트, 마텐자이트 및 오스테나이트와 비교하여 연질이며, 인성이 우수한 조직이다. 페라이트 및 베이나이트에 경질인 조직 (펄라이트, 마텐자이트 및 오스테나이트) 을 혼합시켰을 경우, 항복비가 저하되지만, 한편으로, 경도차에서 기인하는 응력 집중에 의해 계면이 파괴의 기점이 되기 쉬워, 인성이 저하된다. 그 때문에, 상기한 항복비 및 인성을 얻기 위해서는, 평판부의 두께 중앙에 있어서의 페라이트와 베이나이트의 체적률의 합계는, 평판부의 두께 중앙에 있어서의 강 조직 전체에 대해 70 ％ 이상 95 ％ 이하인 것이 바람직하다. 페라이트와 베이나이트의 체적률의 합계가 70 ％ 미만인 경우, 경질인 조직의 비율이 높고, 항복 응력이 상승하기 때문에, 항복비가 상승하고, 인성이 저하된다. 또, 페라이트와 베이나이트의 체적률의 합계가 95 ％ 초과인 경우, 인장 강도가 저하되기 때문에, 항복비가 상승한다. 보다 바람직하게는, 73 ％ 이상이며, 93 ％ 이하이다. 더욱 바람직하게는, 75 ％ 이상이며, 92 ％ 이하이다.

또한, 페라이트 및 베이나이트를 제외한 잔부의 조직 (잔부 조직) 은, 펄라이트, 마텐자이트, 오스테나이트에서 선택되는 1 종 또는 2 종 이상이다. 잔부 조직의 체적률의 합계가 5 ％ 미만인 경우, 인장 강도가 저하되기 때문에, 항복비가 상승한다. 또, 잔부 조직의 체적률의 합계가 30 ％ 초과인 경우, 경질인 조직의 비율이 높고, 항복 응력이 상승하기 때문에, 항복비가 상승하고, 인성이 저하된다. 그 때문에, 잔부 조직의 체적률의 합계는, 평판부의 두께 중앙에 있어서의 강판 조직 전체에 대해 5 ％ 이상 30 ％ 이하인 것이 바람직하다. 보다 바람직하게는 7 ％ 이상이며 27 ％ 이하이다. 더욱 바람직하게는, 8 ％ 이상이며, 25 ％ 이하이다.

오스테나이트를 제외한 상기 각종 조직 (페라이트, 베이나이트, 펄라이트, 마텐자이트) 은, 오스테나이트립계 또는 오스테나이트립 내의 변형대를 핵 생성 사이트로 한다. 각형 강관의 제조에 사용하는 전봉 강관 (소관) 의 소재 강판의 제조 과정에 있어서의 열간 압연에 있어서, 오스테나이트의 재결정이 생기기 어려운 저온에서의 압하량을 크게 함으로써, 오스테나이트에 다량의 전위를 도입하여 오스테나이트를 미세화하고, 또한 입자 내에 다량의 변형대를 도입할 수 있다. 이로써, 핵 생성 사이트의 면적이 증가하여 핵 생성 빈도가 높아져, 강 조직을 미세화할 수 있다.

본 발명에서는, 두께 중앙을 중심으로 하여 두께 방향으로 ±1.0 ㎜ 의 범위 내에, 상기 서술한 강 조직이 존재하고 있어도 동일하게 상기 서술한 효과는 얻어진다. 그 때문에, 본 발명에 있어서 「두께 중앙에 있어서의 강 조직」이란, 두께 중앙을 중심으로 하여 두께 방향으로 ±1.0 ㎜ 의 범위의 어느 것에 있어서, 상기 서술한 강 조직이 존재하고 있는 것을 의미한다.

강 조직의 관찰로는, 먼저, 조직 관찰용 시험편을, 관찰면이 각형 강관의 길이 방향과 두께 방향의 양방으로 평행한 단면 또한 평판부의 두께 중앙이 되도록 채취하고, 경면 연마한 후, 나이탈 부식시켜 제작한다. 조직 관찰은, 광학 현미경 (배율 : 1000 배) 또는 주사형 전자 현미경 (SEM, 배율 : 1000 배) 을 사용하여, 두께 중앙에 있어서의 조직을 관찰하고, 촬상한다. 얻어진 광학 현미경 이미지 및 SEM 이미지로부터, 페라이트, 베이나이트 및 잔부 (펄라이트, 마텐자이트, 오스테나이트) 의 면적률을 구한다. 각 조직의 면적률은, 5 시야 이상에서 관찰을 실시하고, 각 시야에서 얻어진 값의 평균치로서 산출한다. 조직 관찰에 의해 얻어지는 면적률을, 각 조직의 체적률로 한다.

여기서, 페라이트는 확산 변태에 의한 생성물을 말하며, 전위 밀도가 낮고 거의 회복된 조직을 나타낸다. 폴리고날 페라이트 및 의사 폴리고날 페라이트가 이것에 포함된다.

베이나이트는 전위 밀도가 높은 라스상의 페라이트와 시멘타이트의 복상 조직이다.

펄라이트는, 철과 철탄화물의 공석 조직 (페라이트 ＋ 시멘타이트) 이며, 선상의 페라이트와 시멘타이트가 교대로 배열된 라멜라상의 조직을 나타낸다.

마텐자이트는, 전위 밀도가 매우 높은 라스상의 저온 변태 조직이다. SEM 이미지에서는, 페라이트나 베이나이트와 비교하여 밝은 콘트라스트를 나타낸다. 또한, 광학 현미경 이미지 및 SEM 이미지에서는 마텐자이트와 오스테나이트의 식별이 어렵기 때문에, 얻어지는 SEM 이미지로부터 마텐자이트 혹은 오스테나이트로서 관찰된 조직의 면적률을 측정하고, 그리고 후술하는 방법으로 측정하는 오스테나이트의 체적률을 뺀 값을 마텐자이트의 체적률로 한다.

오스테나이트의 체적률의 측정은, 전위 밀도의 측정에 사용한 시험편과 동일한 방법으로 제작한 시험편을 사용하여, X 선 회절에 의해 실시한다. 얻어진 fcc 철의 (200), (220), (311) 면과 bcc 철의 (200), (211) 면의 적분 강도로부터 오스테나이트의 체적률을 구한다.

결정립의 평균 결정 입경 : 15.0 ㎛ 이하

본 발명에 있어서 평균 결정 입경이란, 이웃하는 결정의 방위차가 15°이상의 경계로 둘러싸인 영역을 결정립 (결정립계) 으로 했을 때의, 그 결정립의 평균 원상당 직경으로 한다. 또, 원상당 직경 (결정 입경) 이란, 대상이 되는 결정립과 면적이 동등한 원의 직경으로 한다.

결정립의 평균 결정 입경이 15.0 ㎛ 초과인 경우, 균열 전파의 장해가 되는 결정립계의 총면적이 작기 때문에, 원하는 인성이 얻어지지 않는다. 따라서, 본 발명에서는, 결정립의 평균 결정 입경은, 15.0 ㎛ 이하로 한다. 결정립의 평균 결정 입경은, 바람직하게는 13.0 ㎛ 이하이며, 보다 바람직하게는 10.0 ㎛ 이하이다. 또한, 평균 결정 입경이 작을수록 항복비가 상승하기 때문에, 평균 결정 입경은 2.0 ㎛ 이상인 것이 바람직하다.

결정 입경으로 40 ㎛ 이상의 결정립의 체적률의 합계 : 40 ％ 이하

최대 결정 입경의 상한을 규정해도, 일정량의 조대한 결정립이 존재하면, 균열 전파의 장해가 되는 결정립계의 총면적이 작은 영역이 존재하게 되기 때문에, 인성이 크게 저하된다. 그 때문에, 양호한 인성을 얻기 위해서는, 조대한 결정립이 존재하는 비율의 상한도 규정할 필요가 있다. 따라서, 본 발명에서는, 결정 입경으로 40 ㎛ 이상의 결정립의 체적률의 합계를 40 ％ 이하로 한다. 보다 바람직하게는 30 ％ 이하이다. 상기 서술한 이유로부터 조대한 결정립은 적은 편이 바람직하고, 상기 결정립의 체적률의 합계는 0 ％ 가 바람직하다.

여기서, 결정립의 평균 결정 입경 및 결정 입경으로 40 ㎛ 이상의 결정립의 체적률의 합계의 측정은, 다음과 같다. 먼저, 조직 관찰용 시험편을, 관찰면이 각형 강관의 길이 방향과 두께 방향의 양방으로 평행한 단면 또한 평판부의 두께 중앙이 되도록 채취하고, 경면 연마한 후, 두께 중앙에 있어서, SEM/EBSD 법을 사용하여, 입경 분포의 히스토그램 (가로축 : 입경, 세로축 : 각 입경에서의 존재 비율 (면적률) 로 한 그래프) 을 산출한다. 평균 결정 입경은, 상기 히스토그램으로부터 입경의 산술 평균으로서 구한다. 40 ㎛ 이상의 결정립의 체적률의 합계는, 상기 히스토그램으로부터 입경이 40 ㎛ 이상인 결정립의 존재 비율의 합계로서 구한다. 측정 조건으로서, 가속 전압은 15 ㎸, 측정 영역은 500 ㎛ × 500 ㎛, 측정 스텝 사이즈 (측정 분해능) 는 0.5 ㎛ 로 한다. 또한, 결정 입경 해석에 있어서는, 결정 입경이 2.0 ㎛ 미만인 것은 측정 노이즈로서 해석 대상으로부터 제외한다.

＜각형 강관의 제조 방법＞

다음으로, 본 발명의 각형 강관 (10) 의 제조 방법에 대해 설명한다.

본 발명의 각형 강관 (10) 의 제조 방법은, 소재인 강판을 냉간 롤 성형하고, 이어서 냉간 롤 성형한 강판의 폭 방향 양단부를 전봉 용접하여 전봉 강관으로 한 후, 전봉 강관을 사이징 스탠드에 의해 축경하고, 이어서 각 성형 스탠드에 의해 각 성형하여 각형 강관을 제조하는 방법이다. 이 때, 각 성형 스탠드의 출측에 있어서의 각형 강관의 둘레 길이 (C_OUT) 에 대한 강판의 판폭 (W) 의 비가 식 (1) 을 만족하고, 또한, 각 성형 스탠드의 출측에 있어서의 각형 강관의 둘레 길이 (C_OUT) 에 대한 각 성형 스탠드의 입측에 있어서의 전봉 강관의 둘레 길이 (C_IN) 의 비가 식 (2) 를 만족하도록, 각 성형 직전의 사이징 스탠드의 롤의 갭 및 각 성형 스탠드의 롤의 갭을 제어한다.

1.000 ＋ 0.050 × t/H ＜ W/C_OUT ＜ 1.000 ＋ 0.50 × t/H···식 (1)

0.30 × t/H ＋ 0.99 ≤ C_IN/C_OUT ＜ 0.50 × t/H ＋ 0.99···식 (2)

여기서, 식 (1) 및 식 (2) 에 있어서,

W : 소재인 강판의 판폭 (㎜),

C_IN : 제 1 단째의 각 성형 스탠드의 입측에 있어서의 전봉 강관의 둘레 길이 (㎜),

C_OUT : 최종단의 각 성형 스탠드의 출측에 있어서의 각형 강관의 둘레 길이 (㎜),

t : 각 성형 후의 평판부의 평균 두께 (㎜),

H : 각 성형 후의 평판부의 평균 변길이 (㎜),

이다.

단, 1 단의 각 성형 스탠드에 의해 각 성형을 실시하는 경우에는, 제 1 단째의 각 성형 스탠드와 최종단의 각 성형 스탠드는, 동일한 각 성형 스탠드를 가리키는 것으로 한다.

또한, 평균 두께 (t) 는 상기 서술한 식 (3), 평균 변길이 (H) 는 상기 서술한 식 (4) 로 산출된다.

도 2 및 도 3 을 사용하여, 본 발명의 각형 강관 (10) 의 제조 방법에 대해 상세하게 설명한다. 도 2 에는, 본 발명의 각형 강관의 소관 (전봉 강관) 의 조관 공정을 설명하는 도면을 나타낸다. 도 3 에는, 본 발명의 각형 강관의 성형 공정을 설명하는 도면을 나타낸다.

먼저, 강판 (강대) 을 소재로 하여, 전봉 강관 (7) 을 제조한다 (조관 공정).

도 2 에 나타내는 바와 같이, 코일에 권취된 상기한 성분 조성을 갖는 강판 (1) (열연 강판, 열연 강대) 은 내보내져, 레벨러 (2) 에 의해 교정되고, 복수의 롤로 이루어지는 케이지 롤군 (3) 으로 중간 성형되어 원통상의 오픈관이 된다. 그 후, 복수의 롤로 이루어지는 핀 패스 롤군 (4) 으로 마무리 성형된다. 상기 오픈관은, 냉간 롤 성형에 의해 원통상으로 성형된다.

또한, 본 발명의 각형 강관은, 상기한 강 조직을 갖는 것이 바람직하다. 상기 서술한 바와 같이, 본 발명의 각형 강관은, 소재 강판을 냉간 롤 성형한 전봉 강관 (소관) 을 추가로 각 성형하여 제조되기 때문에, 소재 강판 (강판 (1)) 도 상기한 성분 조성 및 강 조직을 갖는 것이 바람직하다. 강판 (1) 의 바람직한 제조 조건은, 후술하기 때문에, 여기서의 설명은 생략한다.

마무리 성형된 오픈관은, 스퀴즈 롤 (5) 로 압접하면서, 강판 (1) 의 둘레 방향으로 마주 본 1 쌍의 맞댐부 (폭 방향 양단부) 끼리를 용접기 (6) 로 전기 저항 용접 (전봉 용접) 하여, 전봉 강관 (7) 으로 한다. 상기 전봉 용접에서는, 예를 들어 고주파 유도 가열 또는 고주파 저항 가열에 의해, 맞댐부가 가열되어 용융되고, 압접되어 응고됨으로써 접합이 완료된다. 이로써, 용접부 (전봉 용접부) (13) 가 관축 방향으로 연장 형성된다. 전봉 강관 (7) 의 제조에 사용하는 제조 설비는, 도 2 에 나타내는 조관 공정을 갖는 제조 설비에 한정되지 않는다.

또한, 본 발명에서는, 전봉 강관을 제조하는 과정에 있어서, 스퀴즈 롤 (5) 에 의한 업셋량은, 전봉 강관 (7) 의 두께에 대해 20 ％ 이상 100 ％ 이하의 범위로 하는 것이 바람직하다. 업셋량이 두께의 20 ％ 미만인 경우, 용강의 배출이 불충분해져 용접부의 인성이 악화된다. 한편, 업셋량이 두께의 100 ％ 초과인 경우, 스퀴즈 롤에 대한 부하가 커지는 데다, 용접부 (전봉 용접부) (13) 의 가공 경화량이 커져, 경도가 과도하게 높아진다.

다음으로, 얻어진 전봉 강관 (7) 을 소관으로 하고, 각형 강관을 제조한다 (성형 공정). 성형 공정은, 사이징 공정과 각 성형 공정을 갖는다.

도 3 에 나타내는 바와 같이, 전봉 강관 (7) 은, 전봉 강관 (7) 에 대해 상하 좌우에 배치된 복수의 롤로 이루어지는 사이징 롤군 (사이징 스탠드) (8) 에 의해 원통 형상인 채로 축경된다 (사이징 공정). 그 후, 전봉 강관 (7) 에 대해 상하 좌우에 배치된 복수의 롤로 이루어지는 각 성형 롤군 (각 성형 스탠드) (9) 에 의해, 순차적으로 R1, R2, R3 에 나타내는 형상으로 각 성형되어, 각형 강관 (10) 이 된다 (각 성형 공정). 각 성형 스탠드 (9) 를 구성하는 각 롤은, 캘리버 곡률을 가진 공형 롤 (캘리버 롤) 이며, 후단 스탠드가 됨에 따라 캘리버 곡률이 커진다. 이로써, 각형 강관의 평판부와 모서리부를 형성한다.

또한, 사이징 롤군 (8) 및 각 성형 롤군 (9) 을 구성하는 스탠드수는, 특별히 한정되지 않는다. 복수 단의 스탠드로 구성되는 경우도 있고, 1 단의 스탠드로 구성되는 경우도 있다. 또, 사이징 롤군 (8) 또는 각 성형 롤군 (9) 에 있어서의 각 롤의 캘리버 곡률이 일정하지 않은 (복수의 곡률을 갖는) 경우, 성형 중의 전봉 강관 (7) 이 둘레 방향으로 비틀어졌을 때에 형상 부정이 생기는 원인이 되기 때문에, 각 롤의 캘리버 곡률은 일정한 것이 바람직하다.

본 발명에서는, 상기 서술한 바와 같이, 각 성형 스탠드의 출측에 있어서의 각형 강관의 둘레 길이 (C_OUT) 에 대한 강판의 판폭 (W) 의 비가 식 (1) 을 만족하고, 또한, 각 성형 스탠드의 출측에 있어서의 각형 강관의 둘레 길이 (C_OUT) 에 대한 각 성형 스탠드의 입측에 있어서의 전봉 강관의 둘레 길이 (C_IN) 의 비가 식 (2) 를 만족하도록, 각 성형 직전의 사이징 스탠드의 롤의 갭 및 각 성형 스탠드의 롤의 갭을 제어하는 것이 중요하다. 이로써, 평균 변길이 (H) 에 대한 평균 두께 (t) 의 비 (t/H) 가 크고, 또한, 모서리부의 곡률 반경 (R) 이 작은 롤 성형 각형 강관이라도, 모서리부의 외면의 연성 및 인성을 향상시킬 수 있다.

먼저, 소재 강판 (강판) (1) 의 판폭 (W) (㎜) 과 각 성형 직후의 각형 강관 (10) 의 둘레 길이 (최종단의 각 성형 스탠드의 출측에 있어서의 강관의 둘레 길이 (㎜), 이하 「C_OUT」라고 칭한다.) 의 비 (W/C_OUT), 및 각 성형 직후의 평균 두께 (t) 와 각 성형 직후의 평균 변길이 (H) 의 비 (t/H) 가, 상기 식 (1) 을 만족하도록 제어하는 이유에 대해 설명한다.

도 2 및 도 3 에 나타내는 바와 같이, 평판상의 강판 (1) (소재 강판) 을 냉간 롤 성형하여 원통상의 전봉 강관 (7) (소관) 으로 한 후, 원통상의 전봉 강관을 각 성형하여 각형 강관 (10) 을 제조하는 경우, 제조 과정 (조관 공정, 성형 공정) 동안, 강판 (1) 및 전봉 강관 (7) 에는, 관 둘레 방향의 굽힘 변형에 더하여, 관 둘레 방향의 조임에서 기인하는 관 길이 방향의 연신 변형이 더해진다. 제조 과정에 있어서의 관 둘레 방향 조임량을 저감시키기 위해, 상기한 2 개의 비 「t/H」및 「W/C_OUT」를 적절히 제어하는 것이 유효하다.

상기한 비의 「W/C_OUT」가 식 (1) 의 좌변의 값 이하인 경우, 조관 공정에 있어서의 강판 (1) 의 둘레 방향 굽힘 변형량, 성형 공정에 있어서의 전봉 강관 (7) 의 둘레 방향 굽힘 변형량, 및 반복굽힘 변형량이 작아진다. 그 결과, 강판 (1) 및 전봉 강관 (7) 의 가공이 불충분해져, 평탄한 평판부가 얻어지지 않고, 모서리부의 외측의 곡률 반경 (R) 이 평균 두께 (t) 의 3.0 배 (3.0 t) 초과가 된다.

한편, 상기한 비의 「W/C_OUT」가 식 (1) 의 우변의 값 이상인 경우, 조관 공정 및 성형 공정의 전후의 관 (또는 오픈관) 둘레 길이차가 각각 커진다. 그 결과, 관 둘레 방향의 조임량이 크기 때문에, 모서리부가 크게 가공 경화되어, 원하는 모서리부의 외면의 연성 및 인성이 얻어지지 않는다.

상기한 비의 「W/C_OUT」는, 바람직하게는 (1.000 ＋ 0.080 × t/H) 이상 (1.000 ＋ 0.48 × t/H) 이하이며, 보다 바람직하게는 (1.000 ＋ 0.10 × t/H) 이상 (1.000 ＋ 0.45 × t/H) 이하이다.

계속해서, 각 성형 직전의 전봉 강관 (7) 의 둘레 길이 (제 1 단째의 각 성형 스탠드의 입측에 있어서의 전봉 강관 (7) 의 둘레 길이 (㎜), 이하, 「C_IN」이라고 칭한다.) 와 각 성형 직후의 각형 강관 (10) 의 둘레 길이 (C_OUT) 의 비 (C_IN/C_OUT), 및 각 성형 직후의 평균 두께 (t) 와 각 성형 직후의 평균 변길이 (H) 의 비 (t/H) 가, 상기 식 (2) 를 만족하도록 제어하는 이유에 대해 설명한다.

도 3 에 나타내는 바와 같이, 원통상의 전봉 강관 (7) 을 각형 강관 (10) 으로 각 성형하는 경우, 상기 서술한 바와 같이, 각 성형 롤군 (9) 에 강관을 통과시킴으로써, 서서히 원통형으로부터 각형으로 성형을 실시한다. 이와 같은 각 성형에서는, 변의 직선부 (평판부 (11)) 의 반복굽힘, 모서리부 (12) 의 굽힘, 및 전봉 강관 (7) 에 둘레 방향의 조임 변형이 발생한다.

특히, 모서리부 (12) 의 주변에서는, 각 성형 롤군 (9) 의 롤이 거의 접촉하지 않고, 각 성형이 완료된다. 각 성형에 있어서, 모서리부 (12) 는 자유 변형에 의해 장출됨으로써 형성된다. 이 때 모서리부 (12) 의 강성이 높고, 또한 둘레 방향 조임량이 작을수록, 모서리부 (12) 의 굽힘 변형량은 작아지고, 모서리부의 외측의 곡률 반경은 커진다. 한편, 모서리부 (12) 의 강성이 낮고, 또한 둘레 방향 조임이 클수록, 모서리부 (12) 의 굽힘 변형은 커지고, 모서리부의 외측의 곡률 반경은 작아진다.

그리고, 모서리부 (12) 의 굽힘 변형에 대한 강성은, 평균 두께 (t) 와 평균 변길이 (H) 의 비 (t/H) 가 클수록 높아진다. 또, 각 성형에 있어서의 둘레 방향 조임량은, 둘레 길이비 (C_IN/C_OUT) 에 의해 구해지고, 이것이 클수록 둘레 방향 조임량은 커진다.

따라서, t/H 가 커지면, 굽힘 변형에 의해 모서리부 (12) 를 형성하는 것이 어려워진다. 이 때문에, 원하는 모서리부 곡률 반경을 얻기 위해서는, 둘레 길이비 (C_IN/C_OUT) 를 크게 하여 둘레 방향 조임량을 크게 할 필요가 있다. 이와 같은 이유에서, 상기한 2 개의 비 「t/H」및 「C_IN/C_OUT」를 적절히 제어하는 것이 유효하다.

둘레 길이비 (C_IN/C_OUT) 가 식 (2) 의 좌변의 값보다 작은 경우, 성형 공정 전후의 관 둘레 길이차가 작아져, 전봉 강관 (7) 의 둘레 방향 조임량이 작아진다. 그 결과, 평판부 (11) 및 모서리부 (12) 의 가공이 불충분해져, 평탄한 평판부가 얻어지지 않고, 모서리부 외측의 곡률 반경 (R) 이 평균 두께 (t) 의 3.0 배 (3.0 t) 초과가 된다.

한편, 둘레 길이비 (C_IN/C_OUT) 가 식 (2) 의 우변의 값 이상인 경우, 성형 공정 전후의 관 둘레 길이차가 커진다. 그 결과, 관 둘레 방향 조임량이 크기 때문에, 모서리부가 크게 가공 경화되어, 원하는 모서리부의 연성 및 인성이 얻어지지 않는다. 또, 모서리부 외측의 곡률 반경 (R) 이 평균 두께 (t) 의 2.0 배 (2.0 t) 미만이 된다.

둘레 길이비 (C_IN/C_OUT) 는, 바람직하게는 (0.33 × t/H ＋ 0.99) 이상 (0.47 × t/H ＋ 0.99) 이하이며, 보다 바람직하게는 (0.35 × t/H ＋ 0.99) 이상 (0.45 × t/H ＋ 0.99) 이하이다.

또한, 본 발명에서는, 내진성을 보다 향상시키는 관점에서, 상기 식 (1) 및 식 (2) 의 조건에 더하여, 다음의 조건으로 제어하는 것이 바람직하다.

각형 강관 (10) 의 평판부의 평균 두께를 t (㎜), 평판부의 평균 변길이를 H (㎜) 로 할 때, 상기 평균 두께 (t) 가 상기 평균 변길이 (H) 에 대해 0.030 배 초과로 하는 것이 바람직하다. 이로써 기둥재로서의 내력 및 강성이 높아지고, 그 결과, 내진성이 향상된다. 이 평균 두께 (t) 와 평균 변길이 (H) 의 비 (t/H) 는, 보다 바람직하게는 0.035 배 이상이다. 또, 모서리부의 연성 및 인성의 확보를 위해, 바람직하게는 0.10 배 이하이며, 보다 바람직하게는 0.080 배 이하이다.

또, 평균 두께 (t) 가 20 ㎜ 이상 40 ㎜ 이하로 하는 것이 바람직하다. 또한, 그 이유는, 상기 각형 강관의 평균 두께 (t) 를 제어하는 이유와 동일하기 때문에 생략한다.

또한, 사이징 롤 및 각 성형 롤의 갭을 제어하는 것이 바람직하다.

또, C_IN 및 C_OUT 의 제어는, 캘리버 롤의 오목부간 갭의 제어에 의해 실시한다. 각 성형 직전의 사이징 스탠드의 롤의 오목부간 최대 갭 (이하, 「사이징 스탠드의 갭」이라고도 부른다) 과 각 성형 스탠드의 롤의 오목부간 최대 갭 (이하, 「각 성형 스탠드의 갭」이라고도 부른다) 의 차를 △g 로 할 때, △g 를 (t/H) 로 나눈 값인 G (=△g/(t/H)) 가, 70 이상 180 이하가 되도록 각 성형 직전의 사이징 스탠드의 갭을 조정하는 것이 바람직하다.

G 가 70 미만인 경우, 상기 식 (2) 에 있어서, (C_IN/C_OUT) 가 좌변의 값보다 작아져, 상기 서술한 바와 같이, 본 발명에서 목적으로 하는 평탄한 평판부 및 모서리부의 외측의 곡률 반경이 얻어지지 않는다. 한편, G 가 180 초과인 경우, 상기 식 (2) 에 있어서, (C_IN/C_OUT) 가 우변의 값 이상이 되어, 상기 서술한 바와 같이, 본 발명에서 목적으로 하는 모서리부의 연성 및 인성이 얻어지지 않는다. 바람직하게는, G 는 80 이상이며, 170 미만이다.

또한, 사이징 스탠드가 복수 단 존재하는 경우에는, 상기 각 성형 직전의 사이징 스탠드의 갭과 그 밖의 사이징 스탠드의 갭은 동일해도 된다. 또, 각 성형 스탠드가 복수 단 존재하는 경우에는, 상기 각 성형 스탠드의 갭은, 제 1 단째의 각 성형 스탠드의 갭으로 하는 것이 바람직하다. 제 1 단째와 그 밖의 각 성형 스탠드의 갭은, 모두 동일해도 된다.

여기서, 상기의 C_IN 이란, 제 1 단째의 각 성형 스탠드의 입측에 있어서의 전봉 강관 (7) 의 둘레 길이 (관 둘레 방향의 외주의 길이) (㎜) 이다. 도 3 에 나타내는 바와 같이, C_IN 은, 조관 방향을 X 축의 정방향으로 하고, 각 성형 직전의 사이징 롤군 (8) 의 어느 1 개의 회전축의 X 좌표를 Xa (m) 로 하고, 제 1 단째의 각 성형 롤군 (9) 의 어느 1 개의 회전축의 X 좌표를 Xb (m) 로 했을 때, X 축에 수직인 평면 X = (Xa ＋ Xb)/2 (m) 에 있어서의 관의 둘레 단면의 외주 길이를 줄자로 측정함으로써 얻어진다.

상기의 C_OUT 는, 최종단의 각 성형 스탠드의 출측에 있어서의 각형 강관 (10) 의 둘레 길이 (관 둘레 방향의 외주의 길이) (㎜) 이다. 도 3 에 나타내는 바와 같이, C_OUT 는, 롤군의 최종단의 각 성형 스탠드의 어느 1 개의 회전축의 X 좌표를 Xc (m) 로 하고, X 축에 수직인 평면 X = Xc ＋ 1 (m) 에 있어서의 관의 둘레 단면의 외주 길이를 줄자로 측정함으로써 얻어진다.

본 발명의 각형 강관의 제조 방법에서는, 전봉 강관 (소관) 으로부터 각형 강관으로 성형하는 과정에 있어서, 각 평판부의 평탄도 및 각 모서리부의 곡률 반경의 편차를 저감시키는 것을 목적으로 하여, 상기 조건에 더하여, 추가로 다음의 조건으로 제어할 수 있다.

전봉 용접 후의 사이징 공정에서는, 바람직한 진원도를 만족하기 위해서, 강관 둘레 길이가 합계로 0.30 ％ 이상의 비율로 감소하도록 강관을 축경해도 된다. 이로써, 후의 각 성형 공정에서 각 평판부 및 각 모서리부가 균일 (대칭) 하게 성형되어, 평탄도 및 곡률 반경의 편차가 작아진다. 상기의 「바람직한 진원도」란, 관의 연직 방향 외경 D1 과 수평 방향 외경 D2 가,｜D1-D2｜/((D1＋D2)/2) ≤ 0.020 인 것을 가리킨다.

단, 강관 둘레 길이가 합계로 2.0 ％ 초과의 비율로 감소하도록 축경했을 경우, 롤 통과시의 관축 방향의 굽힘량이 커져, 항복비가 상승해 버린다. 이 때문에, 강관 둘레 길이가 0.30 ％ 이상 2.0 ％ 이하의 비율로 감소하도록 축경하는 것이 바람직하다.

사이징 공정에 있어서, 롤 통과시의 관축 방향의 굽힘량을 최대한 작게 하고, 또한 관축 방향의 잔류 응력의 발생을 억제하기 위해, 복수 스탠드에 의한 다단계의 축경을 실시하는 것이 바람직하다. 이 경우, 각 스탠드에 있어서의 축경은, 그 스탠드의 1 개 전에 설치되는 스탠드의 축경과 비교하여, 강관 둘레 길이가 1.0 ％ 이하의 비율로 감소하도록 실시하는 것이 바람직하다.

상기 서술한 바와 같이, 본 발명의 각형 강관은, 전봉 강관을 소관에 사용한다. 각형 강관 (10) 이 전봉 강관 (7) 으로부터 얻어졌는지 여부의 판단은, 각형 강관 (10) 을 관축 방향으로 수직으로 절단하고, 용접부 (전봉 용접부) (13) 를 포함하는 절단면을 연마 후, 부식시키고, 광학 현미경으로 관찰함으로써 판단할 수 있다. 용접부 (전봉 용접부) (13) 의 용융 응고부의 관 둘레 방향의 폭이 관 전체 두께에 걸쳐 1.0 ㎛ 이상 1000 ㎛ 이하이면, 전봉 강관 (7) 이다. 또한, 부식액은, 강 성분, 강관의 종류에 따라 적절한 것을 선택하면 된다.

여기서, 도 4 를 사용하여 용접부 (전봉 용접부) 에 대해 설명한다. 도 4 에는, 용접부 (13) 에 있어서의 용융 응고부 (16) 의 개략도를 나타낸다. 도 4 는, 용접부를 포함하는 절단면을 연마, 부식시킨 후의 상태이다. 용융 응고부 (16) 는, 도 4 에 있어서 모재부 (14) 및 열영향부 (15) 와 상이한 조직 형태나 콘트라스트를 갖는 영역으로서 시인할 수 있다. 예를 들어, 탄소강 및 저합금강의 전봉 강관의 용융 응고부 (16) 는, 나이탈로 부식시킨 상기 단면에 있어서, 광학 현미경으로 희게 관찰되는 영역으로서 특정할 수 있다.

다음으로, 본 발명의 각형 강관의 제조에 사용하는 전봉 강관의 소재 강판의 바람직한 제조 방법에 대해 설명한다.

예를 들어, 상기한 성분 조성을 갖는 강 소재를, 가열 온도 : 1100 ℃ 이상 1300 ℃ 이하로 가열한 후, 조압연 종료 온도 : 850 ℃ 이상 1150 ℃ 이하, 마무리 압연 종료 온도 : 750 ℃ 이상 900 ℃ 이하, 또한, 950 ℃ 이하에서의 합계 압하율 : 50 ％ 이상인 열연 처리를 실시하고 (열연 공정), 이어서, 두께 중심 온도에서 평균 냉각 속도 : 5 ℃/s 이상 30 ℃/s 이하, 냉각 정지 온도 : 400 ℃ 이상 650 ℃ 이하에서 냉각을 실시하고 (냉각 공정), 이어서, 400 ℃ 이상 650 ℃ 이하에서 권취하여 (권취 공정), 열연 강판 (강판 (1)) 으로 하는 것이 바람직하다.

또한, 이하의 제조 방법의 설명에 있어서, 온도에 관한 「℃」표시는, 특별히 언급하지 않는 한, 강 소재 및 강판 (열연 강판) 의 표면 온도로 한다. 이들 표면 온도는, 방사 온도계 등으로 측정할 수 있다. 또, 강판 두께 중심의 온도는, 강판 단면 내의 온도 분포를 전열 해석에 의해 계산하고, 그 결과를 강판의 표면 온도에 의해 보정함으로써 구할 수 있다. 또, 「열연 강판」에는, 열연판, 열연 강대도 포함하는 것으로 한다.

본 발명에 있어서, 강 소재 (강 슬래브) 의 용제 방법은 특별히 한정되지 않고, 전로, 전기로, 진공 용해로 등의 공지된 용제 방법 모두가 적합하다. 주조 방법도 특별히 한정되지 않지만, 연속 주조법 등의 공지된 주조 방법에 의해, 원하는 치수로 제조된다. 또한, 연속 주조법 대신에, 조괴-분괴 압연법을 적용해도 전혀 문제는 없다. 용강에는 추가로, 레이들 정련 등의 2 차 정련을 실시해도 된다.

열간 압연 공정

가열 온도 : 1100 ℃ 이상 1300 ℃ 이하

가열 온도가 1100 ℃ 미만인 경우, 피압연재의 변형 저항이 커져 압연이 곤란해진다. 한편, 가열 온도가 1300 ℃ 를 초과하면, 오스테나이트립이 조대화되어, 후의 압연 (조압연, 마무리 압연) 에 있어서 미세한 오스테나이트립이 얻어지지 않아, 본 발명에서 목적으로 하는 전봉 강관의 강 조직의 평균 결정 입경을 확보하는 것이 곤란해진다. 이 때문에, 열간 압연 공정에 있어서의 가열 온도는, 1100 ℃ 이상 1300 ℃ 이하로 한다. 이 가열 온도는, 보다 바람직하게는 1120 ℃ 이상이다. 또, 이 가열 온도는, 보다 바람직하게는 1280 ℃ 이하이다.

또한, 본 발명에서는, 강 슬래브 (슬래브) 를 제조한 후, 일단 실온까지 냉각시키고, 그 후 재차 가열하는 종래법에 더하여, 실온까지 냉각시키지 않고, 온편인 채로 가열로에 장입하거나, 혹은, 약간의 보열을 실시한 후에 즉시 압연하는, 이들의 직송 압연의 에너지 절약 프로세스도 문제없이 적용할 수 있다.

조압연 종료 온도 : 850 ℃ 이상 1150 ℃ 이하

조압연 종료 온도가 850 ℃ 미만인 경우, 후의 마무리 압연 중에 강판 표면 온도가 페라이트 변태 개시 온도 이하가 되어, 다량의 가공 페라이트가 생성되고, 항복비가 상승한다. 한편, 조압연 종료 온도가 1150 ℃ 를 초과하면, 오스테나이트 미재결정 온도역에서의 압하량이 부족하여, 미세한 오스테나이트립이 얻어지지 않는다. 그 결과, 상기한 각형 강관의 강 조직의 평균 결정 입경을 확보하는 것이 곤란해져, 인성이 저하된다. 조압연 종료 온도는, 보다 바람직하게는 860 ℃ 이상이다. 또, 조압연 종료 온도는, 보다 바람직하게는 1000 ℃ 이하이다.

마무리 압연 개시 온도는, 800 ℃ 이상 980 ℃ 이하인 것이 바람직하다. 마무리 압연 개시 온도가 800 ℃ 미만인 경우, 마무리 압연 중에 강판 표면 온도가 페라이트 변태 개시 온도 이하가 되어, 다량의 가공 페라이트가 생성되고, 항복비가 상승한다. 한편, 마무리 압연 개시 온도가 980 ℃ 를 초과하면, 오스테나이트가 조대화되고, 또한 오스테나이트 중에 충분한 변형대가 도입되지 않기 때문에, 상기한 각형 강관의 강 조직의 평균 결정 입경을 확보하는 것이 곤란해져, 인성이 저하된다. 마무리 압연 개시 온도는, 보다 바람직하게는 820 ℃ 이상이다. 또, 마무리 압연 개시 온도는, 보다 바람직하게는 950 ℃ 이하이다.

마무리 압연 종료 온도 : 750 ℃ 이상 900 ℃ 이하

마무리 압연 종료 온도가 750 ℃ 미만인 경우, 마무리 압연 중에 강판 표면 온도가 페라이트 변태 개시 온도 이하가 되어, 다량의 가공 페라이트가 생성되고, 항복비가 상승한다. 한편, 마무리 압연 종료 온도가 900 ℃ 를 초과하면, 오스테나이트 미재결정 온도역에서의 압하량이 부족하여, 미세한 오스테나이트립이 얻어지지 않는다. 그 결과, 상기한 각형 강관의 강 조직의 평균 결정 입경을 확보하는 것이 곤란해져, 인성이 저하된다. 마무리 압연 종료 온도는, 보다 바람직하게는 770 ℃ 이상이다. 또, 마무리 압연 종료 온도는, 보다 바람직하게는 880 ℃ 이하이다.

950 ℃ 이하에 있어서의 합계 압하율 : 50 ％ 이상

본 발명에서는, 열간 압연 공정에 있어서 오스테나이트 중의 서브 그레인을 미세화함으로써, 계속되는 냉각 공정, 권취 공정에서 생성되는 페라이트, 베이나이트 및 잔부 조직을 미세화하고, 상기한 강도 및 인성을 갖는 각형 강관의 강 조직이 얻어진다. 열간 압연 공정에 있어서 오스테나이트 중의 서브 그레인을 미세화하기 위해서는, 오스테나이트 미재결정 온도역에서의 압하율을 높게 하여, 충분한 가공 변형을 도입할 필요가 있다. 이것을 달성하기 위해, 본 발명에서는, 950 ℃ 이하의 합계 압하율을 50 ％ 이상으로 한다.

950 ℃ 이하에 있어서의 합계 압하율이 50 ％ 미만인 경우, 열간 압연 공정에 있어서 충분한 가공 변형을 도입할 수 없기 때문에, 상기한 각형 강관의 평균 결정 입경을 갖는 조직이 얻어지지 않는다. 950 ℃ 이하에 있어서의 합계 압하율은, 보다 바람직하게는 55 ％ 이상이며, 더욱 바람직하게는 57 ％ 이상이다. 특별히 상한은 규정하지 않지만, 80 ％ 를 초과하면 압하율의 상승에 대한 인성 향상의 효과가 작아져, 설비 부하가 증대될 뿐이다. 이 때문에, 950 ℃ 이하에 있어서의 합계 압하율은 80 ％ 이하가 바람직하다. 보다 바람직하게는 70 ％ 이하이다.

상기한 950 ℃ 이하에 있어서의 합계 압하율이란, 950 ℃ 이하의 온도역에 있어서의 각 압연 패스의 압하율의 합계를 가리킨다.

냉각 공정

열간 압연 공정 후, 냉각 공정에서 열연판에 냉각 처리를 실시한다. 냉각 공정에서는, 냉각 정지 온도까지의 평균 냉각 속도 : 5 ℃/s 이상 30 ℃/s 이하, 냉각 정지 온도 : 400 ℃ 이상 650 ℃ 이하로 냉각한다.

냉각 개시부터 냉각 정지 (냉각 종료) 까지의 평균 냉각 속도 : 5 ℃/s 이상 30 ℃/s 이하

열연판의 두께 중심 온도에서, 냉각 개시부터 후술하는 냉각 정지까지의 온도역에 있어서의 평균 냉각 속도가 5 ℃/s 미만에서는, 페라이트 또는 베이나이트의 핵 생성 빈도가 감소하고, 이들이 조대화되기 때문에, 상기한 각형 강관의 평균 결정 입경을 갖는 조직이 얻어지지 않는다. 한편으로, 평균 냉각 속도가 30 ℃/s 를 초과하면, 다량의 마텐자이트가 생성되어, 인성이 저하된다. 평균 냉각 속도는, 바람직하게는 10 ℃/s 이상이다. 또, 평균 냉각 속도는, 바람직하게는 25 ℃/s 이하이다.

또한, 본 발명에서는, 냉각 전의 강판 표면에 있어서의 페라이트 생성 억제의 관점에서, 마무리 압연 종료 후 즉시 냉각을 개시하는 것이 바람직하다.

냉각 정지 온도 : 400 ℃ 이상 650 ℃ 이하

열연판의 두께 중심 온도로, 냉각 정지 온도가 400 ℃ 미만에서는, 다량의 마텐자이트가 생성되어, 인성이 저하된다. 한편으로, 냉각 정지 온도가 650 ℃ 를 초과하면, 페라이트 또는 베이나이트의 핵 생성 빈도가 감소하고, 이들이 조대화되기 때문에, 상기한 각형 강관의 평균 결정 입경을 갖는 조직이 얻어지지 않는다. 냉각 정지 온도는, 바람직하게는 430 ℃ 이상이다. 또, 냉각 정지 온도는, 바람직하게는 620 ℃ 이하이다.

또한, 본 발명에 있어서, 평균 냉각 속도는, 특별히 언급하지 않는 한, ((냉각 전의 열연판의 두께 중심 온도 - 냉각 후의 열연판의 두께 중심 온도)/냉각 시간) 로 구해지는 값 (냉각 속도) 으로 한다. 냉각 방법은, 노즐로부터의 물의 분사 등의 수랭이나, 냉각 가스의 분사에 의한 냉각 등을 들 수 있다. 본 발명에서는, 열연판의 양면이 동일 조건에서 냉각되도록, 열연판 양면에 냉각 조작 (처리) 을 실시하는 것이 바람직하다.

권취 공정

냉각 공정 후, 권취 공정에서, 열연 강판을 코일상으로 권취하고, 그 후 방랭시킨다. 권취 공정에서는, 상기한 강판 조직을 얻기 위해, 권취 온도 : 400 ℃ 이상 650 ℃ 이하에서 권취하는 것이 바람직하다. 권취 온도가 400 ℃ 미만에서는, 다량의 마텐자이트가 생성되어, 인성이 저하된다. 권취 온도가 650 ℃ 초과하면, 페라이트 또는 베이나이트의 핵 생성 빈도가 감소하고, 이들이 조대화되기 때문에, 상기한 각형 강관의 평균 결정 입경을 갖는 조직이 얻어지지 않는다. 권취 온도는, 바람직하게는 430 ℃ 이상이다. 또, 권취 온도는, 바람직하게는 620 ℃ 이하이다.

＜건축 구조물＞

다음으로, 도 5 를 사용하여, 본 발명의 각형 강관 (10) 을 사용한 건축 구조물의 일 실시형태에 대해 설명한다. 도 5 에는, 본 발명의 각형 강관 (10) 을 건축 구조물의 부재 (예를 들어 기둥재) 에 사용한 건축 구조물 (100) 의 일례를 나타낸다.

도 5 에 나타내는 바와 같이, 본 발명의 건축 구조물 (100) 은, 다이어프램 (17) 을 개재하여 복수 설립된 각형 강관 (10) (기둥재) 끼리 용접 접합된다. 이웃하는 각형 강관 (10) 의 사이에는 대들보 (18) 가 가설 (架設) 되고, 이웃하는 대들보 (18) 의 사이에는 소들보 (19) 가 가설된다. 또, 벽 등의 장착을 위해, 적절히 간주 (間柱) (20) 도 형성된다. 그 외, 공지된 부재를 건축 구조물 (100) 에 사용할 수 있다.

상기 서술한 바와 같이, 본 발명의 각형 강관 (10) 은, 모서리부 (12) 의 곡률 반경이 작고, 또한, 평판부 (11) 가 평탄하고, 형상 특성이 우수하다. 또한 본 발명의 각형 강관 (10) 은, 모서리부 (12) 의 외면의 연성 및 인성이 우수하다. 그 때문에, 이 각형 강관 (10) 을 기둥재로서 사용한 본 발명의 건축 구조물 (100) 은, 구조물 전체의 소성 변형능을 확보할 수 있기 때문에, 종래의 각형 강관을 사용한 건축 구조물과 비교하여, 우수한 내진 성능을 발휘한다.

실시예

이하, 실시예에 기초하여, 본 발명을 더욱 상세하게 설명한다. 또한, 본 발명은 이하의 실시예에 한정되지 않는다.

본 발명의 각형 강관을 다음의 조건으로 제조하였다.

표 1 에 나타내는 성분 조성을 갖는 용강을 용제하여, 슬래브 (강 소재) 로 하였다. 얻어진 슬래브를 표 2-1 에 나타내는 조건의 열간 압연 공정, 냉각 공정, 권취 공정을 실시하여, 열연 강판으로 하였다.

얻어진 열연 강판 (소재 강판) 을, 케이지 롤군 및 핀 패스 롤군을 사용하여 타원형 단면의 오픈관에 냉간으로 연속 성형하였다. 이어서, 오픈관의 마주 보는 단면 (폭 방향 양단부) 을 고주파 유도 가열 또는 고주파 저항 가열로 융점 이상으로 가열하고, 스퀴즈 롤로 압접하여, 전봉 강관으로 하였다.

얻어진 전봉 강관 (소관) 에 대해, 2 스탠드 (2 단) 의 사이징 롤군으로 축경한 후, 4 스탠드 (4 단) 의 각 성형 롤군으로 각 성형을 실시하여, 표 2-2 에 나타내는 치수의 각형 강관을 각각 얻었다. 각 성형 공정에서는, 표 2-2 에 나타내는 조건으로, 각 성형 직전의 사이징 롤의 갭 및 각 성형 롤의 갭을 제어하였다. 얻어진 각형 강관은, 관축 방향 수직 단면시에 대략 장방형이었다.

또한, 표 2-2 에 나타내는, 각형 강관의 평균 두께 (t) (㎜) 는 상기 식 (3) 을 사용하여 산출하고, 각형 강관의 평균 변길이 (H) (㎜) 는 상기 식 (4) 를 사용하여 산출하였다. 각형 강관의 변길이 (H1) 및 (H2) (㎜) 는, 도 1 에 나타낸 개소의 평판부의 변길이를 측정하였다. 소재 강판의 폭 (W) (㎜) 은, 레벨러를 통과한 직후의 강판의 폭을 측정하였다. 제 1 단째의 각 성형 스탠드의 입측에 있어서의 전봉 강관의 둘레 길이 (C_IN) (㎜), 최종단의 각 성형 스탠드의 출측에 있어서의 각형 강관의 둘레 길이 (C_OUT) (㎜), 및 각 성형 직전의 사이징 스탠드의 캘리버 롤과 제 1 단째의 각 성형 스탠드의 캘리버 롤의 오목부간 최대 갭의 차 (△g) 는, 상기 서술한 방법으로 각각 측정하였다. 그리고, 상기한 차 (△g), 평균 두께 (t) 및 평균 변길이 (H) 를 사용하여, G (=△g/(t/H)) 를 산출하였다.

또, 얻어진 각형 강관은, 각 각형 강관을 관축 방향에 대해 수직으로 절단하고, 전봉 용접부를 포함하는 절단면을 연마 후, 나이탈 부식시켜, 광학 현미경으로 관찰하였다. 전봉 용접부의 용융 응고부의 관 둘레 방향의 폭이, 관 전체 두께에 걸쳐 1.0 ㎛ 이상 1000 ㎛ 이하인 것도 확인하였다. 용융 응고부는, 나이탈로 부식시킨 상기 단면에 있어서, 광학 현미경으로 희게 관찰되는 영역으로서 특정하였다.

이하에 나타내는 방법으로, 얻어진 각형 강관의 강 조직의 정량, 시험 및 평가를 실시하였다.

(1) 각형 강관의 강 조직

각형 강관의 강 조직의 정량은, 상기 서술한 방법으로 실시하였다. 얻어진 결과를 표 3 에 나타냈다.

(2) 각형 강관의 모서리부의 외면의 곡률 반경

얻어진 각형 강관의 모서리부의 곡률 반경은, 관축 방향의 임의의 위치 10 개소에 있어서, 4 개의 모서리부의 외면 (모서리부의 외측) 의 곡률 반경 (㎜) 을 각각 측정하였다. 합계 40 개소의 측정치로부터 최대치 (Rmax) 및 최소치 (Rmin) 를 각각 구하였다. 그 값을 표 4 에 나타냈다. 여기서는, 곡률 반경의 최대치 (Rmax) 및 최소치 (Rmin) 가, 2.0 t 이상 3.0 t 이하의 범위에 있는 경우에, 모서리부의 외면의 곡률 반경이 작다고 평가하였다.

또한, 모서리부의 외측의 곡률 반경의 측정에, 래디얼 게이지를 사용하였다. 곡률 반경의 측정 방법은, 도 1 을 사용하여 설명한 상기 서술한 방법으로 계측하였다.

(3) 각형 강관의 평판부의 평탄도

도 10 을 사용하여, 평탄도의 측정 방법을 설명한다. 평탄도의 측정은, 각형 강관의 관축 방향의 임의의 위치 10 개소에 있어서, 4 개의 평판부를 각각 측정 대상으로 하여, 합계 40 개 지점에서 측정을 실시하였다. 도 10 에 나타내는 바와 같이, 각 평판부의 외면의 둘레 방향 양단의 2 점을 통과하는 직선에 대한 최대 팽창량 및 최대 함몰량을 각각 측정하였다. 팽창량은 정의 값, 함몰량은 부의 값으로 하여, 표 4 에 측정치를 나타냈다. 그리고, 각 측정 개소에 있어서의 최대 팽창량 및 최대 함몰량의 절대치를 구하고, 그 최대치를 평판부의 평탄도로 하여, 표 4 에 나타냈다. 단, 팽창과 또는 함몰이 존재하지 않은 경우에는, 팽창량 또는 함몰량의 값을 0 으로 하였다.

여기서는, 평판부의 평탄도 (㎜) 가 2.5 ㎜ 이하인 경우에, 평판부가 평탄하다고 평가하였다.

(4) 각형 강관의 평판부 및 모서리부의 인장 시험

얻어진 각형 강관을 사용하여, 다음의 방법으로 인장 시험을 실시하였다. 도 6 에는, 평판부 및 모서리부의 인장 시험편의 채취 위치를 각각 나타내고, 도 7 에는, 모서리부의 인장 시험편의 상세한 채취 위치를 나타낸다.

도 6 에 나타내는 바와 같이, 인장 방향이 관축 방향과 평행해지도록, 각형 강관의 평판부 및 모서리부로부터 파선으로 나타내는 JIS 5 호 인장 시험편 및 JIS 12B 호 인장 시험편을 각각 채취하였다. 그들의 두께가 5 ㎜ 또한 두께의 중심이 관 외면으로부터 두께 (t) 의 1/4 t 위치가 되도록 각각 연삭하여, 인장 시험편을 채취하였다. 또한, 모서리부의 인장 시험편은, 도 7 에 나타내는 바와 같이, 그 모서리부에 인접하는 양측의 평판부의 외면을 각각 연장한 교점을 통과하고, 또한 평판부의 외면과 45°를 이루는 선상으로부터 채취하였다.

이들의 인장 시험편을 사용하여 JIS Z 2241 의 규정에 준거하여 인장 시험을 실시하고, 평판부 및 모서리부의 항복 강도 (YS), 인장 강도 (TS), 균일 연신 (평판부 : E1, 모서리부 : E2) 을 측정하였다. 균일 연신은, 최대 하중시의 전체 연신의 값으로 하였다. 모서리부는, 얻어진 항복 강도 및 인장 강도를 사용하여, (항복 강도)/(인장 강도) × 100 (％) 으로 정의되는 항복비를 산출하였다. 또, 평판부의 균일 연신 E1 에 대한 모서리부의 균일 연신 E2 의 값을 산출하였다.

인장 시험편의 개수는 각 2 개로 하고, 그들의 평균치를 산출하여 항복 강도 (YS) (㎫), 인장 강도 (TS) (㎫), 항복비 (％), 균일 연신 (％) 을 구하였다. 그들의 값을 표 4 에 나타냈다.

여기서는, 평판부의 균일 연신 E1 에 대한 모서리부의 균일 연신 E2 의 값이 0.60 이상인 경우에, 모서리부의 외면의 연성이 우수하다고 평가하였다. 모서리부의 항복비는 90 ％ 이하의 경우에 양호, 평판부의 항복 강도 (YS) 는 295 ㎫ 이상의 경우에 양호, 평판부의 인장 강도 (TS) 는 400 ㎫ 이상의 경우에 양호, 라고 각각 평가하였다.

또한, 도 6 에 나타내는 바와 같이, 평판부의 인장 시험편은, 각형 강관의 전봉 용접부 (13) 를 포함하는 평판부 (11a) 의 이웃에 위치하는 평판부 (11b) 의 폭 중앙의 위치로부터 채취하였다. 모서리부의 인장 시험편은, 전봉 용접부 (13) 를 포함하는 평판부 (11a) 에 인접하는 모서리부 (12a) 로부터 채취하였다.

(5) 각형 강관의 모서리부의 샤르피 충격 시험

얻어진 각형 강관을 사용하여, 다음의 방법으로 샤르피 충격 시험을 실시하였다. 도 8 에는, 모서리부의 샤르피 시험편의 채취 위치를 나타내고, 도 9 에는, 모서리부의 샤르피 시험편의 상세한 채취 위치를 나타낸다.

도 8 및 도 9 에 나타내는 바와 같이, 샤르피 충격 시험에는, 각형 강관의 관 외면으로부터 두께 (t) 의 1/4 t 위치에 있어서, 시험편 길이 방향이 관축 방향과 평행해지도록 채취한, JIS Z 2242 의 규정에 준거한 V 노치 표준 시험편을 사용하였다. 모서리부의 샤르피 시험편은, 전봉 용접부 (13) 를 포함하는 평판부 (11a) 에 인접하는 모서리부 (12a) 로부터 채취하였다. 보다 상세하게는, 도 9 에 나타내는 바와 같이, 모서리부 (12a) 에 인접하는 양측의 평판부의 외면을 각각 연장한 교점을 통과하고, 또한 평판부의 외면과 45°의 각을 이루는 선상으로부터 채취하였다. JIS Z 2242 의 규정에 준거하여, 시험 온도 : -10 ℃ 에서 샤르피 충격 시험을 실시하여, 샤르피 흡수 에너지 (J) 를 구하였다. 또한, 시험편의 개수는 각 3 개로 하고, 그들의 평균치를 산출하여 샤르피 흡수 에너지 (J) 를 구하였다. 그 값을 표 4 에 나타냈다.

여기서는, 모서리부의 -10 ℃ 에 있어서의 샤르피 흡수 에너지가 100 J 이상인 경우에, 모서리부의 외면의 인성이 우수하다고 평가하였다.

[표 1]

[표 2-1]

[표 2-2]

[표 3]

[표 4]

표 2-1 ∼ 표 4 중, No. 1 ∼ 3, 8 ∼ 13 은 본 발명예, No. 4 ∼ 7 은 비교예이다.

본 발명예의 각형 강관은, 모두 모서리부의 외측의 곡률 반경 (R) 이 2.0 t 이상 3.0 t 이하이며, 평판부의 외면의 관축 방향에 있어서의 평탄도가 2.5 ㎜ 이하이며, 모서리부의 외면으로부터 1/4 t 위치에 있어서의 균일 연신 E2 가, 평판부의 외면으로부터 1/4 t 위치에 있어서의 균일 연신 E1 에 대해 0.60 배 이상이며, -10 ℃ 에 있어서의 모서리부의 샤르피 흡수 에너지가 100 J 이상이었다.

이에 대해, 비교예의 No. 4 는, 「W/C_OUT」의 값이 식 (1) 의 범위를 하회하였기 때문에, 모서리부의 외측의 곡률 반경이 본 발명의 범위를 상회해 버려, 평탄한 평판부가 얻어지지 않았다.

비교예의 No. 5 는, 「W/C_OUT」의 값이 식 (1) 의 범위를 상회하였기 때문에, 평판부와 모서리부의 균일 연신의 비 (E2/E1), 및 모서리부의 -10 ℃ 에 있어서의 샤르피 흡수 에너지가 원하는 값에 이르지 않았다. 또, 모서리부의 항복비도 90 ％ 이상의 값을 나타냈다.

비교예의 No. 6 은, 「C_IN/C_OUT」의 값이 식 (2) 의 범위를 하회하였기 때문에, 모서리부의 외측의 곡률 반경이 본 발명의 범위를 상회해 버려, 평탄한 평판부가 얻어지지 않았다.

비교예의 No. 7 은, 「C_IN/C_OUT」의 값이 식 (2) 의 범위를 상회하였기 때문에, 모서리부의 외측의 곡률 반경이 본 발명의 범위를 하회해 버려, 평판부와 모서리부의 균일 연신의 비 (E2/E1), 및 모서리부의 -10 ℃에 있어서의 샤르피 흡수 에너지가 원하는 값에 이르지 않았다. 또, 모서리부의 항복비도 90 ％ 이상의 값을 나타냈다.

1 : 강판 (강대)
2 : 레벨러
3 : 케이지 롤군
4 : 핀 패스 롤군
5 : 스퀴즈 롤
6 : 용접기
7 : 전봉 강관
8 : 사이징 롤군
9 : 각 성형 롤군
10 : 각형 강관
11 : 평판부
12 : 모서리부
13 : 용접부 (전봉 용접부)
14 : 모재부
15 : 용접열 영향부
16 : 용융 응고부
17 : 다이어프램
18 : 대들보
19 : 소들보
20 : 간주
100 : 건축 구조물

Claims (11)

1. 평판부와 모서리부를 갖는 각형 강관으로서,
   상기 모서리부의 외측의 곡률 반경 R 이, 상기 평판부의 평균 두께를 t (㎜) 로 할 때, 2.0 t 이상 3.0 t 이하이고,
   상기 평판부의 외면의 평탄도가, 2.5 ㎜ 이하이고,
   상기 모서리부의 외면으로부터 두께 방향으로 1/4 t 의 위치에 있어서의 균일 연신 E2 가, 상기 평판부의 외면으로부터 두께 방향으로 1/4 t 의 위치에 있어서의 균일 연신 E1 에 대해 0.60 배 이상이며,
   상기 모서리부의 외면으로부터 두께 방향으로 1/4 t 의 위치에 있어서의 -10 ℃ 에서의 샤르피 흡수 에너지가 100 J 이상인, 각형 강관.
2. 제 1 항에 있어서,
   상기 평균 두께 t 가, 상기 평판부의 평균 변길이 H (㎜) 에 대해 0.030 배 초과인, 각형 강관.
3. 제 1 항 또는 제 2 항에 있어서,
   상기 평균 두께 t 가 20 ㎜ 이상 40 ㎜ 이하인, 각형 강관.
4. 제 1 항 내지 제 3 항 중 어느 한 항에 있어서,
   상기 평판부의 항복 강도가 295 ㎫ 이상이고,
   상기 평판부의 인장 강도가 400 ㎫ 이상이며,
   상기 모서리부의 항복비가 90 ％ 이하인, 각형 강관.
5. 제 1 항 내지 제 4 항 중 어느 한 항에 있어서,
   상기 각형 강관의 성분 조성은, 질량％ 로,
   C : 0.020 ∼ 0.45 ％,
   Si : 0.01 ∼ 1.0 ％,
   Mn : 0.30 ∼ 3.0 ％,
   P : 0.10 ％ 이하,
   S : 0.050 ％ 이하,
   Al : 0.005 ∼ 0.10 ％,
   N : 0.010 ％ 이하,
   Ti : 0.001 ∼ 0.15 ％ 를 포함하고, 잔부가 Fe 및 불가피적 불순물로 이루어지고,
   상기 평판부의 두께 중앙에 있어서의 강 조직은,
   페라이트와 베이나이트의 체적률의 합계가, 평판부의 두께 중앙에 있어서의 강 조직 전체에 대해 70 ％ 이상 95 ％ 이하이며, 잔부가 펄라이트, 마텐자이트, 오스테나이트에서 선택되는 1 종 또는 2 종 이상으로 이루어지고,
   이웃하는 결정의 방위차가 15°이상의 경계로 둘러싸인 영역을 결정립으로 했을 때,
   상기 결정립의 평균 결정 입경이 15.0 ㎛ 이하이며,
   결정 입경으로 40 ㎛ 이상의 상기 결정립의 체적률의 합계가, 평판부의 두께 중앙에 있어서의 강 조직 전체에 대해 40 ％ 이하인, 각형 강관.
6. 제 1 항 내지 제 5 항 중 어느 한 항에 있어서,
   상기 성분 조성에 더하여 추가로, 질량％ 로,
   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 ％
   에서 선택되는 1 종 또는 2 종 이상을 포함하는, 각형 강관.
7. 제 1 항 내지 제 6 항 중 어느 한 항에 기재된 각형 강관의 제조 방법으로서,
   강판을 냉간 롤 성형하고, 상기 강판의 폭 방향 양단부를 전봉 용접하여 전봉 강관으로 한 후, 상기 전봉 강관을 사이징 스탠드에 의해 축경하고, 이어서 각 성형 스탠드에 의해 각 성형하여 각형 강관을 제조할 때에,
   상기 각 성형 스탠드의 출측에 있어서의 각형 강관의 둘레 길이 C_OUT 에 대한 상기 강판의 판폭 W 의 비가 식 (1) 을 만족하고, 또한, 상기 각 성형 스탠드의 출측에 있어서의 각형 강관의 둘레 길이 C_OUT 에 대한 상기 각 성형 스탠드의 입측에 있어서의 전봉 강관의 둘레 길이 C_IN 의 비가 식 (2) 를 만족하도록, 각 성형 직전의 상기 사이징 스탠드의 롤의 갭 및 상기 각 성형 스탠드의 롤의 갭을 제어하는, 각형 강관의 제조 방법.
   1.000 ＋ 0.050 × t/H ＜ W/C_OUT ＜ 1.000 ＋ 0.50 × t/H···식 (1)
   0.30 × t/H ＋ 0.99 ≤ C_IN/C_OUT ＜ 0.50 × t/H ＋ 0.99···식 (2)
   여기서, 식 (1) 및 식 (2) 에 있어서,
   W : 소재인 강판의 판폭 (㎜),
   C_IN : 제 1 단째의 각 성형 스탠드의 입측에 있어서의 전봉 강관의 둘레 길이 (㎜),
   C_OUT : 최종단의 각 성형 스탠드의 출측에 있어서의 각형 강관의 둘레 길이 (㎜),
   t : 각 성형 후의 평판부의 평균 두께 (㎜),
   H : 각 성형 후의 평판부의 평균 변길이 (㎜),
   이다.
   단, 1 단의 각 성형 스탠드에 의해 각 성형을 실시하는 경우에는, 상기 제 1 단째의 각 성형 스탠드와 상기 최종단의 각 성형 스탠드는, 동일한 각 성형 스탠드를 가리키는 것으로 한다.
8. 제 7 항에 있어서,
   상기 강판은, 강 소재를, 가열 온도 : 1100 ℃ 이상 1300 ℃ 이하로 가열한 후, 조압연 종료 온도 : 850 ℃ 이상 1150 ℃ 이하, 마무리 압연 종료 온도 : 750 ℃ 이상 900 ℃ 이하, 또한, 950 ℃ 이하에서의 합계 압하율 : 50 ％ 이상인 열연 처리를 실시하고,
   이어서, 두께 중심 온도에서 평균 냉각 속도 : 5 ℃/s 이상 30 ℃/s 이하, 냉각 정지 온도 : 400 ℃ 이상 650 ℃ 이하에서 냉각을 실시하고,
   이어서, 400 ℃ 이상 650 ℃ 이하에서 권취하는, 각형 강관의 제조 방법.
9. 제 7 항 또는 제 8 항에 있어서,
   상기 평균 두께 t 가, 상기 평판부의 평균 변길이 H 에 대해 0.030 배 초과인, 각형 강관의 제조 방법.
10. 제 7 항 내지 제 9 항 중 어느 한 항에 있어서,
    상기 평균 두께 t 가 20 ㎜ 이상 40 ㎜ 이하인, 각형 강관의 제조 방법.
11. 제 1 항 내지 제 6 항 중 어느 한 항에 기재된 각형 강관을 기둥재에 사용한 건축 구조물.

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