TW202118880A

TW202118880A - 方形鋼管及其製造方法、以及建築結構物

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Publication number: TW202118880A
Application number: TW109133302A
Authority: TW
Inventors: 松本昌士; 松本晃英; 岡部能知; 井手信介
Original assignee: 日商Ｊｆｅ鋼鐵股份有限公司
Priority date: 2019-09-30
Filing date: 2020-09-25
Publication date: 2021-05-16
Also published as: CN114450456A; CN114450456B; JPWO2021065493A1; TWI752653B; KR20220053644A; WO2021065493A1; JP6984785B2

Abstract

為了提供一種方形鋼管，其平板部的機械特性優異，可充分確保形成於管的內外表面之氧化皮的功能，又在角部可充分確保韌性且能抑制加工硬化，並提供該方形鋼管之製造方法以及使用了該方形鋼管之建築結構物。在管周方向交互地形成有複數個平板部(101)及複數個角部(102)，平板部(101)之降伏強度YS為295MPa以上，平板部(101)之抗拉強度TS為400MPa以上，平板部(101)之降伏比YR為0.80以下，角部(102)在0℃之夏比試驗吸收能量為70J以上，管的內外表面之氧化皮的厚度為1μm~ 20μm，在角部頂點的內表面之壁厚方向既定位置、和在平板部(101)之管周方向中央部的外表面之壁厚方向既定位置的平均維氏硬度之差為5HV~60HV。

Description

方形鋼管及其製造方法、以及建築結構物

本發明是關於用於建築結構物的柱材之變形能力優異且角部之加工硬化的影響減小之方形鋼管及其製造方法以及建築結構物。

以往，作為建築物的柱材所使用之方形鋼管的製造方法，是將較厚的鋼板藉由衝壓機衝壓成形為方形之後，進行熔接(BCP法)。另一方面，近年，為了取代生產性低的BCP法而謀求成本降低，是嘗試藉由BCR法來製造方形鋼管，BCR法是在輥壓成形之後，進行熔接，再進行方形成形來獲得方形鋼管的方法。

BCR法，是將熱軋鋼板藉由輥壓成形而成為圓筒狀之開口管(open pipe)形狀，將其對接部分實施電阻熔接之後，藉由配置於上下左右之輥子保持圓筒狀而在管軸方向施加數%的引伸(drawing)，接著成形為方形而製造出。基於輥壓成形之方形鋼管的製造，因為是在冷間進行，加工硬化的影響顯著。因此，相較於藉由BCP法所製得的方形鋼管，特別是平板部的塑性變形能力受損，而有設計上的限制。

為了緩和此設計上的限制，藉由BCR法所製得之方形鋼管的平板部之降伏比YR必須相當於藉由BCP法所製得之方形鋼管的平板部，其降伏比YR為0.80以下。

再者，在基於BCR法之方形鋼管的角部內面，因為其後工序的鍍Zn處理是在溫間進行，會發生殘留應力的釋放，而以藉由加工硬化導致脆化的部位為起點產生脆化裂痕。因此，在方形成形工序中，必須選定可抑制方形鋼管之角部內面之過度的加工硬化之製造條件。

基於上述的理由，當基於BCR法來製造方形鋼管的情況，選定可抑制冷成形時的加工硬化所致之平板部的降伏比YR之增加的材料、選定可抑制角部內面之殘留應力的發生之製造方法等是有效的，其中，進行將方形鋼管全體加熱之熱處理也是有效的手段。

在專利文獻1提出一種方形鋼管之製造方法，是將基於BCR法之方形鋼管的成形、藉由感應加熱裝置來進行方形鋼管的弛力退火之熱處理、實施鍍熔融鋅之鍍敷處理三者連續地進行。

在專利文獻2提出一種製造方法，是對藉由冷成形所獲得的方形鋼管，以Ac₁ 變態點以下的溫度進行回火熱處理。

在專利文獻3提出一種製造方法，是事先在方形鋼管的精加工成形之前進行方形成形，在中間進行加熱處理，在超過Ac₃ 變態點的溫度區進行精加工的方形成形。 [先前技術文獻] [專利文獻]

專利文獻1：日本特開平9-155447號公報專利文獻2：日本特開2005-163159號公報專利文獻3：日本特許第2852317號公報

[發明所欲解決之問題]

然而，近年，作為耐震性能優異之建築結構物等所使用之方形鋼管，作為平板部的機械特性是要求：降伏強度和抗拉強度成為既定值以上，且如前述般降伏比為0.80以下。此外，作為角部則要求：可充分確保韌性，且如前述般抑制加工硬化。再者，關於形成於管的內外表面之氧化皮則是要求：確保作為保護膜的功能，且抑制氧化皮剝離。然而，前述專利文獻1~3所載的技術，作為獲得滿足這些要求之方形鋼管的技術而言，尚嫌不足。

本發明是有鑑於上述事情而開發完成的，其目的是為了提供一種方形鋼管，其平板部的機械特性優異，可充分確保形成於管的內外表面之氧化皮的功能，又在角部可充分確保韌性且能抑制加工硬化，並提供該方形鋼管之製造方法以及使用了該方形鋼管之建築結構物。 [解決問題之技術手段]

本發明人等為了解決上述問題而進行了苦心研究。首先，在本發明，作為平板部(管軸方向垂直剖面的邊部)所要求的機械特性是判斷，只要降伏強度YS為295MPa以上、抗拉強度TS為400MPa以上、降伏比YR為0.80以下即可。此外，作為角部所要求的韌性是判斷，只要在0℃之夏比試驗吸收能量為70J以上即可。此外，為了充分確保在管的內外表面產生之氧化皮的功能，具體而言，為了抑制氧化皮的剝離並確保其作為保護膜的功能，在本發明認知只要其厚度為1μm~20μm即可。此外，為了充分抑制角部的加工硬化是認知，在距離角部頂點的內表面1mm±0.1mm之壁厚方向位置之平均維氏硬度、和在距離平板部之管周方向中央部的外表面1mm±0.1mm之壁厚方向位置之平均維氏硬度的差為5HV~60HV即可。

此外，本發明人等是認知，為了使方形鋼管具有上述特性，只要對於藉由冷成形而從鋼板精加工成方形後之特定的方形坯管進行退火熱處理即可，該退火熱處理是以低於Ac₁ 變態點的溫度加熱，使管之壁厚方向的加熱溫度偏差成為50℃以下，且將500℃以上的加熱保持時間設為100sec以上。詳細的說，首先著眼於，若以Ac₁ 變態點以上的溫度進行熱處理，會有韌性顯著惡化的情況。此外，本發明人等，是針對管之壁厚方向的加熱溫度偏差與管的機械特性之關係性進行探討。具體而言，關於管之壁厚方向的加熱溫度偏差，是著眼於在弛力退火處理等的退火熱處理，加熱溫度的影響很大。還著眼於，在感應加熱等的退火熱處理中，外面側是藉由電阻而被加熱，內面側的溫度變得比外面側更低溫。根據這些是認知，若加熱溫度偏差大，在管的外面、內面，弛力退火等的退火熱處理之影響的差變大，結果造成管的外面、內面之機械特性差異變大，而成為具有不均一的特性之管，而針對這點進行了苦心研究。又著眼於，在弛力退火處理中，為了除去應力必須確保充分的加熱保持時間，並進行了探討。

藉由這樣的探討是認知，為了使方形鋼管具有前述特性，只要對藉由冷成形而從鋼板精加工成方形之方形坯管進行退火熱處理即可，該退火熱處理，是以低於Ac₁ 變態點的溫度加熱，使管之壁厚方向的加熱溫度偏差成為50℃以下，且將500℃以上的加熱保持時間設為100sec以上。

針對上述認知，本發明人等，作為退火熱處理的一例，是探討對方形鋼管進行使用了工作線圈之高頻感應加熱。

在該高頻感應加熱，位於與交流電源連接之工作線圈中的被加熱體，是藉由電阻所產生的焦耳熱進行加熱。因此，高頻感應加熱之熱損失小，加熱效率優異。此外，藉由控制加熱的頻率，可調整作為讓焦耳熱產生的主要原因之渦電流的穿透深度，藉由將頻率降低，可加熱到被加熱體之更內部側。因此，在高頻感應加熱，縱使被加熱體的厚度增加，藉由將頻率適切地控制，可將被加熱體的表面和內部的加熱溫度之溫度偏差減小。

本發明人等，將作為建築結構物的柱材所使用之各種方形鋼管在工作線圈中進行搬運，並進行基於高頻感應加熱之方形鋼管的全體加熱。結果，藉由將頻率設定在適當範圍，可獲得在壁厚方向均一的加熱分布。此外，藉由將電流的穿透深度增大，可抑制集膚效應(skin effect)所致之表面的加熱集中，並能縮短鋼管內面到達目標溫度的時間。再者確認了，甚至在工作線圈全長為數m左右之小型的加熱設備也能獲得上述效果。又上述集膚效應是指以下的現象。首先，藉由高頻電流的磁場在被加熱體(鋼管)的表面產生將磁場抵消的電流(渦電流)。藉由該渦電流，利用電阻將被加熱體加熱，且越靠近上述表面則該加熱越集中。此現象稱為集膚效應。

本發明是根據上述認知而得者，其特徴如下。 [1]一種方形鋼管，係在管周方向交互地形成有複數個平板部及複數個角部，前述平板部之降伏強度YS為295MPa以上，前述平板部之抗拉強度TS為400MPa以上，前述平板部之降伏比YR為0.80以下，前述角部在0℃之夏比試驗吸收能量為70J以上，管的內外表面之氧化皮的厚度為1μm~20μm，在距離角部頂點的內表面1mm±0.1mm之壁厚方向位置的平均維氏硬度、和在距離前述平板部之管周方向中央部的外表面1mm±0.1mm之壁厚方向位置的平均維氏硬度之差為5HV~60HV。 [2]如前述[1]所述之方形鋼管，其中，在角部頂點的內表面及外表面之管周方向的殘留應力之絕對值為10Mpa~200MPa。 [3]如前述[1]或[2]所述之方形鋼管，其中，在距離角部頂點的內表面及外表面6mm±1mm之壁厚方向位置的均勻伸長率為5%以上。 [4]一種方形鋼管之製造方法，係如前述[1]~[3]之任一項所述之方形鋼管之製造方法，是對藉由冷成形而從鋼板精加工成方形之方形坯管進行退火熱處理，該退火熱處理，是以低於Ac₁ 變態點的溫度進行加熱，使管之壁厚方向的加熱溫度偏差成為50℃以下，且將500℃以上的加熱保持時間設為100sec以上。 [5]如前述[4]所述之方形鋼管之製造方法，其中，在前述退火熱處理，加熱溫度為500℃~700℃。 [6]如前述[4]或[5]所述之方形鋼管之製造方法，其中，前述退火熱處理的加熱是採用感應加熱，該感應加熱的頻率為100Hz~1000Hz。 [7]一種建築結構物，係使用前述[1]~[3]之任一項所述之方形鋼管作為柱材。 [發明之效果]

依據本發明可提供一種方形鋼管，其平板部的機械特性優異，可充分確保在管的內外表面產生之氧化皮的功能，又在角部可充分確保韌性且能抑制加工硬化，並提供該方形鋼管之製造方法以及使用了該方形鋼管之建築結構物。

針對本發明，參照圖式做說明。又並非藉由此實施形態來限定本發明。

＜方形鋼管＞圖1係顯示本發明之方形鋼管的管軸方向垂直剖面視的形狀的一例。本發明的方形鋼管1，與管的長度方向(管軸方向)垂直的剖面(管軸方向垂直剖面)為正方形或長方形，在管周方向交互地形成有複數個平板部(管軸方向垂直剖面之邊部)101及複數個角部102，上述平板部101之降伏強度YS為295MPa以上，上述平板部101之抗拉強度TS為400MPa以上，且上述平板部101之降伏比YR(=降伏強度/抗拉強度)為0.80以下，上述角部102在0℃的夏比試驗吸收能量為70J以上，管的內外表面之氧化皮的厚度為1μm~ 20μm，在距離角部頂點的內表面1mm±0.1mm之壁厚方向位置的平均維氏硬度、和在距離平板部101的管周方向中央部之外表面1mm±0.1mm之壁厚方向位置的平均維氏硬度之差為5HV~60HV。此外，本發明的方形鋼管1，可以是從電阻熔接鋼管獲得的鋼管，在平板部101上設有熔接部(電阻熔接部) 103。

在本發明，雖沒有特別的限定，在方形鋼管1的管軸方向垂直剖面之平板部101的邊長H較佳為300~ 550mm，壁厚t較佳為16~30mm。方形鋼管1的管軸方向垂直剖面視的形狀，較佳為各平板部101之四邊的邊長H完全相同之正方形(大致正方形)，亦可為長方形(大致長方形)。在長方形的情況，邊長H是取縱向邊長H1(mm)和橫向邊長H2(mm)的平均(H=(H1+H2)/2)。

在本發明所界定之平板部101的降伏強度YS：295MPa以上、抗拉強度TS：400MPa以上、降伏比YR：0.80以下，可藉由對特定的方形坯管進行退火熱處理來調整，該退火熱處理，是以低於Ac₁ 變態點的溫度進行加熱，使管的壁厚方向之加熱溫度偏差成為50℃以下，且將500℃以上的加熱保持時間設為100sec以上。

此外，在本發明所界定之角部102在0℃的夏比試驗吸收能量：70J以上，可藉由進行退火熱處理來調整，該退火熱處理，是以低於Ac₁ 變態點的溫度進行加熱，使管的壁厚方向之加熱溫度偏差成為50℃以下，且將500℃以上的加熱保持時間設為100sec以上。

平板部101的降伏強度YS、抗拉強度TS、降伏比YR可如以下般測定，亦即，以拉張方向與管軸方向平行的方式從方形鋼管1的平板部101採取JIS5號抗拉試驗片，使用該試驗片並依JIS Z 2241的規定來實施。

此外，角部102在0℃的夏比試驗吸收能量，是在距離方形鋼管1之角部102的管外面t/4處，以試驗片長度方向與管長度方向平行的方式採取V形缺口試驗片，使用該試驗片依JIS Z 2242的規定於試驗溫度：0℃下實施夏比衝撃試驗而獲得。

圖2係用於說明在本發明的方形鋼管1所形成之氧化皮的示意圖。位於上述鋼管1的內外表面之氧化皮，具有圖2所示般的構造，是從基底金屬(母材)側朝向表面側依序由層狀的方鐵礦(FeO)、磁鐵礦(Fe₃ O₄ )、赤鐵礦(Fe₂ O₃ )所構成。

在本發明，是在感應加熱等的退火熱處理，以低於Ac₁ 變態點的溫度進行加熱，藉此抑制鋼管1表面之氧化皮的成長。另一方面，在以Ac₁ 變態點以上的溫度進行加熱的情況等，氧化皮會成長。若氧化皮的厚度(以下也稱為「銹皮厚」)增加而超過20μm，來自外部的衝撃力等所產生的應力容易蓄積於銹皮層，而產生銹皮的剝離。另一方面，若銹皮厚小於1μm，在冷成形時銹皮作為保護膜的效果會消失，變得無法獲得充分的防蝕效果。因此，管之內外表面的銹皮厚設為1μm~20μm。銹皮厚較佳為2μm以上，更佳為4μm以上。此外，銹皮厚較佳為10μm以下，更佳為8μm以下。

關於上述銹皮厚，藉由調整在熱軋中將高溫的坯板暴露於大氣的時間，可成為1μm以上。此外，藉由將退火熱處理的加熱溫度設為低於Ac₁ 變態點，能使銹皮厚成為20μm以下。此外，形成於鋼管1之內外表面之氧化皮的厚度，可使用掃描型電子顯微鏡(SEM)來測定。

經由後述般之感應加熱等的退火熱處理、及定徑工序或矯正工序之後的方形鋼管1，是藉由熱處理讓殘留應力釋放。在未熱處理的方形鋼管，特別是在角部的外表面及內表面，分別產生很大的壓縮之殘留應力和拉張之殘留應力。這時，當過度的殘留應力作用在角部之外表面的情況，外表面之加工硬化的進展變顯著，在方形鋼管使用隔板等進行作為建築構件的熔接時，起因於在熔接部附近的加熱部產生之熱膨脹，會有發生龜裂的情況。此外，當過度的殘留應力作用在角部之內表面的情況，在方形鋼管成形之後進行的鍍Zn處理，殘留應力被釋放，會有在角部內面產生鍍Zn誘發裂痕的情況。當管周方向之殘留應力為鋼板母材之降伏應力(角部表面的降伏應力)以上時，在方形鋼管的角部容易發生缺陷。於是，為了抑制角部102的缺陷，必須將在角部頂點之內表面及外表面之管周方向的殘留應力減小，該殘留應力的絕對值宜小於角部表面的降伏應力。更具體的說，為了防止在將成形後的方形鋼管1切斷時產生之異常的切口變形，殘留應力的絕對值較佳為200MPa以下。此外，當殘留應力的絕對值小於10Mpa的情況，會有因矯正不足而無法使材料的降伏點伸長率消失的情況。因此，在角部頂點的內表面及外表面之管周方向之殘留應力的絕對值較佳為10Mpa~200MPa。更佳為20MPa以上，特佳為50MPa以上。此外，更佳為150MPa以下，特佳為100MPa以下。此外，在本發明，藉由控制熱處理後之矯正加工的加工量，又進行退火熱處理，可使殘留應力的絕對值成為10Mpa~200Mpa，該退火熱處理，是以低於Ac₁ 變態點的溫度進行加熱，使管之壁厚方向的加熱溫度偏差成為50℃以下，且將500℃以上的加熱保持時間設為100sec以上。

此外，作為殘留應力的測定，是將鋼管切割，將從測定位置的表層到深度50μm之構件予以電解浸蝕除去之後，利用X射線繞射之cosα法來測定周方向的殘留應力。測定位置是鋼管的長度中央部，是四個角的角部頂點位置。

在此的角部頂點，如圖1所示般，在從方形鋼管1的管軸方向垂直剖面之平板部101的短邊(H1＜H2的情況，H1)之中心位置朝向鋼管內部、更具體的說是朝向相對向之短邊的中心位置畫設的直線上，以從方形鋼管中央部朝向長邊(H1＜H2的情況，H2)方向偏移了1/2×|H2-H1| (亦即，邊長H2與邊長H1之差的一半)的點(偏移點)為起點，相對於上述之朝向相對向之短邊的中心位置畫設的直線，和形成在與偏移點所在的一側為相反側之平板部101的長邊成為45°的線與角部102外側的交點。此外，該角部頂點也可以是，在從方形鋼管1的管軸方向垂直剖面之平板部101的長邊(H1＜H2的情況，H2)之中心位置朝向相對向的長邊之中心位置畫設的直線上，以從方形鋼管中央部朝向短邊(H1＜H2的情況，H1)方向偏移了1/2×|H2-H1|的點(偏移點)為起點，相對於上述之朝向相對向之長邊的中心位置畫設的直線，從方形鋼管1的管軸方向垂直剖面之平板部101的短邊(H1＜H2的情況，H1)之中心位置朝向鋼管內部，和形成在偏移點所在的一側之平板部101的短邊成為45°的線與角部102外側之交點。此外，當管軸方向垂直剖面視的形狀為正方形(大致正方形)的情況，角部頂點，是以鋼管1的中心軸為起點，和平板部101成為45°的線與角部102外側之交點。

剛冷成形後之鋼管，加工硬化的影響顯著，特別是相較於平板部，四個角的角部之加工硬化大規模進展。在輥壓成形方形鋼管的情況，加工硬化的影響最大的是角部的內表面側，延性受損。經由基於感應加熱之弛力退火等的熱處理後之方形鋼管的組織，因為藉由回復將應力除去，其延性提高，加工硬化的影響大致消除。這時，當在距離角部頂點之內表面及外表面6mm±1mm之壁厚方向位置的均勻伸長率小於5%的情況，弛力退火不足，有可能在角部產生龜裂。因此，在距離角部頂點之內表面及外表面6mm±1mm之壁厚方向位置的均勻伸長率較佳為5%以上。更佳為10%以上。

上述均勻伸長率可如以下般測定，亦即，以拉張方向與管軸方向平行的方式從距離方形鋼管的頂點之內外表面6mm±1mm之壁厚方向的位置採取JIS5號抗拉試驗片，使用該試驗片依JIS Z 2241的規定來實施。

在本發明，藉由對特定的方形坯管進行退火熱處理，能使均勻伸長率成為5%以上，該退火熱處理，是以低於Ac₁ 變態點的溫度進行加熱，使管的壁厚方向之加熱溫度偏差成為50℃以下，且將500℃以上的加熱保持時間設為100sec以上。

此外，藉由將後述的熱處理對鋼管全體進行，可獲得在平板部101及角部102的各部位之機械特性大致均一的方形鋼管1。

在本發明，方形鋼管1的維氏硬度雖沒有特別的限定，但為了防止在熱處理後的矯正工序之矯正不足、過度的加工硬化，宜設為100~300HV。

此外，本發明的方形鋼管1，熱處理前之角部頂點的維氏硬度比平板部的維氏硬度更高，因為在弛力退火後此影響仍存在，角部頂點的維氏硬度可比平板部101的維氏硬度更高。

當在距離角部頂點的內表面1mm±0.1mm之壁厚方向位置的平均維氏硬度、和在距離平板部之管周方向中央部的外表面1mm±0.1mm之壁厚方向位置的平均維氏硬度之差((在距離角部頂點的內表面1mm±0.1mm之壁厚方向位置的平均維氏硬度)-(在距離平板部之管周方向中央部的外表面1mm±0.1mm之壁厚方向位置的平均維氏硬度))小於5HV的情況，因矯正不足，無法讓材料的降伏點伸長率消失。另一方面，若平均維氏硬度的差超過60HV，弛力退火不足，平板部和角部的機械特性變得不均一。因此，在距離角部頂點的內表面1mm±0.1mm之壁厚方向位置的平均維氏硬度、和在距離平板部101之管周方向中央部的外表面1mm±0.1mm之壁厚方向位置的平均維氏硬度之差，設為5HV~60HV。較佳為10HV以上，更佳為15HV以上。此外，較佳為40HV以下，更佳為30HV以下。在本發明，藉由對特定的方形坯管進行退火熱處理，更佳為控制弛力退火等的退火熱處理中之加熱溫度及退火熱處理時間，使上述平均維氏硬度之差成為5HV~60HV。該退火熱處理，是以低於Ac₁ 變態點的溫度進行加熱，使管之壁厚方向的加熱溫度偏差成為50℃以下，且將500℃以上的加熱保持時間設為100sec以上。

作為維氏硬度，是依顯微維氏硬度試驗(JIS Z2244:2009)的規定，測定在距離四個角之角部頂點的內表面1mm±0.1mm的壁厚方向位置、及在距離平板部101之管周方向中央部的外表面1mm±0.1mm之壁厚方向的位置之維氏硬度。將試驗力設為9.8N來測定維氏硬度。

本發明之方形鋼管1的成分組成，沒有特別的限制，較佳為具有以下的成分組成，以質量%計，係含有C：0.07~0.20%、Si：小於0.4%、Mn：0.3~2.0%、P：0.030%以下、S：0.015%以下、Al：0.01~0.06%、N：0.006%以下，剩餘部分為Fe及不可避免的雜質所構成。以下說明各成分的限定理由。以下，在各成分的說明中，除非另有說明，質量%是用%表示。

C：0.07~0.20% C是藉由固溶強化讓鋼的強度增加，且有助於第二相中的一個、即波來鐵的形成。為了確保所期望的抗拉特性及韌性，進而確保所期望的鋼組織，C含量較佳為0.07%以上。另一方面，若C含量超過0.20%，在方形鋼管熔接時(例如，將方形鋼管彼此熔接時)會生成麻田散鐵組織，而有成為熔接裂痕的原因的疑慮。因此，C含量較佳為0.07~0.20%的範圍。C含量的下限更佳為0.09%，上限更佳為0.18%。

Si：小於0.4% Si是藉由固溶強化而有助於鋼的強度增加之元素，為了確保所期望的鋼強度，可因應必要而含有。為了獲得這樣的效果，Si含量較佳為超過0.01%。但若Si含量超過0.4%以上，在鋼表面容易形成稱為紅銹之鐵橄欖石(fayalite)，使表面的外觀性狀變差的情況增多。因此，在含有Si的情況，Si含量較佳為小於0.4%。又在沒有刻意添加Si的情況，Si是作為不可避免的雜質，其含量為0.01%以下。

Mn：0.3~2.0% Mn是藉由固溶強化讓鋼板強度增加的元素，為了確保所期望的鋼板強度，較佳為含有0.3%以上。若Mn含量小於0.3%，會導致肥粒鐵變態起始溫度的上升，容易使組織過度地粗大化。另一方面，若Mn含量超過2.0%，中心偏析部的硬度會上升，在使用了方形鋼管之柱子的接頭熔接、與隔板之熔接時等，會有成為裂痕的原因之疑慮。因此，Mn含量較佳為0.3~2.0%。Mn含量的上限更佳為1.6%，上限特佳為1.4%。

P：0.030%以下 P是在肥粒鐵粒界偏析而具有讓韌性降低的作用之元素，在本發明，較佳為是作為雜質而讓其儘量減少。然而，過度的減少會導致精煉成本的高漲，因此P含量較佳為0.002%以上。又P含量可容許到0.030%為止。因此，P含量較佳為0.030%以下。P含量更佳為0.025%以下。

S：0.015%以下 S是在鋼中以硫化物的形式存在，如果在本發明的組成範圍內，主要是以MnS的形式存在。MnS，在熱軋工序被變薄拉伸，會對延性、韌性帶來不良影響，因此在本發明較佳為儘量讓MnS減少。然而，過度的減少會導致精煉成本的高漲，因此S含量較佳為0.0002%以上。又S含量可容許到0.015%為止。因此，S含量較佳為0.015%以下。S含量更佳為0.010%以下。

Al：0.01~0.06% Al是具有作為脫氧劑的作用，且具有以AlN的形式將N固定的作用之元素。為了獲得這樣的效果，Al含量必須為0.01%以上。若Al含量小於0.01%，在Si無添加的情況造成脫氧力不足，使氧化物系夾雜物增加，而使鋼的清淨度降低。另一方面，若Al含量超過0.06%，固溶Al量會增加，在方形鋼管之長度方向熔接時(方形鋼管製造時之熔接時)，特別是在大氣中進行熔接的情況，在熔接部讓氧化物形成的危險性變高，會使方形鋼管之熔接部的韌性降低。因此，Al含量較佳為0.01~0.06%。Al含量更佳為，下限0.02%，上限0.05%。

N：0.006%以下 N是將錯位運動強固地固定住，而具有讓韌性降低的作用。在本發明，N較佳為是作為雜質而儘量減少，可容許到0.006%為止。因此，N含量較佳為0.006%以下。N含量更佳為0.005%以下。

上述以外的剩餘部分為Fe及不可避免的雜質。上述成分是本發明之鋼材之基本的成分組成，除此外，可進一步含有：選自Nb：0.005~0.150%、Ti：0.005~ 0.150%、V：0.005~0.150%以下當中之1種或2種以上。

選自Nb：0.005~0.150%、Ti：0.005~0.150%、V：0.005%~0.150%當中之1種或2種以上 Nb、Ti、V都是在鋼中形成微細的碳化物、氮化物，透過析出強化而有助於鋼的強度提高之元素，可因應必要而含有。為了獲得這樣的效果，較佳為含有Nb：0.005%以上、Ti：0.005%以上、V：0.005%以上。另一方面，若過度的含有，會導致降伏比的上升及韌性的降低。因此，當含有Nb、Ti、V的情況，是設定成Nb：0.005~0.150%、Ti：0.005~0.150%、V：0.005~0.150%。較佳為Nb：0.008%以上、Ti：0.008%以上、V：0.008%以上。此外，較佳為Nb：0.10%以下、Ti：0.10%以下、V：0.10%以下。

除了上述成分以外，可進一步含有：選自Cr：0.01~1.0%、Mo：0.01~1.0%、Cu：0.01~0.50%、Ni：0.01~0.30%、Ca：0.0005~0.010%、B：0.0003~0.010%當中之1種或2種以上。

選自Cr：0.01~1.0%、Mo：0.01~1.0%、Cu：0.01~0.50%、Ni：0.01~0.30%、Ca：0.0005~0.010%、B：0.0003~0.010%當中之1種或2種以上 Cr、Mo、Cu、Ni是藉由固溶強化讓鋼的強度上升的元素，又都能將鋼之可硬化性(hardenability)提高，是有助於沃斯田鐵穩定化的元素，因此是有助於硬質的麻田散鐵及沃斯田鐵的形成之元素，可因應必要而含有。為了獲得這樣的效果，較佳為含有Cr：0.01%以上、Mo：0.01%以上、Cu：0.01%以上、Ni：0.01%以上。另一方面，若過度的含有，會導致韌性的降低及熔接性的惡化。因此，在含有Cr、Mo、Cu、Ni的情況，是設定成Cr：0.01~1.0%、Mo：0.01~1.0%、Cu：0.01~0.50%、Ni：0.01~0.30%。較佳為Cr：0.1%以上、Mo：0.1%以上、Cu：0.1%以上、Ni：0.1%以上。此外，較佳為Cr：0.5%以下、Mo：0.5%以下、Cu：0.40%以下、Ni：0.20%以下。

Ca是將在熱軋工序被變薄拉伸之MnS等的硫化物球狀化而有助於鋼的韌性提高之元素，可因應必要而含有。為了獲得這樣的效果，Ca含量較佳為0.0005%以上。然而，若Ca含量超過0.010%，會有在鋼中形成Ca氧化物團簇(cluster)而使韌性惡化的情況。因此，在含有Ca的情況，Ca含量設為0.0005~0.010%。較佳為，Ca含量0.001%以上。此外，較佳為，Ca含量0.0050%以下。

B是讓肥粒鐵變態起始溫度降低而有助於組織微細化的元素。為了獲得這樣的效果，B含量較佳為0.0003%以上。然而，若B含量超過0.010%，降伏比會上升。因此，在含有B的情況，B含量設為0.0003%~0.010%。較佳為，B含量0.0005%以上。此外較佳為，B含量0.0050%以下。

此外，在具有上述成分組成時，為了確保熔接性，較佳為(1)式所定義之Ceq為0.15%~0.50%，以及(2)式所定義之Pcm為0.30%以下。其中，(1)式及(2)式中之各種元素的成分組成都是質量%。

在此，式(1)中，C、Mn、Si、Ni、Cr、Mo、V表示各元素的含量(質量%)。(其中，不包含的元素為0(零)%。)

在此，式(2)中，C、Si、Mn、Cu、Ni、Cr、Mo、V、B表示各元素的含量(質量%)。(其中，不包含的元素為0(零)%。) (1)式中的Ceq為碳當量，成為熔接部及熱影響部之硬度的指標。若Ceq小於0.15%，有可能無法獲得作為建築結構物之柱材所需的強度。此外，若Ceq大於0.50%，會使熔接部及熱影響部過度硬化，而使周剖面強度的偏差變大。因此，Ceq較佳為0.15%~0.50%。

(2)式中的Pcm為熔接裂痕敏感度，若Pcm大於0.30%，在熔接部及熱影響部容易引發低溫裂痕。因此在本發明，Pcm較佳為0.30%以下，特佳為0.25%以下。

＜方形鋼管之製造方法＞接下來說明本發明的方形鋼管1之製造方法。本發明的方形鋼管1之製造方法，是對藉由冷成形而從鋼板精加工成方形之方形坯管進行退火熱處理，該退火熱處理，是以低於Ac₁ 變態點的溫度進行加熱，使管之壁厚方向的加熱溫度偏差成為50℃以下，且將500℃以上的加熱保持時間設為100sec以上。又在獲得上述的鋼板時，為了使最終獲得之方形鋼管的內外表面上所形成之氧化皮的厚度成為1μm以上，是調整在熱軋之精軋後將高溫的坯板暴露於大氣的時間。具體而言較佳為，在熱軋的精軋後，將表面溫度900℃以下的坯板暴露於大氣5~400sec。然後，將所獲得的鋼板藉由冷成形而精加工成方形，藉此獲得方形坯管。

在此說明，用於獲得上述方形坯管的方法。圖3係顯示用於獲得方形坯管之電阻熔接鋼管之製造設備的一例之示意圖。如圖3所示般，將捲繞成鋼卷(coil)之鋼帶(以下也稱為「鋼板」)4放出並藉由矯平機5進行矯正，藉由複數個輥子所構成之排輥群6進行中間成形而成為開口管之後，藉由複數個輥子所構成之精整輥群7進行精加工成形。上述開口管，可藉由冷輥壓成形而成為圓筒狀。在精加工成形之後，一邊藉由擠壓輥(squeeze roll)8壓接一邊將在鋼帶4的周方向對接部藉由熔接機9進行電阻熔接而成為電阻熔接鋼管10。又在本發明，電阻熔接鋼管10的製造設備並不限定於圖3般的造管工序。此外，在上述的電阻熔接，對接部被加熱而熔融，被壓接而凝固，藉此完成接合。

在之後的工序，雖參照圖4等而在之後也會敘述，在電阻熔接後的定徑工序，為了滿足本發明所需的真圓度及管軸方向的殘留應力，較佳為以使鋼管周長減少合計0.30%以上的比例的方式將鋼管縮徑。另一方面，當鋼管周長以合計超過5.0%的比例減少的方式進行縮徑的情況，在通過輥子時之管軸方向的彎曲量變大，反而有可能造成縮徑後之管軸方向的殘留應力上升。因此較佳為，以使縮徑後的鋼管周長相對於縮徑前的鋼管周長減少0.30%~5.0%的比例的方式進行縮徑。

又在定徑工序，為了將通過輥子時之管軸方向的彎曲量極力減小而抑制管軸方向之殘留應力的產生，較佳為進行基於複數機座(stand)之多階段的縮徑，各機座之縮徑較佳為以使鋼管周長減少1.0%以下的比例的方式來進行。

方形鋼管(方形坯管)是否是從電阻熔接鋼管製得可藉由以下方式判斷，亦即，將方形鋼管(方形坯管)與管軸方向垂直地切斷，將包含熔接部之切斷面研磨後用硝太蝕劑(nital)腐蝕，利用光學顯微鏡觀察。只要在熔接部的板厚中央部之熔融凝固部之管周方向寬度為1mm以下，就是從電阻熔接鋼管製得。

圖4係顯示從電阻熔接鋼管成形為方形坯管的過程之示意圖。如圖4所示般，電阻熔接鋼管10，是藉由複數個輥子所構成之定徑輥群(定徑機座)11維持圓筒形狀而進行縮徑之後，藉由複數個輥子所構成之方形成形輥群(方形成形機座)12依序成形為R1、R2、R3般的形狀，而成為方形坯管。又定徑輥群11及方形成形輥群12的機座數沒有特別的限定。此外，定徑輥群11或方形成形輥群12的孔型(caliber)曲率較佳為1條件。

圖5係顯示用於從上述方形坯管製造方形鋼管的設備之一例的示意圖。在圖5所示的例子，是在定徑工序之後，將被切斷成既定長度後的方形坯管在搬運台2上以既定的速度沿長度方向搬運。這時，工作線圈3是固定的，藉由搬運台送出之方形鋼管1是一邊通過工作線圈中一邊被加熱。

如前述般，在本發明，是對藉由冷成形而從鋼板精加工成方形後之方形坯管進行退火熱處理，該退火熱處理是以低於Ac₁ 變態點的溫度進行加熱，使管之壁厚方向的加熱溫度偏差成為50℃以下，且將500℃以上的加熱保持時間設為100sec以上。

在上述退火熱處理，為了讓藉由冷成形所蓄積的應力釋放，是在弛力退火的溫度區進行熱處理。當加熱到Ac₁ 變態點以上的情況，鋼管的組織成為二相組織，存在韌性惡化的問題。此外，管之內外表面之氧化皮的厚度會超過20μm。因此，本發明的退火熱處理，是以低於Ac₁ 變態點的溫度進行加熱。

此外，在上述退火熱處理，因為是從鋼管外面進行感應加熱等的加熱，在加熱時之鋼管的內外面會發生溫度偏差。在利用低於Ac₁ 變態點的加熱進行弛力退火的情況，加熱溫度越低溫，迄將應力完全除去為止需要更長的時間。在這樣的情況，在加熱溫度容易變得低溫之內面側，應力釋放的進展度會遲延，而發生在管之壁厚方向機械特性容易變得不均一的問題。針對這樣的外面及內面之加熱溫度之溫度偏差的問題，只要管之壁厚方向的加熱溫度偏差為50℃以下，就能獲得在管之壁厚方向均一的機械特性。因此，在本發明的退火熱處理，是使管之壁厚方向的加熱溫度偏差成為50℃以下。較佳為30℃以下，更佳為10℃以下。

此外，基於退火熱處理之加熱溫度，較佳為500℃~700℃。在低於500℃進行熱處理的情況，迄將應力完全除去為止需耗費長時間。

在500℃以上進行弛力退火的情況，為了將應力除去，較佳為確保100sec以上的加熱保持時間。在利用感應加熱將管加熱之後進行自然冷卻的情況，在管的內外面之表面的冷卻速度為約0.5℃/sec左右。因此，為了在加熱後確保100sec以上之500℃以上的加熱保持時間，在退火熱處理之加熱溫度的下限較佳為550℃(=500℃+0.5℃/sec×100sec)。基於退火熱處理之熱處理的溫度，較佳為550℃~700℃，更佳為600℃以上。又更佳為650℃以下。

在上述退火熱處理的加熱，較佳為感應加熱，可使用感應加熱裝置來進行。

在上述感應加熱，當頻率低於100Hz的情況，電流的穿透深度變得過大，集膚效應變小，因此有可能使加熱集中部的加熱溫度降低。結果，因為從被加熱的高溫部往鋼管的內面側之熱傳導變小，管整體的加熱效率惡化，設備變得大型化。另一方面，當頻率超過1000Hz的情況，因為集膚效應變大，有可能使管的外表面和內表面之加熱溫度的溫度偏差變大。因此，感應加熱的頻率較佳為設定成100Hz~1000Hz。感應加熱的頻率更佳為150Hz以上。又感應加熱的頻率更佳為500Hz以下，特佳為300Hz以下。又上述集膚效應是指以下的現象。首先，藉由高頻電流的磁場在被加熱體(鋼管)的表面產生將磁場抵消的電流(渦電流)。藉由該渦電流，利用電阻將被加熱體加熱，且越靠近上述表面則該加熱越集中。此現象稱為集膚效應。

此外，在感應加熱，關於方形坯管的搬運速度並沒有特別的限定，基於製造效率及剖面的加熱溫度均一化之觀點，較佳為0.2~4m/min。再者，在感應加熱裝置之電功率並沒有特別的限定，為了確保所期望的搬運速度，較佳為3~12MW。

作為前述鋼管的溫度管理方法，關於管外表面溫度，是利用輻射溫度計進行測定，又關於管內表面及壁厚內部的溫度，可藉由基於根據熱解析之2維模型的溫度計算來計算鋼管全周之壁厚方向的溫度分布，並依此方法進行管理。

對於基於前述的感應加熱等之退火熱處理後的方形鋼管，可再度經過定徑工序及/或矯正工序。這些工序是用於讓在對熱處理後的鋼管母材施加拉張變形時所產生的降伏點伸長率消失，只要能在管全周賦予0.5~3%的應變即可，並不限定於此。

＜建築結構物＞圖6係顯示本發明的建築結構物之一例的示意圖。

本發明的建築結構物，是使用前述本發明的方形鋼管1作為柱材。符號13、14、15、16依序表示隔板、大樑、小樑、柱子。本發明的方形鋼管，如前述般，平板部的機械特性優異，可充分確保形成於管的內外表面之氧化皮的功能，進而在角部，可充分確保韌性並抑制加工硬化。因此，使用該方形鋼管作為柱材之本發明的建築結構物可發揮優異的耐震性能。實施例

以下，根據實施例，對本發明做進一步的說明。

將具有表1所示的成分組成之熱軋鋼板，藉由排輥群及精整輥群連續成形為橢圓形剖面的開口管，接著將開口管之相對向的端面藉由高頻感應加熱或高頻電阻加熱來加熱到熔點以上，藉由擠壓輥進行壓接而獲得電阻熔接鋼管。又為了使最終獲得之方形鋼管的內外表面上所形成之氧化皮的厚度成為1μm以上，是調整在熱軋的精軋後將高溫的坯板暴露於大氣的時間，具體而言，在熱軋的精軋後，將表面溫度900℃以下之坯板暴露於大氣的時間為5~400sec。

從所獲得的圓筒鋼管，經過2段的定徑機座之後，經過4段的方形成形機座而獲得角部的曲率為板厚之(2.5±0.5)倍的方形坯管。

接下來，將上述方形坯管切裂成既定的長度，使用具有圓筒形狀的工作線圈之高頻加熱裝置(感應加熱裝置)進行熱處理(退火熱處理)，獲得方形鋼管。上述工作線圈之內徑D為960mm，搬運方向(假定成圓柱形時的高度方向)之長度為1m。方形坯管是一邊藉由搬運台車插入工作線圈中一邊被加熱。這時，以成為既定加熱溫度的方式控制搬運速度、加熱頻率、電功率。

關於鋼管的溫度管理，管外表面溫度是利用輻射溫度計進行測定，管內表面及壁厚內部的溫度，是藉由基於根據熱解析的2維模型之溫度計算來算出溫度分布。在表2，顯示加熱溫度(外面最高溫度和內面最高溫度)(℃)是否低於Ac₁ 變態點(參照表2的「加熱溫度＜Ac₁ 變態點(℃)」欄)。表2中，「○」表示加熱溫度低於Ac1變態點，「×」表示加熱溫度為Ac₁ 變態點以上。此外，加熱溫度偏差，是算出外面最高溫度(℃)和內面最高溫度(℃)的差(參照表2的「外面溫度-內面溫度(℃)」欄)。此外，表2中，「保持時間」是指500℃以上的加熱保持時間。

之後，使用傾斜輥子矯正機進行矯正加工，對鋼管賦予2%的應變。從所獲得的方形鋼管採取試驗片，實施抗拉試驗、夏比衝撃試驗、殘留應力測定、銹皮厚度測定、硬度測定。

作為平板部的抗拉試驗，是以拉張方向與管軸方向平行的方式從方形鋼管的平板部採取JIS5號抗拉試驗片，使用該試驗片依JIS Z2241的規定來實施，測定降伏強度YS、抗拉強度TS，算出由(降伏強度)/(抗拉強度)所定義的降伏比YR。

作為夏比衝撃試驗，是在距離方形鋼管的角部之管外面t/4(t：壁厚)處，以試驗片長度方向與管長度方向平行的方式採取V形缺口試驗片，使用該試驗片依JIS Z 2242的規定於試驗溫度：0℃下實施，求出吸收能量(J)。又試驗片個數為各3片，使用其等的平均值作為代表值。

作為殘留應力的測定，是將鋼管切割成500mm長度，將從測定位置的表層到深度50μm之構件予以電解浸蝕除去之後，利用X射線繞射之cosα法來測定周方向的殘留應力。測定位置是試驗片鋼管的長度中央部，是四個角的角部頂點之外表面及內表面的位置。角部頂點，關於鋼管No.1~15、18，是以鋼管的中心軸為起點，與平板部成為45°的線和角部外側之交點。此外，關於鋼管No.16、17，是以從方形鋼管中央部朝向長邊(H1)方向偏移了1/2×(H1-H2)之偏移點為起點，相對於上述直線，和形成在與偏移點所在的一側為相反側之平板部成為45°的線與角部外側的交點。

鋼管表面之氧化皮的厚度之測定，是使用掃描型電子顯微鏡(SEM)並在方形鋼管之平板部之內外表面的位置進行。在此，關於鋼管母材與銹皮的界面和銹皮表面之間的距離，是在8點的位置進行測定，將這8點的距離之合計值除以8而得的值(平均值)作為氧化皮的厚度(μm)。又上述8點，是在方形鋼管之4邊的平板部之寬度中央部，內表面4點及外表面4點合計8點。

作為角部的抗拉試驗，是以拉張方向與管軸方向平行的方式從距離方形鋼管之頂點的內外表面6mm±1mm之壁厚方向的位置採取JIS5號抗拉試驗片，使用該試驗片依JIS Z 2241的規定來實施，算出均勻伸長率(%)。

作為硬度測定，是依顯微維氏硬度試驗(JIS Z2244:2009)的規定，將試驗力設為9.8N，測定在距離四個角的角部頂點之內外表面1mm±0.1mm之壁厚方向位置的平均維氏硬度、在距離4邊的平板部之管周方向中央部的內外表面1mm±0.1mm之壁厚方向的位置的平均維氏硬度(HV)。而且，作為角部頂點的維氏硬度和平板部的維氏硬度之差，是以角部頂點的平均維氏硬度和平板部的平均維氏硬度之差成為最大的方式，根據在距離前述角部頂點的內表面1mm±0.1mm之壁厚方向位置的平均維氏硬度、和在距離前述平板部之管周方向中央部的外表面1mm±0.1mm之壁厚方向位置的平均維氏硬度之差((在距離角部頂點的內表面1mm±0.1mm之壁厚方向位置的平均維氏硬度)-(在距離平板部之管周方向中央部的外表面1mm±0.1mm之壁厚方向位置的平均維氏硬度))，來算出硬度差。

邊長H(mm)(縱向邊長H1(mm)、橫向邊長H2(mm))，是用卡尺測定，壁厚t(mm)是用測微器測定。

其等的結果如表3所示。

基於以上說明，可提供變形能力優異、抑制了角部之過度的加工硬化之方形鋼管及其製造方法，以及具有優異的耐震性能之建築結構物。

1:方形鋼管(方形坯管) 2:搬運台 3:工作線圈 4:鋼帶(鋼板) 5:矯平機 6:排輥群 7:精整輥群 8:擠壓輥 9:熔接機 10:電阻熔接鋼管 11:定徑輥群 12:方形成形輥群 13:隔板 14:大樑 15:小樑 16:柱子 101:平板部 102:角部 103:熔接部(電阻熔接部)

[圖1]係用於說明方形鋼管的平板部和角部之管軸方向垂直剖面圖。 [圖2]係用於說明氧化皮之示意圖。 [圖3]係顯示電阻熔接鋼管之製造設備的一例之示意圖。 [圖4]係顯示本發明的方形鋼管之製造設備的一例之示意圖。 [圖5]係顯示方形坯管的熱處理過程之示意圖。 [圖6]係顯示建築結構物的一例之示意圖。

1:方形鋼管(方形坯管)

10:電阻熔接鋼管

11:定徑輥群

12:方形成形輥群

R1~R3:電阻熔接鋼管10的形狀

Claims

一種方形鋼管，係在管周方向交互地形成有複數個平板部及複數個角部，前述平板部之降伏強度YS為295MPa以上，前述平板部之抗拉強度TS為400MPa以上，前述平板部之降伏比YR為0.80以下，前述角部在0℃之夏比試驗吸收能量為70J以上，管的內外表面之氧化皮的厚度為1μm~20μm，在距離角部頂點的內表面1mm±0.1mm之壁厚方向位置的平均維氏硬度、和在距離前述平板部之管周方向中央部的外表面1mm±0.1mm之壁厚方向位置的平均維氏硬度之差為5HV~60HV。
如請求項1所述之方形鋼管，其中，在前述角部頂點的內表面及外表面之管周方向的殘留應力之絕對值為10Mpa~200MPa。
如請求項1或2所述之方形鋼管，其中，在距離前述角部頂點的內表面及外表面6mm±1mm之壁厚方向位置的均勻伸長率為5%以上。
一種方形鋼管之製造方法，係如請求項1至3之任一項所述之方形鋼管之製造方法，是對藉由冷成形而從鋼板精加工成方形之方形坯管進行退火熱處理，該退火熱處理，是以低於Ac₁ 變態點的溫度進行加熱，使管之壁厚方向的加熱溫度偏差成為50℃以下，且將500℃以上的加熱保持時間設為100sec以上。
如請求項4所述之方形鋼管之製造方法，其中，在前述退火熱處理，加熱溫度為500℃~700℃。
如請求項4或5所述之方形鋼管之製造方法，其中，前述退火熱處理的加熱是採用感應加熱，該感應加熱之頻率為100Hz~1000Hz。
一種建築結構物，係使用如請求項1至3之任一項所述之方形鋼管作為柱材。