TWI733497B

TWI733497B - 箱型柱

Info

Publication number: TWI733497B
Application number: TW109120440A
Authority: TW
Inventors: 本間竜一; 浦川智樹; 田中駿
Original assignee: 日商日本製鐵股份有限公司
Priority date: 2020-06-17
Filing date: 2020-06-17
Publication date: 2021-07-11
Also published as: TW202200803A

Abstract

本發明之箱型柱係於以面板構成之箱形截面柱(柱幹)的內部透過熔接部固定有隔板者，該面板係由第1鋼板構成且該隔板係由第2鋼板構成；該箱型柱中，前述第1鋼板具有預定化學組成，Mn及Ni含量之比Mn/Ni為0.80以下；碳當量CEWES為0.430%以上且在0.900%以下；前述第1鋼板的拉伸強度為780MPa以上且在930MPa以下，降伏強度為630MPa以上且在750MPa以下，降伏比為85%以下；前述第1鋼板的板厚為40mm以上且在120mm以下；並且前述熔接部為電渣熔接部，且在前述熔接部之HAZ中，在0℃之沙丕吸收能量的平均為27J以上。

Description

箱型柱

本發明關於箱型柱(BOX柱)。

大型建築物之鋼骨係採用熔接組裝箱形截面柱(所謂的四面箱型柱)。四面箱型柱係一種藉由下述方式製造之柱構件：以截面成為正方形或長方形的方式熔接(角熔接)4片厚鋼板來作成柱幹，並且對承受強大應力的部分，在呈中空之柱的內部進一步安裝其他厚鋼板成竹節狀來作為補強構件(隔板)。近年來，建築物朝更大型化發展，而要求四面箱型柱之高強度化與厚壁化。另一方面，若鋼板厚壁化，以低入熱量熔接而言生產效率會降低。因此，從建造效率化的觀點來看，其隔板熔接及角熔接便要求應用電渣熔接、潛弧熔接等高效能的高入熱量熔接。從提升對於地震時的破壞之安全性的觀點來看，對箱型柱亦要求低降伏比及優異韌性。然而，以往於高強度厚鋼板應用上述高入熱量熔接時，難以在HAZ確保良好的韌性。

譬如，非專利文獻1及非專利文獻2中顯示了拉伸強度780MPa等級厚鋼板中之電渣熔接部的HAZ韌性。然而，根據非專利文獻1之圖6，在將熔融線(Fusion Line；FL)、從FL起算1mm(HAZ1)、從FL起算3mm(HAZ3)及從FL起算5mm(HAZ5)設為凹口位置時，沙丕吸收能量的平均值為40J以下。另外，根據非專利文獻2的圖3及圖5，在將FL設為凹口位置時，沙丕吸收能量的平均值為50J以下。

在高入熱量熔接HAZ(應用高入熱量熔接而形成之HAZ)中，因熔接入熱量而被加熱至高溫時，沃斯田鐵(γ)會進行晶粒成長。並且，高強度鋼板富含合金元素，故在高入熱量熔接HAZ中，於冷卻後係成為舊γ粒徑粗大化之以變韌鐵為主體的組織。其結果，高入熱量熔接HAZ之韌性降低。為了抑制如上述之因晶粒粗大化所致之韌性降低，例如專利文獻1~3中提議了一種使厚鋼板(母材)中生成微細粒子的技術，該微細粒子會將因熔接入熱量而被加熱的沃斯田鐵(γ)的晶界釘扎。專利文獻1~3中提議的技術係利用含Mg之微細粒子的釘扎效果來抑制因熔接入熱量而被加熱的沃斯田鐵(加熱γ)的晶粒成長。然而，以專利文獻1~3的技術而言，雖能抑制沃斯田鐵的晶粒成長，但針對其他韌性降低之主要原因，對策上不夠充分。

專利文獻4中揭示一種高入熱量熔接熱影響部韌性優異之低降伏比高強度厚鋼板，且揭示了在藉由電渣熔接(熔接入熱量≧400kJ/cm)製作之板厚65mm的熔接接頭中，在0℃下接合部的沙丕吸收能量為70J。專利文獻4中揭示了可藉由Si、Mn及P量之適當化來減低MA。然而，要抑制生成會使高入熱量HAZ明顯脆化的MA，其對策尚不充分，而且並未顯示可在大於65mm的板厚下獲得充分的高入熱量HAZ之韌性。先前技術文獻專利文獻

專利文獻1：日本特開2006-28627號公報專利文獻2：日本特開平11-236645號公報專利文獻3：日本特開平10-298708號公報專利文獻4：日本特開2017-155333號公報非專利文獻

非專利文獻1：Kazushige TOKUNO et al, 780-N/mm ²Class High Tensile Strength Steel Plate with Large-Heat-Input-Weldability and Low-Weld-Cracking-Susceptibility for Architectural Construction, NIPPON STEEL THECHNICAL REPORT No.75 November 1997, p.43~50 非專利文獻2：廣田實等其他5名，「透過線上製造流程所得之建築結構用低降伏比780N/mm ²等級鋼材其3 高入熱量熔接部接頭特性」，日本建築學會學術演講大綱集，2012年，No.1017

發明欲解決之課題本發明係有鑑於上述實際情況而作成者，且課題在於提供一種箱型柱，該箱型柱係使用高強度厚鋼板來形成且高入熱量熔接HAZ之韌性優異。在本發明中，有時會將因高入熱量熔接而形成的熔接熱影響部(Heat Affected Zone，HAZ)稱為高入熱量熔接HAZ或高入熱量HAZ。

用以解決課題之手段本發明人等進行研討，結果得知高強度厚鋼板的高入熱量熔接HAZ韌性變差的主因在於：(1)因合金元素的含量增加導致形成脆化相(Martensite-Austenite　constituent，MA)、及(2)HAZ之晶粒粗大化。於是，本發明人等為了兼顧鋼板(母材)的高強度化與確保高入熱量熔接HAZ之韌性，而從抑制會使高強度鋼板的高入熱量HAZ明顯脆化的MA生成之觀點進行了研討。結果得知：MA之生成係因鋼板中所含Mn或Ni等合金元素局部濃化而形成的微觀偏析部所致。具體而言，可知微觀偏析部若因熔接熱影響而被加熱又冷卻，則部分金屬組織會因相變態而成為MA，進而成為韌性降低的原因。本發明人等進一步進行研討之結果，獲得以下知識見解：在鋼成分(化學組成)中，將Mn含量與Ni含量之比Mn/Ni控制在0.80以下可有效抑制因微觀偏析所致之MA生成。並且，還獲得以下新知見解：在以上述方法抑制了MA生成後，活用Ti、Mg及B來控制碳當量CEWES，並抑制舊γ的粗大化及HAZ之晶粒粗大化，藉此可兼顧母材強度及確保高入熱量熔接HAZ之韌性。

本發明係鑑於上述知識見解而作成。本發明主旨如下。

[1]本發明一態樣之箱型柱，係於以面板構成之箱形截面柱的內部透過熔接部固定有隔板者，該面板係由第1鋼板構成且該隔板係由第2鋼板構成；該箱型柱中，前述第1鋼板之化學組成以質量%計含有：C：0.03%以上且在0.18%以下、Mn：0.3%以上且小於1.4%、Ni：1.0%以上且在7.0%以下、Al：0.005%以上且在0.20%以下、B：0%以上且在0.0050%以下、Ti：0%以上且在0.035%以下、Cu：0%以上且在2.0%以下、Cr：0%以上且在2.0%以下、Mo：0%以上且在2.0%以下、W：0%以上且在1.0%以下、Co：0%以上且在1.0%以下、Nb：0%以上且在0.10%以下、V：0%以上且在0.10%以下、Ca：0%以上且在0.005%以下、Mg：0%以上且在0.005%以下、REM：0%以上且在0.005%以下、Zr：0%以上且在0.005%以下、Si：0.30%以下、P：0.015%以下、S：0.005%以下、O：0.0060%以下及N：0.0100%以下，且剩餘部分由Fe及不純物所構成，Mn及Ni含量之比Mn/Ni為0.80以下；以下述(1)式計算之碳當量CEWES為0.430%以上且在0.900%以下；前述第1鋼板的拉伸強度為780MPa以上且在930MPa以下，降伏強度為630MPa以上且在750MPa以下，降伏比為85%以下；前述第1鋼板的板厚為40mm以上且在120mm以下；並且前述熔接部為電渣熔接部，且在前述熔接部之HAZ中，在0℃之沙丕吸收能量的平均為27J以上。 CEWES=C+Mn/6+Si/24+Ni/40+Cr/5+Mo/4+V/14・・・(1) 在此，(1)式中，C、Mn、Si、Ni、Cr、Mo及V為各元素的含量[質量%]，不含有之元素項目則代入0。 [2]如上述[1]之箱型柱在前述第1鋼板之前述熔接部之微觀組織中，藉由EBSD測定之平均結晶粒徑為250μm以下，並且MA面積率為3.0%以下亦可。 [3]如上述[1]或[2]之箱型柱之前述沙丕吸收能量的平均亦可為70J以上。

發明效果根據本發明上述態樣，可提供一種箱型柱，該箱型柱係使用高強度厚鋼板來形成且高入熱量熔接HAZ之韌性優異。

用以實施發明之形態以下，說明本發明一實施形態之箱型柱(本實施形態之箱型柱)。本實施形態之箱型柱係於以面板構成之箱形截面柱(柱幹)的內部透過熔接部固定有隔板而成之箱型柱，該面板係由第1鋼板構成且該隔板係由第2鋼板構成。又，第1鋼板如後所述具有預定化學組成，且具有預定板厚及預定機械特性。關於本實施形態之箱型柱，熔接部係指因熔接而先熔融後又凝固的部分(熔接金屬部)、及雖沒有因熔接而熔融但受到熔接之熱影響而組織改變之部分(熱影響部：HAZ)，母材部係指沒有受到熔接之熱影響(與熔接前相較下，組織沒有改變)的部分(除了熔接部外的部分)。

＜第1鋼板＞ (化學組成) 說明第1鋼板之化學組成(母材部之化學組成)。以下，有關化學組成之%，只要無特別說明則為質量%。

C：0.03%以上且在0.18%以下 C係會提高鋼之淬火性而有助於高強度化的元素。為了獲得其效果，C含量設為0.03%以上。另一方面，基於防止雪明碳鐵過度生成以確保韌性的觀點，C含量設為0.18%以下。且C含量宜為0.17%以下，較宜為0.16%以下。

Mn：0.3%以上且小於1.4% Mn係會提高鋼之淬火性而有助於高強度化的元素。為了獲得其效果，Mn含量設為0.3%以上。另一方面，若Mn含量過度增加，高入熱量HAZ之MA會增加，導致韌性明顯變差。因此，Mn含量設為小於1.4%。且Mn含量宜為1.3%以下，較宜為1.2%以下，更宜為1.1%以下。

Ni：1.0%以上且在7.0%以下 Ni係會提高鋼之淬火性而有助於高強度化的元素，同時亦為會提高高入熱量HAZ之韌性的元素。基於確保強度及韌性的觀點，Ni含量設為1.0%以上。且Ni含量宜為1.2%以上，較宜為1.4%以上，更宜為1.5%以上。另一方面，Ni為昂貴的元素，基於抑制製造成本上升的觀點，Ni含量設為7.0%以下。

Mn及Ni含量之比Mn/Ni：0.80以下 Mn及Ni皆為有助於鋼之高強度化的元素，但在高入熱量HAZ中Mn比Ni更容易促進MA生成。因此，Mn含量宜較Ni含量少。基於謀求高入熱量HAZ之高強度化並確保韌性的觀點，在本實施形態之箱型柱所具備之第1鋼板中，將鋼中之Mn含量除以Ni含量所得之比Mn/Ni設為0.80以下。且Mn/Ni宜為0.70以下，較宜為0.60以下。Mn/Ni可將Mn含量之下限除以Ni含量之上限所得之比作為下限，亦即亦可為0.17以上。且Mn/Ni亦可為0.20以上。

Al：0.005%以上且在0.20%以下 Al作為脫氧元素十分重要。並且，Al在添加B時，係為了藉由形成AlN來固定N以抑制BN析出，來確保對鋼之淬火性有效的固溶B而含有的重要元素。為了發揮該效果，在本實施形態中Al含量設為0.005%以上。且宜為0.01%以上。另一方面，Al含量若過多便會生成粗大鋁系氧化物，該粗大鋁系氧化物會成為破壞起點而使韌性降低。從抑制如上述之粗大鋁系氧化物生成的觀點來看，Al含量設為0.20%以下。且Al含量宜為0.18%以下，較宜為0.16%以下，更宜為0.15%以下。

Si：0.30%以下 Si有時係為了脫氧及確保強度而含有於鋼中，而其亦係會促進MA生成的元素。本發明人等針對Si對MA所造成的有害性進行研討，結果確認Si會對高入熱量HAZ之微觀偏析部中的MA生成帶來極大影響。因此，為了確保高入熱量HAZ的韌性，Si含量設為0.30%以下。且Si含量宜為0.25%以下，較宜為0.20%以下，更宜為0.15%以下。Si含量的下限不特別限定故亦可為0%，而從製造成本的觀點來看，Si含量亦可設為0.01%以上。

本實施形態箱型柱之第1鋼板的化學組成包含上述元素，且剩餘部分可為鐵(Fe)及不純物，而為了提升強度及韌性，亦可視需求含有選自於由下述所示選擇元素、B、Ti、Cu、Cr、Mo、W、Co、Nb、V、Ca、Mg、REM及Zr所構成群組中之1種或2種以上元素來取代部分Fe。然而，不一定要含有該等元素，故下限為0%。又，即便該等元素從原料或廢料等作為不純物混入鋼板中，只要係在後述範圍內便無明顯不良影響。

B：0%以上且在0.0050%以下 B係即便微量含有仍會明顯提升鋼之淬火性的元素，在要限制碳當量CEWES並確保鋼之淬火性時係有效元素。為了獲得上述效果，亦可將B含量設為0.0003%以上。另一方面，若B含量過多，高入熱量HAZ之韌性及熔接性變差。因此，就算含有，B含量也會設為0.0050%以下。

Ti：0%以上且在0.035%以下 Ti在使母材強度上升及細粒化方面係有效元素。Ti含量可為0%，而為了獲得上述效果，亦可將Ti含量設為0.005%以上。另一方面，Ti含量若過多，會有粗大TiN對韌性造成不良影響的疑慮。因此，就算含有，Ti含量也會設為0.035%以下。

Cu：0%以上且在2.0%以下 Cu亦為對熔接性及HAZ之韌性的不良影響較小而會使母材強度及韌性提升的元素。Cu含量可為0%，而為了獲得上述效果，亦可將Cu含量設為0.1%以上。另一方面，Cu含量若過多，在鋼板熱軋延時會產生Cu裂痕、或者高入熱量HAZ之韌性及熔接性會變差。因此，就算含有，Cu含量也會設為2.0%以下。

Cr：0%以上且在2.0%以下 Cr係提升母材強度的元素。Cr含量可為0%，而為了獲得上述效果，亦可將Cr含量設為0.1%以上。另一方面，若Cr含量過多，高入熱量HAZ之韌性及熔接性變差。因此，就算含有，Cr含量也會設為2.0%以下。

Mo：0%以上且在2.0%以下 Mo係提升母材強度及韌性的元素。Mo含量可為0%，而為了獲得上述效果，亦可將Mo含量設為0.1%以上。另一方面，若Mo含量過多，高入熱量HAZ之韌性及熔接性會變差、或者合金成本上升。因此，就算含有，Mo含量也會設為2.0%以下。

W：0%以上且在1.0%以下 W係提升母材強度及韌性的元素。W含量可為0%，而為了獲得上述效果，亦可將W含量設為0.1%以上。另一方面，若W含量過多，高入熱量HAZ之韌性及熔接性會變差、或者合金成本上升。因此，就算含有，W含量也會設為1.0%以下。且W含量宜為0.5%以下。

Co：0%以上且在1.0%以下 Co係對熔接性及HAZ之韌性的不良影響較小而會使母材強度及韌性提升的元素。Co含量可為0%，而為了獲得上述效果，亦可將Co含量設為0.1%以上。另一方面，Co含量若過多，除了上述效果達飽和外合金成本也會上升。因此，就算含有，Co含量也會設為1.0%以下。且Co含量宜為0.5%以下。

Nb：0%以上且在0.10%以下 Nb亦為會提升母材強度、韌性的元素。Nb含量可為0%，而為了獲得上述效果，亦可將Nb含量設為0.005%以上或0.01%以上。另一方面，若Nb含量過多，高入熱量HAZ之韌性及熔接性變差。因此，就算含有，Nb含量也會設為0.10%以下。且Nb含量宜為0.05%以下，較宜為0.03%以下。

V：0%以上且在0.10%以下 V係提升鋼之母材部強度的元素。V含量可為0%，而為了獲得上述效果，亦可將V含量設為0.005%以上或0.01%以上。另一方面，若V含量過多，高入熱量HAZ之韌性及熔接性變差。因此，就算含有，V含量也會設為0.10%以下。且V含量宜為0.08%以下，較宜為0.06%以下。

Ca：0%以上且在0.005%以下 Ca係會形成氧化物或硫化物、氧硫化物而抑制粗大夾雜物生成，從而提高母材及HAZ之韌性的元素。Ca含量可為0%，而為了獲得上述效果，亦可將Ca含量設為0.0001%以上或0.001%以上。另一方面，Ca含量若過多則Ca系夾雜物增加，該Ca系夾雜物恐會作為脆性破壞的發生起點發揮作用。因此，就算含有，Ca含量也會設為0.005%以下。且Ca含量宜為0.004%以下。

Mg：0%以上且在0.005%以下 Mg係與Ca同樣會形成氧化物或硫化物、氧硫化物而抑制粗大夾雜物生成，從而提高母材及HAZ之韌性的元素。Mg含量可為0%，而為了獲得上述效果，亦可將Mg含量設為0.0001%以上或0.001%以上。另一方面，Mg含量若過多則Mg系夾雜物增加，該Mg系夾雜物恐會作為脆性破壞的發生起點發揮作用。因此，就算含有，Mg含量也會設為0.005%以下。且Mg含量宜為0.003%以下。

REM：0%以上且在0.005%以下 REM係與Ca或Mg同樣會形成氧化物、硫化物、氧硫化物而抑制粗大夾雜物生成，從而提高母材及HAZ之韌性的元素。REM含量可為0%，而為了獲得上述效果，亦可將REM含量設為0.0001%以上或0.001%以上。另一方面，REM含量若過多則REM系夾雜物增加，該REM系夾雜物恐會作為脆性破壞的發生起點發揮作用。因此，就算含有，REM含量也會設為0.005%以下。且REM含量宜為0.003%以下。 REM(稀土族元素)意指Sc、Y之2個元素與La、Ce及Nd等鑭系元素之15個元素的總稱。本實施形態中所謂REM係以選自該等稀土族元素中之1種以上元素構成，以下說明之REM含量係稀土族元素含量之合計量。

Zr：0%以上且在0.005%以下 Zr係與Ca、Mg及REM同樣會形成氧化物、硫化物、氧硫化物而抑制粗大夾雜物生成，從而提高母材及HAZ之韌性的元素。Zr含量可為0%，而為了獲得上述效果，亦可將Zr含量設為0.0001%以上。另一方面，Zr含量若過多則Zr系夾雜物增加，該Zr系夾雜物恐會作為脆性破壞的發生起點發揮作用。因此，就算含有，Zr含量也會設為0.005%以下。且Zr含量宜為0.003%以下。

本實施形態箱型柱之第1鋼板的化學組成中，剩餘部分為鐵(Fe)及不純物。不純物係指在工業上製造鋼材時因礦石、廢料等原料或其他因素而混入之成分，且係在不會對本實施形態箱型柱之特性造成不良影響之範圍內所容許之物。惟，不純物當中，尤其針對P、S、O及N係如後述方式限制含量上限。

P：0.015%以下 P係對韌性有害的不純物。為了穩定確保高入熱量HAZ之韌性，必須限制P含量，在本實施形態中係在0.015%以下。P含量宜為0.010%以下，較宜為0.008%以下。P含量下限並無限定，而從製造成本的觀點來看，P含量亦可為0.001%以上。又，P雖係對韌性有害的不純物，但具有提高高入熱量HAZ的淬火性，使結晶粒徑細粒化，而提升高入熱量HAZ之韌性的效果。從獲得該效果之觀點來看，亦可將P含量設為0.003%以上。

S：0.005%以下 S為不純物，若大量含有則有時會形成粗大夾雜物而使韌性降低。因此，為了穩定確保高入熱量HAZ之韌性，S含量要限制在0.005%以下。S含量下限無特別限定，亦可為0%，而從製造成本的觀點來看，S含量亦可為0.0001%以上或0.001%以上。

O：0.0060%以下 O係不純物且係會形成氧化物的元素。O與Al鍵結而生成的粗大鋁系氧化物若重疊存在於高入熱量HAZ之微觀偏析部，便會作為破壞起點發揮作用，導致韌性變得極低。因此，O含量設為0.0060%以下。O含量越少越好，亦可為0%，而從製造成本的觀點來看，在本實施形態中O含量亦可為0.0001%以上。

N：0.0100%以下 N係會形成氮化物的元素。N含量若過多，則會生成BN而導致有助於提升淬火性的固溶B量大幅降低，或者會形成粗大氮化物而使韌性降低。從抑制粗大氮化物形成、及抑制BN形成以確保淬火性的觀點來看，N含量設為0.0100%以下。且N含量宜為0.0080%以下，較宜為0.0060%以下。 N含量越少越好，從製造成本的觀點來看，N含量可在0.0001%以上，亦可在0.0020%以上。

碳當量CEWES為0.430%以上且在0.900%以下在本實施形態箱型柱之第1鋼板中，除將各元素含量控制成如上述外，還更將碳當量CEWES設為0.430%以上且在0.900%以下。碳當量CEWES係影響鋼板(母材)強度及HAZ之硬度的淬火性指標。為了確保第1鋼板的強度，在本實施形態中碳當量CEWES設為0.430%以上。碳當量CEWES宜為0.440%以上，較宜為0.450%以上，更宜為0.500%以上。另一方面，若碳當量CEWES大於0.900%，高入熱量HAZ便會成為麻田散鐵，高入熱量HAZ之韌性降低。因此，CEWES設為0.900%以下。且碳當量CEWES宜為0.800%以下，較宜為0.700%以下。碳當量CEWES係使用合金元素含量利用下述(1)式來計算。 CEWES=C+Mn/6+Si/24+Ni/40+Cr/5+Mo/4+V/14・・・(1) 在此，(1)式中，C、Mn、Si、Ni、Cr、Mo及V為各元素的含量[質量%]，不含有之元素項目則代入0。

(微觀組織) 在本實施形態箱型柱之第1鋼板的熔接部中，藉由EBSD測定之平均粒徑宜在250μm以下。藉由上述平均粒徑在250μm以下，第1鋼板的熔接部的韌性提升。第1鋼板的熔接部的平均粒徑可透過利用TiN之釘扎效果來抑制晶粒成長、或藉由調整CEWES來調整淬火性等來達成。

熔接部的平均結晶粒徑係在電渣熔接接頭的L截面中，在從FL到HAZ側0.5mm為止的範圍(FL~FL+0.5mm的範圍)使用EBSD(電子背向散射繞射裝置)測定結晶方位，且將結晶晶界定義為15°高角度晶界(結晶方位差在15°以上的高角度晶界)，此時將圓等效直徑大於1.0μm之晶粒中，圓等效直徑在前0.2%以內順位之晶粒的圓等效直徑加以平均，設為所得之值。此時，測定區域設為0.5mm×0.5mm，測定節距最大設為1.0μm。

另外，在本實施形態箱型柱的熔接部中，基於確保韌性的點，MA面積率越小越好，MA面積率以3.0%以下為佳。除MA以外的組織並無限定，而基於確保強度與韌性的點，宜為以變韌鐵組織為主體且於一部分存在肥粒鐵或麻田散鐵之混合組織。 MA面積率可藉由調整Mn/Ni等來達成。

MA(Martensite-Austenite Constituent)面積率係在與測定平均結晶粒徑之試樣相同的截面中，以Le Pera蝕刻液進行蝕刻使MA露出並拍攝倍率500倍之光學顯微鏡影像後，透過圖像解析等手法來求算。測定面積率的方法有例如以下方法：藉由將拍攝的光學顯微鏡影像進行圖像處理，將看起來為白色的部分與除了其以外的部分分離，並測定看起來為白色的部分的面積率，以其作為MA面積率。

(機械特性、板厚) 拉伸強度：780MPa以上且在930MPa以下降伏強度：630MPa以上且在750MPa以下降伏比：85%以下板厚：40mm以上且在120mm以下隨著建築物的大型化、建造的高效能化及安全性的提升，對於熔接結構物用厚鋼板及使用該厚鋼板製造之箱型柱之要求漸趨高度化。本實施形態之箱型柱為了回應該等要求，在第1鋼板中，板厚設為40mm以上且在120mm以下，降伏強度設為630MPa以上且在750MPa以下，拉伸強度設為780MPa以上且在930MPa以下。並且，從耐震性的觀點來看，本實施形態箱型柱之第1鋼板的降伏比設為85%以下。降伏比的下限並無限定，舉例來說降伏比亦可為70%以上。

第1鋼板之機械特性可藉由以下方式獲得：準備從鋼板表面起算1/4板厚之位置採取之JIS4號拉伸試驗片，對該2條試驗片依循JIS Z 2241：2011進行拉伸試驗。降伏強度YS(0.2%降伏強度)及拉伸強度TS分別為2條試驗片之平均值。YR(降伏比)為YS相對於TS之比率，以百分比亦即100×(YS/TS)表示。YR(降伏比)之單位為%。

＜第2鋼板＞作為補強構件之隔板而被固定於箱形截面柱(柱幹)內部之第2鋼板不加以限定，通常係使用YP440等級之鋼板，並且以板厚為40mm~70mm、TS為440~600MPa為佳。

＜熔接部＞本實施形態之箱型柱從建造之高效能化的觀點來看，係以至少第1鋼板(面板)與第2鋼板(隔板)之熔接係應用高入熱量熔接之電渣熔接(ESW)作為前提。亦即，第1鋼板與第2鋼板係透過因電渣熔接而形成的熔接部(電渣熔接部)被接合。本實施形態之箱型柱從建造物之安全性的觀點來看，電渣熔接部之HAZ中之沙丕吸收能量(試驗溫度：0℃)的平均值為27J以上。較佳係電渣熔接部之HAZ中之沙丕吸收能量(試驗溫度：0℃)的平均值在70J以上。在箱型柱中不應用電渣熔接時，於面板不存在電渣熔接特徵所在的起始部與焊口(crater)部的始末端處理，而於隔板附近的面板存在有接合柱與柱時之熔接線。亦即，可藉由面板表面的熔接線來判斷是否有應用電渣熔接(熔接部是否為電渣熔接部)。

又，熔接部之HAZ中之沙丕吸收能量係利用以下方法測定。在箱型柱中，如圖1A、圖1B所示，第2鋼板(隔板2)係透過熔接部對第1鋼板(面板1)在垂直方向上固定，而成為T字狀的接頭。因此，試驗片4係從以下部位採取：沿著第2鋼板的板厚中心線，從熔接金屬部3起超過熔融線(FL)並通過第1鋼板側之HAZ而達至第1鋼板內部側之部位。凹口位置設為HAZ中韌性最容易變低的FL位置，採取3條試驗片。例如將凹口位置設為FL位置時，係如圖1A所示地在試驗片4與面板1正交的方向上採取，或者亦可如圖1B所示地以試驗片4相對於面板1呈傾斜的方式採取試驗片。亦即，如圖1B，亦可以從面板1的表面沿板厚方向6mm的線與FL之交點成為凹口的中央之方式採取試驗片。沙丕衝撃試驗係遵照JIS Z 2242：2018，且試驗溫度係在0℃下進行。亦可視需求在-20℃下進行試驗。吸收能量(KV2(0℃))設為所測定之3條試驗片之吸收能量的平均值(相加平均)。

＜製造方法＞接下來，說明本實施形態之箱型柱之製造方法。本實施形態之箱型柱包含： (I)準備供於熔接之第1鋼板與第2鋼板之步驟(準備步驟)、及 (II)將第1鋼板與第2鋼板組裝成箱型柱之步驟(組裝步驟)。以下，說明各步驟。

(I)準備步驟首先，準備成為箱型柱之面板之第1鋼板、及成為隔板之第2鋼板。第1鋼板只要具有上述化學組成與機械特性則無限定，例如可使用利用以下製造方法製造之鋼板。

(第1鋼板之較佳製造方法) 製造一由上述化學組成構成並藉由連續鑄造法製得之厚度200mm以上的鋼片。該鋼片被暫時冷卻至400℃以下後，又加熱到900℃以上且1250℃以下的溫度區，施以熱軋延而製造出板厚為40mm以上且在120mm以下的鋼板。鋼板可視需求施行各種熱處理。

連續鑄造後之鋼片若不冷卻至400℃以下而以熱加料法(hot charge)裝入加熱爐中，則於鑄造時生成之粗大γ組織也會殘留在加熱後之鋼片中，有時會造成鋼板組織無法充分微細化而低溫韌性變差。因此，連續鑄造後之鋼片宜暫時冷卻至400℃以下。

為了將在鑄造後之鋼片中析出的BN固溶化，來促進在熱軋延中形成TiN，鋼片之加熱溫度宜為900℃以上。加熱後之鋼片中的N會在熱軋延時形成TiN，而抑制BN生成。其結果，在鋼板中便充分確保有會提升鋼之淬火性的固溶B及會抑制晶粒成長的TiN。另一方面，從抑制γ粒粗大化並使熱軋延後之金屬組織微細化來抑制低溫韌性變差的觀點來看，鋼片之加熱溫度宜為1250℃以下。且加熱溫度較宜為1200℃以下。

熱軋延後之鋼板在直接淬火或先經氣冷後，係再加熱至γ單相區且施行後續的淬火(γ再加熱淬火)。

於熱軋延後進行直接淬火時，熱軋延之結束溫度(完工溫度)宜為沃斯田鐵(γ)單相區，亦即宜在開始發生肥粒鐵變態之Ar ₃變態點以上。此時，即便在熱軋延結束時鋼板的表層部溫度係在沃斯田鐵(γ)/肥粒鐵(α)之二相區，只要板厚方向中心部的溫度在γ單相區則無問題。熱軋延之結束溫度亦可在750℃以上。熱軋延之結束溫度從金屬組織的微細化的觀點來看，宜在900℃以下。在本實施形態中，Ar ₃變態點可藉由以下(4)式求算。

Ar ₃變態點=868-396×C+24.6×Si-68.1×Mn-36.1×Ni-20.7×Cu-24.8×Cr+29.1×Mo…(4)

在此，上述(4)式中，C、Si、Mn、Ni、Cu、Cr及Mo係以質量%表示之各元素在鋼板中的含量，不含有之元素項目則代入0。

在熱軋延後進行直接淬火時，係在γ單相區結束熱軋延，並接著施行水冷以調整鋼板材質。另一方面，在熱軋延後進行氣冷時，鋼板係再加熱至γ單相區且施行後續的淬火(γ再加熱淬火)。

為了調整材質，經於熱軋延後施行直接淬火或γ再加熱淬火的鋼板會施行各種熱處理。具體而言，為了使降伏比降低，經施行該等淬火處理(直接淬火或γ再加熱淬火)的鋼板會再加熱至沃斯田鐵(γ)與肥粒鐵(α)共存之二相區，且施行後續的淬火(二相區淬火)。在此，所謂的二相區為Ac ₁變態點以上且低於Ac ₃變態點，Ac ₁變態點及Ac ₃變態點分別可利用以下(5)式及(6)式來求算。

Ac ₁變態點=750.8-26.6×C+17.6×Si-11.6×Mn-22.9×Cu-23.0×Ni+24.1×Cr+22.5×Mo-39.7×V-5.7×Ti+232.4×Nb-169.4×Al-894.7×B … (5) Ac ₃變態點=910-203×√C+44.7×Si-30×Mn-400×Al-15.2×Ni+104×V+31.5×Mo+13.1×W+11×Cr+20×Cu-700×P-400×Ti … (6)

在此，上述(5)式及(6)式中，C、Si、Mn、Cu、Ni、Cr、Mo、V、Ti、Nb、Al、B、W及P係以質量%表示之各元素在鋼板中的含量，不含有之元素項目則代入0。

此外，為了最後調整鋼板之強度、降伏比及韌性，鋼板亦可施行回火。進行回火時，回火溫度宜為350℃以上且在600℃以下。

在此，上述熱軋延之完工溫度、γ再加熱淬火溫度、二相區淬火溫度及回火溫度皆指板厚方向中心部中的溫度。板厚方向中心部的溫度可從以輻射溫度計測得之鋼板表面溫度利用傳熱計算來求算。

藉由以上製法(包含直接淬火或γ再加熱淬火+二相區淬火+回火的製法)，便可製造第1鋼板。

第2鋼板之製造方法並無限定，可使用以周知製造方法製出之鋼板。或者亦可使用以與第1鋼板相同的製造方法製出之鋼板來作為第2鋼板。

(II)組裝步驟在組裝步驟中，以第1鋼板成為面板且第2鋼板成為隔板之方式藉由熔接來組裝箱型柱。熔接及組裝的方法只要採用周知條件即可，但至少第1鋼板與第2鋼板之熔接係設為電渣熔接。除此之外的部分的熔接可利用被覆金屬電弧熔接(shielded metal arc welding)、碳酸氣體金屬遮護電弧熔接及潛弧熔接。例如，利用電渣熔接將隔板熔接於面板之柱翼板，並熔接(角熔接)柱翼板與柱腹板使面板成為箱形的4面，然後利用電渣熔接來製造隔板與面板(柱翼板與柱腹板)，藉此可有效率地製造四面箱型柱。在熔接時可選擇適當熔接材料、熔接條件來進行，但熔接材料原則上宜視熔接施工條件等從JIS規格品或國土交通大臣認可品選定。又，在面板與隔板之強度不同之異種接頭中，可使用滿足低強度側的規格值之熔接材料。有關箱型柱之製造方法，其他事項可參照建築鋼骨工程之共通事項及標準規格書。舉例來說有日本建築學會之建築工程標準規格書　JASS6鋼骨工程、鋼骨工程技術方針/工廠製作篇；鋼骨工程技術方針/工程現場施工篇等。實施例

準備用於組裝箱型柱之第1鋼板與第2鋼板。用來作為面板之第1鋼板係準備了具有表1A~表1D所示化學組成、板厚及機械特性之鋼1-1~鋼2-14之鋼板。並且，用來作為隔板之第2鋼板係準備了具有表2所示化學組成及板厚之周知的440MPa級之鋼A~鋼D。第1鋼板之機械特性係按上述要點並遵照JIS Z 2241：2011進行拉伸試驗來評估。

又，鋼1-1~鋼2-14係按以下方法製造。將藉由連續鑄造法製得之厚度200~300mm的鋼片暫時冷卻至400℃以下後，加熱到900℃以上且1250℃以下的溫度區，並藉由熱軋延製成板厚40~120mm之鋼板。一部分的鋼板係從Ar ₃變態點以上的溫度進行直接淬火。另外，沒有進行直接淬火之鋼板係在暫時氣冷後，再加熱至γ單相區且施行後續的淬火(γ再加熱淬火)。對於經於熱軋延後施行直接淬火或γ再加熱淬火的鋼板係再加熱至二相區且施行後續的淬火(二相區淬火)。並且對二相區淬火後之鋼板在350℃以上且600℃以下實施了回火。

[表1A]

[表1B]

[表1C]

[表1D]

[表2]

接下來，以第1鋼板成為面板且第2鋼板成為隔板之方式藉由熔接來組裝了箱型柱。在組裝時，利用電渣熔接將隔板熔接於面板之柱翼板，並利用碳酸氣體金屬遮護電弧熔接來熔接(角熔接)柱翼板與柱腹板使面板成為箱型的4面，然後將隔板與面板(柱翼板與柱腹板)電渣熔接，而獲得1000mm×1000mm(截面)×13000mm(長度)的四面箱型柱。在熔接時，電渣熔接係使用JIS規格品或國土交通大臣認可品之熔接材料，視各個板厚將電流設為380A、電壓設為52V並改變速度，使熔接入熱量達55~130kJ/mm來實施。

從所得箱型柱之第1鋼板(面板)與第2鋼板(隔板)的接頭部分，以可觀察到垂直於熔接線的面之方式採取試樣，在從FL到HAZ側0.5mm為止的範圍(FL~FL+0.5mm的範圍)使用EBSD測定結晶方位，且在將結晶晶界定義為15°高角度晶界時之圓等效直徑大於1μm之晶粒中求算圓等效直徑在前0.2%以內順位之晶粒的圓等效直徑，將其等加以平均來作為平均結晶粒徑。並且，在相同截面中以Le Pera蝕刻液進行蝕刻使MA露出並拍攝倍率500倍之光學顯微鏡影像後，透過圖像解析求得MA面積率。結果列示於表3。

另外，以凹口位置在FL位置之方式從圖1A的位置採取3條試驗片後，將試驗溫度設為0℃並遵照JIS Z 2242：2018進行了沙丕衝撃試驗，以所測得之3條試驗片之吸收能量的平均值(相加平均)作為在0℃之HAZ韌性。結果列示於表3。

[表3]

如表1A~表3所示，以面板而言，在使用了鋼1-1~鋼1-16之箱型柱No.1~16中，電渣熔接部之HAZ韌性(沙丕吸收能量的平均值)為27J以上。相對於此，比較例之箱型柱No.17~30之HAZ韌性差。

產業上之可利用性本發明之箱型柱中，第1鋼板的降伏強度為630MPa以上、拉伸強度為780MPa以上、降伏比為85%以下、板厚為40~120mm且電渣熔接部之HAZ中之沙丕吸收能量(試驗溫度0℃)之平均值達27J以上。因此，本發明之箱型柱適合建築鋼骨，可透過應用本發明之箱型柱來促進建築物之高層化及大跨距化之進展，並且可提高建設效率與耐震安全性。

1:面板 2:隔板 3:熔接金屬部 4:試驗片 5:襯板

圖1A係顯示電渣熔接T字接頭之沙丕試驗片之採取要點的圖。圖1B係顯示電渣熔接T字接頭之沙丕試驗片之採取要點的圖。

(無)

Claims

一種箱型柱，係於以面板構成之箱形截面柱的內部透過熔接部固定有隔板者，該面板係由第1鋼板構成且該隔板係由第2鋼板構成；該箱型柱之特徵在於：前述第1鋼板之化學組成以質量%計含有： C：0.03%以上且在0.18%以下、 Mn：0.3%以上且小於1.4%、 Ni：1.0%以上且在7.0%以下、 Al：0.005%以上且在0.20%以下、 B：0%以上且在0.0050%以下、 Ti：0%以上且在0.035%以下、 Cu：0%以上且在2.0%以下、 Cr：0%以上且在2.0%以下、 Mo：0%以上且在2.0%以下、 W：0%以上且在1.0%以下、 Co：0%以上且在1.0%以下、 Nb：0%以上且在0.10%以下、 V：0%以上且在0.10%以下、 Ca：0%以上且在0.005%以下、 Mg：0%以上且在0.005%以下、 REM：0%以上且在0.005%以下、 Zr：0%以上且在0.005%以下、 Si：0.30%以下、 P：0.015%以下、 S：0.005%以下、 O：0.0060%以下及 N：0.0100%以下，且剩餘部分由Fe及不純物所構成， Mn及Ni含量之比Mn/Ni為0.80以下；以下述(1)式計算之碳當量CEWES為0.430%以上且在0.900%以下；前述第1鋼板的拉伸強度為780MPa以上且在930MPa以下，降伏強度為630MPa以上且在750MPa以下，降伏比為85%以下；前述第1鋼板的板厚為40mm以上且在120mm以下；並且前述熔接部為電渣熔接部，且在前述熔接部之HAZ中，在0℃之沙丕吸收能量的平均為27J以上； CEWES=C+Mn/6+Si/24+Ni/40+Cr/5+Mo/4+V/14・・・(1) 在此，(1)式中，C、Mn、Si、Ni、Cr、Mo及V為各元素以質量%計之含量，不含有之元素項目則代入0。
如請求項1之箱型柱，其中前述第1鋼板在前述熔接部之微觀組織中，藉由EBSD測定之平均結晶粒徑為250μm以下；並且 MA面積率為3.0%以下。
如請求項1或2之箱型柱，其中前述沙丕吸收能量的平均為70J以上。