WO2020170774A1 - 角形鋼管およびその製造方法、並びに建築構造物 - Google Patents

角形鋼管およびその製造方法、並びに建築構造物 Download PDF

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WO2020170774A1
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steel pipe
cooling
temperature
rectangular steel
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井手　信介
晃英 松本
昌士 松本
岡部　能知
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Ｊｆｅスチール株式会社
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    • E04C3/30—Columns; Pillars; Struts
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Definitions

  • the present invention relates to a rectangular steel pipe, a method for manufacturing the same, and a building structure.
  • the rectangular steel pipe having a small strength difference between the corner portion and the flat plate portion of the present invention is suitably used as a building structural member.
  • Square steel pipes are usually manufactured by cold forming using hot-rolled steel plates (hot-rolled steel strips) or thick plates as raw materials.
  • Methods of cold forming include press forming and roll forming.
  • a large plastic strain is applied to the corner of the square steel pipe as compared to the flat plate of the square steel pipe, so the strength of the corner tends to rise, and the strength difference between the corner and the flat plate There is a problem that becomes large.
  • the characteristics of the corner portion and the flat plate portion are greatly different, it becomes very difficult to select the welding material and the building design, and thus it becomes difficult to use the rectangular steel pipe as the material for the building structure.
  • Patent Document 1 discloses a square steel pipe obtained by cold bending a steel plate, wherein the steel pipe has C: 0.02 to 0.18% (“%” means “mass %”, The same applies to the following chemical components), Si: 0.03-0.5%, Mn: 0.7-2.5%, Al: 0.005-0.12% and N: 0.008%. The following contents (not including 0%) are contained respectively, and the balance consists of Fe and inevitable impurities. Of these inevitable impurities, P: 0.02% or less (not including 0%), S: 0.
  • the rectangular steel pipe manufactured by cold roll forming is made by rolling the flat material in the width direction (hot rolled material) built by hot rolling into a round steel pipe, and then the corners and flat plates. Formed into a square steel pipe having a portion.
  • the difference in strength between the corner portion and the flat plate portion tends to be large due to the difference in work hardening.
  • the material is built up by controlling the cooling from the surface of the hot rolled material, so the processing is performed near the surface layer of the hot rolled material where the cooling rate is relatively high. There was a problem that the previous strength (hardness) was increased.
  • the temperature control in hot rolling does not prevent the hardness of the surface of the steel sheet from excessively increasing, and the corners and the flat plate are positively activated. It does not reduce the difference in strength between the parts. Therefore, in the rectangular steel pipe obtained by cold bending, the strength of the corner is relatively higher than the strength of the flat plate even if the characteristics of the corner satisfy predetermined criteria. Was obvious.
  • it is effective to reduce the plastic strain of the corners. In order to reduce the plastic strain at the corners, it is conceivable to increase the R (roundness) at the corners.
  • a rectangular steel pipe having a large R at a corner portion is not preferable because it has a design problem when it is combined with another member as a rectangular member and a problem that the performance as a building is deteriorated due to the generation of a gap or the like.
  • the present invention has been made in view of such circumstances, and an object of the present invention is to provide a rectangular steel pipe having a small strength difference between a corner portion and a flat plate portion, a method for manufacturing the same, and a building structure using the rectangular steel pipe. ..
  • the inventors of the present invention have earnestly studied to solve the above-mentioned problems, and have obtained the following findings.
  • the work strain (plastic strain) introduced by cold roll forming becomes particularly large near the surface layer of the steel pipe (hereinafter, referred to as the outer surface vicinity) by making it difficult to cause work hardening,
  • the idea was to reduce the difference in strength between the plate and the flat plate.
  • the present inventors prepared a plurality of samples in which the area ratio of ferrite and the aspect ratio of the hard phase other than ferrite (hereinafter referred to as the hard phase) were changed as the steel structure of the square steel pipe, and the work hardening was performed. I checked the ease.
  • the hard phase includes bainite, pearlite, martensite, retained austenite, and the like, but is not particularly limited.
  • the ratio of ferrite is set to a certain value or more, and the average aspect ratio of the hard phase is set to 0.1 to 0.8. It was found that a steel structure that is hard to work harden can be created. It is considered that this is because the work hardening ability of the ferrite is small and strain is easily concentrated on the ferrite, so that the work hardening ability of the entire steel structure becomes small.
  • the present inventors In order to suppress the work hardening of the corners by utilizing the steel structure of the raw material (hot rolled material), the present inventors once set the ratio of longitudinal diameter/horizontal diameter when manufacturing a rectangular steel pipe. After being formed into a cylindrical round steel pipe having a diameter of 0.99 or more and 1.01 or less, R of the corner portion is 2.3 ⁇ t (t is a plate thickness) or more by rolls arranged vertically and horizontally. It is formed into a square shape having a size of 9 ⁇ t or less. It has been found that this makes it possible to obtain a rectangular steel pipe without excessive work hardening of the corners.
  • the “longitudinal diameter” refers to the outer diameter in the vertical direction with respect to the pipe axis of the round steel pipe
  • the “lateral diameter” refers to the outer diameter in the horizontal direction with respect to the pipe axis of the round steel pipe.
  • the proportion of ferrite is set to a certain value or more, and the average aspect ratio of the hard phase is further set. It is set to 0.1 to 0.8.
  • the hot rolled material is formed into a cylindrical shape having a longitudinal diameter/horizontal diameter ratio of 0.99 or more and 1.01 or less, and then formed into a square shape with rolls arranged vertically and horizontally, thereby forming a corner portion. It was thought that it is possible to manufacture a square steel pipe with a small difference in strength between the flat plate part.
  • square steel pipe having a small strength difference between the corner portion and the flat plate portion means that the ratio of YS of the flat plate portion to the corner portion is 0.80 or more and 0.90 or less, and the TS of the flat plate portion to the corner portion is It shows that the ratio is 0.90 or more and 1.00 or less.
  • the present inventors have made further detailed studies and completed the present invention.
  • the gist of the present invention is as follows. [1] A rectangular steel pipe having a flat plate portion and a corner portion, The composition of components is% by mass, C: 0.07 to 0.20%, Si: 1.0% or less, Mn: 0.5-2.0%, P: 0.030% or less, S: 0.015% or less, Al: 0.01 to 0.06%, N: 0.006% or less is contained, and the balance is Fe and inevitable impurities,
  • the steel structure at a position of 1/4 depth of the plate thickness t from the outer surface of the steel pipe has a ferrite area ratio of 55% or more and 80% or less, a hard phase average aspect ratio of 0.1 to 0.8,
  • the flat plate portion has YS of 350 MPa or more and TS of 520 MPa or more, The ratio of YS of the flat plate portion to the corner portion is 0.80 or more and 0.90 or less, and the ratio of TS of the flat plate portion to the corner portion
  • the hot-rolled sheet has at least one cooling period of 0.2 s or more and less than 3.0 s in the initial cooling step for 10 s from the start of cooling, and the average cooling rate at the plate thickness center temperature: 4 to 25° C. /S is applied to the cooling process,
  • a coiling step of coiling the hot rolled plate at a coiling temperature of 580° C. or less is performed to form a steel plate
  • the steel sheet is cold roll-formed to form a cylindrical end surface, which is welded to form a cylindrical shape having a longitudinal/lateral diameter ratio of 0.99 or more and 1.01 or less, and then formed into a square shape.
  • a method for manufacturing a rectangular steel pipe which is subjected to a pipe manufacturing process.
  • [6] The method for manufacturing a rectangular steel pipe according to [5], wherein the cooling stop temperature in the cooling step is 580° C. or lower.
  • this rectangular steel pipe having a small strength difference between the corner portion and the flat plate portion. Since the R of the corner portion is controlled to an appropriate size, this rectangular steel pipe can be suitably used as, for example, a rectangular steel pipe for building structural members.
  • FIG. 1 is a schematic view showing an example of an electric resistance welded steel pipe manufacturing facility.
  • FIG. 2 is a schematic view showing a forming process of a square steel pipe.
  • FIG. 3 is a perspective view schematically showing an example of a building structure using the rectangular steel pipe of the present invention.
  • FIG. 4 is a schematic view showing a cross section of a square steel pipe.
  • the square steel pipe of the present invention is as follows.
  • the composition of components is% by mass, C: 0.07 to 0.20%, Si: 1.0% or less, Mn: 0.5 to 2.0%, P: 0.030% or less, S: 0.0. It contains 015% or less, Al: 0.01 to 0.06%, N: 0.006% or less, and the balance is Fe and inevitable impurities.
  • the steel structure at a 1/4 depth position (hereinafter referred to as 1/4t position) of the plate thickness t from the outer surface of this rectangular steel pipe has a ferrite area ratio of 55% or more and 80% or less. The average aspect ratio is 0.1 to 0.8.
  • the flat plate portion of the square steel plate has YS of 350 MPa or more and TS of 520 MPa or more, the ratio of YS of the flat plate portion to the corner portion is 0.80 or more and 0.90 or less, and the ratio of TS of the flat plate portion to the corner portion is It is 0.90 or more and 1.00 or less, the Charpy absorbed energy at -40° C. at the plate thickness 1/4t position of the flat plate portion is 100 J or more, and the R of the corner portion is (2.3 ⁇ t) or more (2. 9 ⁇ t) or less.
  • the component composition of the present invention will be described. Unless otherwise specified, mass% is simply expressed as %.
  • mass% is simply expressed as %.
  • the square steel pipe and the steel sheet used for the raw material of the square steel pipe have the same composition. Therefore, the reason for limiting the composition of the square steel pipe and the steel sheet used as the raw material will be described below.
  • C 0.07 to 0.20%
  • C increases the strength of steel plates and rectangular steel pipes by solid solution strengthening.
  • C is an element that decreases the production amount of ferrite by increasing the production amount of hard phase.
  • C In order to secure a desired strength and a desired steel structure of a steel plate and a rectangular steel pipe, C needs to be contained at 0.07% or more.
  • C is 0.07 to 0.20%.
  • C is preferably 0.09% or more, more preferably 0.10% or more. Further, C is preferably 0.18% or less, more preferably 0.17% or less.
  • Si 1.0% or less
  • Si is an element that contributes to the strength increase of steel plates and square steel pipes by solid solution strengthening.
  • Si is preferably contained in an amount of more than 0.01%. However, if Si is contained in excess of 1.0%, the toughness decreases. Therefore, Si is set to 1.0% or less.
  • Si is preferably 0.8% or less, more preferably 0.6% or less. It is more preferably 0.03% or more.
  • Mn 0.5-2.0%
  • Mn is an element that increases the strength of a steel plate and a rectangular steel pipe through solid solution strengthening, and needs to be contained in an amount of 0.5% or more in order to secure the desired strength of the steel plate and the rectangular steel pipe. If the Mn content is less than 0.5%, the ferrite transformation start temperature is increased, and the hard phase is likely to be excessively coarsened accordingly. On the other hand, if Mn exceeds 2.0%, the hardness of the center segregated portion increases, which may cause cracking during welding of the rectangular steel pipe in the field. Therefore, Mn is set to 0.5 to 2.0%. Mn is preferably 1.8% or less, more preferably 1.6% or less. Mn is preferably 0.6% or more, more preferably 0.7% or more.
  • P 0.030% or less
  • P is an element that segregates at the ferrite grain boundaries to reduce the toughness of the steel plate and the square steel pipe. In the present invention, it is desirable to reduce impurities as much as possible. However, excessive reduction of P causes an increase in refining cost, so 0.002% or more is preferable. In addition, the content of P is allowable up to 0.030%. Therefore, P is 0.030% or less. P is preferably 0.025% or less, more preferably 0.020% or less.
  • S 0.015% or less S exists as sulfide in steel, and exists mainly as MnS within the range of the composition of the present invention. MnS is thinly drawn in the hot rolling process and adversely affects the ductility and toughness of steel plates and rectangular steel pipes. Therefore, in the present invention, it is desirable to reduce MnS as much as possible. However, excessive reduction of S causes an increase in refining cost, so S is preferably 0.0002% or more. In addition, the content of S is allowable up to 0.015%. Therefore, S is set to 0.015% or less. S is preferably 0.010% or less, more preferably 0.008% or less.
  • Al 0.01 to 0.06%
  • Al is an element that acts as a deoxidizing agent and has the action of fixing N as AlN.
  • Al is less than 0.01%, the deoxidizing power becomes insufficient when Si is not added, the amount of oxide inclusions increases, and the cleanliness of the steel sheet decreases.
  • the content of Al exceeds 0.06%, the amount of solid solution Al increases, and when the rectangular steel pipe is longitudinally welded (that is, at the time of electric resistance welding in the longitudinal direction of the steel pipe in the production of the rectangular steel pipe), particularly in the atmosphere.
  • Al is set to 0.01 to 0.06%.
  • Al is preferably 0.02% or more. Further, Al is preferably 0.05% or less.
  • N 0.006% or less
  • N is an element having an action of firmly fixing the motion of dislocations to reduce the toughness of the steel plate and the rectangular steel pipe.
  • N is set to 0.006% or less.
  • N is preferably 0.005% or less.
  • N is preferably 0.001% or more from the viewpoint of manufacturing cost.
  • the balance is Fe and inevitable impurities.
  • O oxygen
  • Nb 0.05% or less
  • Ti 0.05% or less
  • V 0.10% or less
  • Nb, Ti, and V are all fine carbides in steel.
  • Nb 0.05% or less
  • Ti 0.05% or less
  • V 0.10% or less
  • Nb, Ti, and V are all fine carbides in steel.
  • Nb 0.05% or less
  • Ti 0.05% or less
  • V 0.10% or less
  • Nb 0.08% or less.
  • Nb 0.001% or more
  • V: 0.001% or more are preferable
  • the total content is preferably 0.2% or less, and more preferably 0.005% or more.
  • B 0.008% or less
  • B is an element having a function of delaying the ferrite transformation in the cooling process, promoting the formation of low-temperature transformed ferrite, and increasing the strength of the steel sheet and the square steel pipe.
  • the content of B leads to an increase in the yield ratio of the steel plate, that is, the yield ratio of the rectangular steel pipe. Therefore, in the present invention, B can be contained as necessary for the purpose of adjusting the strength as long as the yield ratio of the square steel pipe is 90% or less.
  • B 0.008% or less is preferable.
  • B is more preferably 0.0015% or less, still more preferably 0.0008% or less.
  • B is preferably 0.0001% or more, more preferably 0.0003% or more.
  • Cr 0.01 to 1.0%
  • Mo 0.01 to 1.0%
  • Cu 0.01 to 0.50%
  • Ni 0.01 to 0.30%
  • Ca 0.001 to
  • Cr is an element that increases the hardenability and thereby increases the strength of the steel plate and the rectangular steel pipe, and can be contained if necessary.
  • the content of Cr exceeds 1.0%, the toughness and weldability may be deteriorated. Therefore, when Cr is contained, the content is preferably 1.0% or less.
  • Cr is more preferably 0.02% or more, and even more preferably 0.8% or less.
  • Mo 0.01-1.0%
  • Mo is an element that enhances the hardenability to increase the strength of the steel plate and the rectangular steel pipe, and can be contained if necessary. When Mo is contained to obtain such an effect, it is preferable to contain 0.01% or more of Mo. On the other hand, if Mo is contained in excess of 1.0%, the toughness may be lowered, so when Mo is contained, it is preferably 1.0% or less. Mo is more preferably 0.02% or more, and even more preferably 0.8% or less.
  • Cu 0.01 to 0.50%
  • Cu is an element that increases the strength of the steel plate and the rectangular steel pipe by solid solution strengthening, and can be contained if necessary.
  • the content is preferably 0.50% or less.
  • Cu is more preferably 0.02% or more, and further preferably 0.4% or less.
  • Ni 0.01 to 0.30%
  • Ni is an element that increases the strength of the steel plate and the rectangular steel pipe by solid solution strengthening, and can be contained if necessary. When Ni is contained to obtain such an effect, it is preferable to contain 0.01% or more of Ni. On the other hand, if Ni is contained in excess of 0.30%, the area ratio of the ferrite may be easily reduced. Therefore, when Ni is contained, it is preferably 0.30% or less. Ni is more preferably 0.02% or more, and further preferably 0.2% or less.
  • Ca 0.001 to 0.010%
  • Ca is an element that contributes to improving the toughness of steel by spheroidizing sulfides such as MnS that are thinly stretched in the hot rolling step, and can be contained if necessary.
  • the Ca content is preferably 0.001 to 0.010%.
  • Ca is more preferably 0.0015% or more, and more preferably 0.0050% or less.
  • ferrite In the steel structure at the 1/4t position from the outer surface of the rectangular steel pipe of the present invention, ferrite has an area ratio of 55% or more and 80% or less, and the average aspect ratio of the hard phase is 0.1 to 0.8. In the steel structure, the average equivalent circle diameter of the hard phase can be 20 ⁇ m or less.
  • the steel structure at the 1/4t position from the outer surface of the steel pipe is composed of ferrite and other hard phases.
  • the hard phase includes phases other than ferrite, that is, bainite, pearlite, martensite, retained austenite, and the like.
  • the total area ratio of each hard phase is 20 to 45%.
  • the area ratio of ferrite is less than 55%, the proportion of bainite becomes excessive in the range of the above-mentioned composition of the present invention, and the strain easily disperses in the hard phase, so that work hardening easily occurs. As a result, it is not possible to obtain a rectangular steel pipe having a small difference in strength between the corner portion and the flat plate portion. On the other hand, when the area ratio of ferrite exceeds 80%, desired strength cannot be obtained. Ferrite is preferably 60% or more, and preferably 75% or less.
  • the aspect ratio of the hard phase is an average value of the aspect ratios of grains having a nanohardness of 3.0 GPa or more in a structure other than ferrite.
  • Average equivalent circle diameter of hard phase 20 ⁇ m or less (suitable condition)
  • the average equivalent circular diameter of the hard phase exceeds 20 ⁇ m, the toughness decreases, so it is preferable to set it to 20 ⁇ m or less. It is more preferably 15 ⁇ m or less.
  • the average equivalent circular diameter of the hard phase is an average value of equivalent circular diameters of grains having a nanohardness of 3.0 GPa or more in a structure other than ferrite.
  • a square steel pipe manufactured by roll forming using a steel plate has the same steel structure at the 1/4t position at both the corner portion and the flat plate portion, so the flat plate portion at the 1/4t position.
  • the measurement may be performed at any of the 1/4t positions of the corner.
  • the steel structure at the 1/4t position of the flat plate portion is defined.
  • the "steel structure at the 1/4t position" means that the above-mentioned steel structure exists in any of the ranges from the 3/16t position to the 5/16t position described above.
  • the above steel structure is observed by the following method, and the type and area ratio (%) of the structure are obtained.
  • the test piece for microscopic observation is taken from a rectangular steel pipe, polished so that the cross section (L cross section) in the rolling direction becomes the observation surface, and subjected to nital corrosion to produce.
  • the structure was observed by using an optical microscope (magnification: 500 times) or a scanning electron microscope (SEM) with the structure at the 1/4 t thickness of the structure as the center of observation from the surface of the test piece for structure observation (that is, the outer surface of the rectangular steel pipe). , Magnification: 500 times), and the steel structure is observed and imaged.
  • the measurement area was 500 ⁇ m ⁇ 500 ⁇ m.
  • “t” indicates the thickness (plate thickness) of the steel pipe.
  • the type of structure is specified using an image analysis device (image analysis software: Photoshop, manufactured by Adobe), and the area ratio of ferrite is calculated.
  • image analysis software Photoshop, manufactured by Adobe
  • the area ratio of the tissue was obtained by observing in five or more visual fields and averaging the values obtained in each visual field.
  • the average aspect ratio of the hard phase was calculated as follows. First, the nanohardness was determined by the nanoindentation method for the structures other than ferrite from the structure photographs obtained above. For particles having a nanohardness of 3.0 GPa or more, a value calculated by (average length in plate thickness direction/average length in rolling direction) was calculated for all the particles, and the average aspect ratio was obtained.
  • the average equivalent circle diameter of the hard phase was measured using the SEM/EBSD method.
  • the orientation difference between adjacent crystal grains was determined, and the boundary having an orientation difference of 15° or more was measured as the crystal grain boundary. From the obtained crystal grain boundaries, the arithmetic average of the grain diameters was calculated and the average circle equivalent diameter was obtained.
  • the measurement area was 500 ⁇ m ⁇ 500 ⁇ m, and the measurement step size was 0.5 ⁇ m.
  • those having a crystal grain size of 2.0 ⁇ m or less were taken as measurement noise, and those having a nanohardness of less than 3.0 GPa were excluded from analysis as nonhard phases.
  • FIG. 1 is a schematic view showing an example of an electric resistance welded steel pipe manufacturing facility.
  • FIG. 2 is a schematic view showing a forming process of a square steel pipe.
  • the method for manufacturing a rectangular steel pipe of the present invention is to subject a steel plate to a pipe forming step to form a rectangular steel pipe.
  • the steel plate is cold-rolled and the cylindrical end surface is welded.
  • the round steel pipe is further cold-shaped into square shape by rolls arranged vertically and horizontally. To form a square steel pipe having a corner and a flat plate.
  • a steel strip 1 which is a raw material of an electric resistance welded steel pipe is subjected to an entrance side correction by a leveler 2 and then intermediately formed by a cage roll group 3 made up of a plurality of rolls to form an open pipe.
  • the fin-pass roll group 4 including a plurality of rolls is finish-molded.
  • the width end of the steel strip 1 is resistance-welded by the welding machine 6 while being pressed against the squeeze roll 5 to form the cylindrical electric resistance welded steel pipe 7.
  • the facility for manufacturing the electric resistance welded steel pipe 7 is not limited to the pipe making process as shown in FIG.
  • the electric resistance welded steel pipe 7 is reduced in diameter by a sizing roll group (sizing stand) 8 made up of a plurality of rolls while remaining in a cylindrical shape, and the longitudinal/lateral diameter ratio is 0.99 or more.
  • the cylindrical shape is 01 or less.
  • a square forming roll group (square forming stand) 9 composed of a plurality of rolls, the square steel pipe 10 is sequentially formed into a shape such as R1, R2, and R3.
  • the number of stands of the sizing roll group 8 and the corner forming roll group 9 is not particularly limited.
  • the present invention it is important to set the ratio of longitudinal diameter/horizontal diameter to 0.99 or more and 1.01 or less for the following reasons.
  • a steel pipe is manufactured by roll forming, in the process, non-uniform strain is often applied in the circumferential direction for the purpose of suppressing springback.
  • the cylindrical cross-section which is the previous stage, does not necessarily need to be a perfect circle. Therefore, even if it is called a cylindrical shape, it is not necessarily a perfect circle at the stage of manufacturing the rectangular steel pipe, and as a result, the obtained rectangular steel pipe cannot reduce the difference in characteristics between the flat plate portion and the corner portion. From this, in the present invention, in order to reduce the characteristic difference between the flat plate portion and the corner portion, the shape is formed into a cylindrical shape having a longitudinal diameter/horizontal diameter ratio of 0.99 or more and 1.01 or less in the previous step. Is mandatory.
  • the plastic strain at the corners becomes too large compared to the flat plate unless it is formed into a cylindrical shape with a ratio of longitudinal diameter/lateral diameter of 0.99 or more and 1.01 or less.
  • the YS ratio of the flat plate portion to the corner portion is less than 0.80
  • the TS ratio of the flat plate portion to the corner portion is less than 0.90. Since the plastic strain of the corner portion is larger than that of the flat plate portion, the YS ratio of the flat plate portion to the corner portion is 0.90 or less, and the TS ratio of the flat plate portion to the corner portion is 1.00 or less. It is natural.
  • the YS of the flat plate portion targeted in the present invention is 350 MPa or more
  • the TS is 520 MPa or more
  • the ratio of the YS of the flat plate portion to the corner portion is 0.80 to 0.90
  • the TS of the flat plate portion to the corner portion is In order to set the ratio to 0.90 or more and 1.00 or less, it is formed into a cylindrical shape having a longitudinal/lateral diameter ratio of 0.99 or more and 1.01 or less before the corner forming.
  • R of the corners is (2 It can be set to 0.3 ⁇ t) or more and (2.9 ⁇ t) or less (where t is the plate thickness).
  • the difference in strength between the corner portion and the flat plate portion is made small by setting R of the corner portion to be (2.3 ⁇ t) or more and (2.9 ⁇ t) or less (where t is the plate thickness).
  • YS of the flat plate portion is 350 MPa or more, TS is 520 MPa or more, and the ratio of YS of the flat plate portion to the corner portion is 0.80 or more and 0.90 or less, to the corner portion.
  • the ratio of TS of the flat plate portion is 0.90 or more and 1.00 or less
  • the Charpy absorbed energy of the flat plate portion at ⁇ 40° C. is 100 J or more
  • the R of the corner portion is (2.3 ⁇ t) or more (2.9 ⁇ t). Because of the following, it is possible to obtain a rectangular steel pipe having a small strength difference between the corner portion and the flat plate portion.
  • This square steel pipe can be suitably used especially as a square steel pipe for building structural members because the R of the corner portion is controlled to an appropriate size and the strength difference between the corner portion and the flat plate portion is small.
  • the square steel pipe of the present invention preferably uses, as its material, a steel sheet (hot rolled steel sheet) obtained by sequentially performing the hot rolling step, the cooling step, and the winding step described below. You can In the present invention, this steel plate may be subjected to the above-described pipe forming step to form a square steel pipe.
  • a steel sheet hot rolled steel sheet obtained by sequentially performing the hot rolling step, the cooling step, and the winding step described below.
  • a method for producing a steel sheet suitable as a material for a rectangular steel pipe of the present invention includes, for example, a steel material having the above-described composition, under the conditions described below, in a hot rolling step (hereinafter referred to as a hot rolling step), A steel plate (hot rolled steel plate) can be obtained by performing the cooling process and the winding process in this order.
  • the hot-rolled sheet after the hot-rolling step has at least one cooling period of 0.2 s or more and less than 3.0 s in the initial cooling for 10 s from the start of cooling, and the average at the sheet thickness center temperature of the hot-rolled sheet.
  • a cooling step is performed at a cooling rate of 4 to 25° C./s and a cooling stop temperature of 580° C. or less. Then, the hot rolled sheet after the cooling step is wound at a coiling temperature of 580° C. or lower, and then subjected to a coiling step of allowing it to cool to obtain a steel sheet (hot rolled steel sheet).
  • the temperature is the surface temperature of a steel material, a sheet bar, a hot rolled plate, a steel plate or the like, unless otherwise specified. These surface temperatures can be measured with a radiation thermometer or the like. Unless otherwise specified, the average cooling rate (°C/s) is ((temperature before cooling-temperature after cooling)/cooling time) The value obtained by.
  • the melting method of the steel material (steel slab) having the above-described component composition is not particularly limited, and it may be melted using a known melting method such as a converter, an electric furnace, a vacuum melting furnace. You can
  • the casting method is also not particularly limited, and it can be manufactured to a desired size by a known casting method such as a continuous casting method. It should be noted that there is no problem even if the ingot-bulk rolling method is applied instead of the continuous casting method.
  • the molten steel may be further subjected to secondary refining such as ladle refining.
  • a hot rolling process is applied to the obtained steel material (steel slab).
  • the steel material is heated to a heating temperature of 1100-1300°C.
  • the rough rolling time when the plate thickness center temperature of the steel material is 1000°C or higher: 200 seconds or more and 400 seconds or less is controlled, and the rough rolling end temperature: 1000 to After rough rolling at 800° C., finish rolling at a finish rolling start temperature of 1000 to 800° C. and finish rolling end temperature of 900 to 750° C. is performed to obtain a hot rolled sheet.
  • the temperature at the thickness center of the steel material in the hot rolling process is calculated by calculating the temperature distribution in the steel material cross section by heat transfer analysis.
  • Heating temperature 1100 to 1300°C If the heating temperature of the steel material is less than 1100° C., the deformation resistance of the material to be rolled becomes too large, resulting in insufficient load capacity and rolling torque in the rough rolling mill and finish rolling mill, making rolling difficult. On the other hand, if the heating temperature exceeds 1300° C., the austenite crystal grains become coarse, and even if the austenite grains are repeatedly processed and recrystallized in rough rolling and finish rolling, it becomes difficult to make them finer. Further, it may be difficult to secure desired toughness in the hot rolled steel sheet. Therefore, the heating temperature of the steel material is set to 1100 to 1300°C. The heating temperature is preferably 1280°C or lower. The heating temperature is preferably 1150° C. or higher.
  • a temperature in the range of 1100°C or lower and the Ar3 transformation point or higher may be selected as the heating temperature.
  • the heated steel material is then roughly rolled to form a sheet bar, etc.
  • Rough rolling time at 1000°C or higher at the sheet thickness center temperature 200 seconds or more and 400 seconds or less
  • the rough rolling time at 1000°C or more at the sheet thickness center temperature of the steel material is 400 seconds or less
  • the vicinity of the surface of the material to be rolled is preferentially cooled.
  • coarsening of the austenite grain size at the 1/4t position from the surface of the rolled material is suppressed, and subsequent ferrite transformation is promoted.
  • the proportion of ferrite in the steel structure can be 55% or more in area ratio.
  • the austenite will be coarse-grained and the desired amount of ferrite cannot be secured, and a square steel pipe with a small strength difference between the corner portion and the flat plate portion cannot be obtained.
  • the rough rolling time is less than 200 seconds, the austenite grain size becomes too fine and the proportion of ferrite in the steel structure exceeds 80% in area ratio, resulting in insufficient strength.
  • the rough rolling time is preferably 220 seconds or more, more preferably 250 seconds or more.
  • the rough rolling time is preferably 380 seconds or less, more preferably 350 seconds or less.
  • Rough rolling end temperature 1000-800°C
  • the austenite grains of the heated steel material are processed and recrystallized by rough rolling to be refined.
  • the rough rolling finish temperature is lower than 800° C.
  • insufficient load capacity and rolling torque of the rough rolling machine are likely to occur.
  • the rough rolling end temperature exceeds 1000° C. and reaches a high temperature, the austenite grains are coarsened, and the toughness of the square steel pipe is likely to decrease.
  • the rough rolling end temperature is preferably 820° C. or higher, and more preferably 840° C. or higher.
  • the rough rolling finish temperature is preferably 980° C. or lower, and more preferably 950° C. or lower.
  • the rough rolling finish temperature can be achieved by adjusting the heating temperature of the steel material, the cooling conditions during the rough rolling, the retention between the rough rolling passes, the steel material thickness, and the like.
  • the thickness of the material to be rolled (thickness of the sheet bar, etc.) at the stage of finishing the rough rolling is not particularly limited, and the product sheet (hot rolled steel sheet) having the desired product thickness by finish rolling should be used. I wish I could.
  • the product thickness is preferably about 12 to 28 mm.
  • the material to be rolled is subjected to finish rolling with, for example, a tandem rolling mill to form a hot rolled sheet.
  • Finish rolling start temperature 1000-800°C
  • finish rolling entry side temperature the processing strain introduced by the rolling process tends to remain, and it is easy to achieve the refinement of ⁇ grains.
  • finish rolling start temperature is less than 800° C.
  • the temperature near the surface of the steel sheet in the finish rolling mill becomes the Ar3 transformation point or lower, and the risk of ferrite formation increases.
  • the generated ferrite becomes ferrite grains elongated in the rolling direction due to the subsequent finish rolling, which causes a decrease in workability.
  • finish rolling start temperature exceeds 1000° C.
  • the finish rolling start temperature is set to 800 to 1000°C.
  • the finish rolling start temperature is preferably 825 to 975°C.
  • Finish rolling finish temperature 900-750°C
  • finish rolling end temperature (finish rolling exit side temperature) exceeds 900° C. and reaches a high temperature
  • the processing strain added during finish rolling is insufficient, the ⁇ grains cannot be refined, and the toughness of the rectangular steel pipe decreases. It will be easier.
  • finish rolling finish temperature is lower than 750° C.
  • the finish rolling end temperature is preferably 850° C. or lower. It is preferably 770° C. or higher.
  • the hot rolled sheet After finishing rolling, the hot rolled sheet is cooled.
  • the number of times of cooling of 0.2 s or more and less than 3.0 s in the initial cooling for 10 s from the start of cooling is the initial cooling step.
  • the cooling step of 0.2 s or more and less than 3.0 s is provided once or more to cool. This is performed to suppress the formation of martensitic structure on the front and back surfaces of the steel sheet.
  • the cooling step is not provided in the initial cooling step, or if the cooling step is less than 0.2 s, the steel structure on the front and back surfaces of the steel sheet becomes a martensite structure, and the toughness of the square steel pipe decreases. Further, in the initial cooling step, when the cooling step is 3.0 s or more, the average aspect ratio of the hard phase is less than 0.1, and the toughness is insufficient. Therefore, the time of one cooling step performed during the initial cooling step of the cooling step is set to 0.2 s or more and less than 3.0 s. The time for one cooling step is preferably 0.4 s or more, and preferably 2.0 s or less.
  • the number of times the cooling process is performed during the initial cooling process must be at least once.
  • the number of cooling steps may be appropriately set depending on the arrangement of the cooling equipment, the cooling stop temperature, and the like. Here, the cooling is naturally cooled.
  • the upper limit of the number of cooling steps is not particularly limited, but is preferably 10 times or less from the viewpoint of productivity.
  • the number of times of cooling is set to a plurality of times, it may be appropriately set by, for example, stopping injection of water from a nozzle in a partial section of a water cooling nozzle described later to cause intermittent injection.
  • the hot rolled sheet obtained by finish rolling is cooled from the start of cooling to the stop of cooling (end of cooling). Cooling is performed so that the average cooling rate at the plate thickness center temperature is 4 to 25° C./s and the cooling stop temperature is 580° C. or less.
  • the cooling performed in the cooling step is performed by water cooling (water cooling) such as water column cooling, spray cooling, mist cooling, or the like, or gas jet cooling that injects cooling gas, for example, water is injected from a nozzle.
  • water cooling water cooling
  • the average cooling rate at the thickness center of the hot-rolled sheet is less than 4°C/s, the frequency of ferrite grain formation decreases, the ferrite crystal grains become coarse, and the toughness decreases.
  • the average cooling rate at the center of the thickness of the hot rolled sheet is set to 4 to 25°C/s.
  • the average cooling rate at the plate thickness center of the hot-rolled sheet is preferably 5°C/s or more, and preferably 15°C/s or less.
  • the average cooling rate of the thickness center of the hot rolled sheet is ((Temperature of thickness center at cooling start (°C)-Temperature of thickness center at cooling stop (°C))/Cooling time (s)) Required by.
  • the temperature at the thickness center of the hot rolled sheet can be obtained by calculating the temperature distribution in the section of the steel sheet by heat transfer analysis.
  • the cooling stop temperature exceeds 580°C, the average equivalent circle diameter of the hard phase of the steel sheet may exceed 20 ⁇ m, and the toughness may decrease.
  • the cooling stop temperature is more preferably 560° C. or lower.
  • the average cooling rate in the temperature range of 750°C to 650°C of the hot rolled sheet is 20°C/s or more. If the average cooling rate in this temperature range is less than 20° C./s, the average equivalent circle diameter of the hard phase may exceed 20 ⁇ m.
  • the average cooling rate in the temperature range of 750° C. to 650° C. at the surface temperature of the hot rolled sheet is preferably 80° C./s or less. If the average cooling rate in this temperature range exceeds 80° C./s, the average aspect ratio of the hard phase may exceed 0.8. Further, since the average aspect ratio of the hard phase is set to 0.8 or less, it is preferable to start the cooling step immediately (within 5 seconds) after finishing rolling.
  • the hot rolled sheet After completion of cooling, the hot rolled sheet is subjected to a winding process to obtain a steel sheet (hot rolled steel sheet).
  • Winding temperature 580°C or lower
  • the hot-rolled sheet is wound at a winding temperature: 580°C or lower and then allowed to cool. If the coiling temperature exceeds 580° C., ferrite transformation and pearlite transformation proceed after coiling, the proportion of pearlite becomes excessive, and the toughness of the square steel pipe decreases. Therefore, the winding temperature is set to 580°C or lower.
  • the winding temperature is preferably 550°C or lower. It should be noted that even if the coiling temperature is lowered, there is no problem with the material, but when the coiling temperature is less than 400° C., the coiling deformation resistance is extremely large, especially in a thick steel plate having a plate thickness exceeding 25 mm. May not be able to be wound up properly. Therefore, the winding temperature is preferably 400° C. or higher.
  • the steel plate after the winding process (hot rolled steel plate) is subjected to the above-mentioned pipe forming process to obtain a square steel pipe.
  • FIG. 3 is a perspective view schematically showing a building structure according to the embodiment of the present invention.
  • a plurality of rectangular steel pipes 11 of the present invention are erected and used as a pillar material.
  • a plurality of girders 14 made of a steel material such as H-section steel are installed between adjacent rectangular steel pipes 11.
  • a plurality of small beams 15 made of a steel material such as H-shaped steel is installed between the adjacent large beams 14.
  • the large beam 14 made of a steel material such as an H-shaped steel is installed between the adjacent rectangular steel pipes 11.
  • a stud 17 is provided as needed for mounting a wall or the like.
  • the building structure of the present invention uses the square steel pipe 11 of the present invention in which the strength difference between the corner portion and the flat plate portion is small, it is easy to select a welding material for welding the square steel pipe 11 and the diaphragm 16, such as undermatch.
  • the strength difference with the welding material is unlikely to occur.
  • the undermatch hardly occurs, troubles such as breakage at the welded portion can be suppressed.
  • the angle R (R of the corner portion) of the rectangular steel pipe 11 is controlled to an appropriate size, it is easy to combine with another structural member having a right angle cross section.
  • the angle R of the rectangular steel pipe 11 is controlled to an appropriate size, it is possible to withstand a larger external force, and the earthquake resistance and the like are improved.
  • Molten steel was smelted in a converter and made into a slab (steel material: wall thickness 250 mm) with the composition shown in Table 1 by the continuous casting method. After heating the slabs (steel material) to the heating temperature shown in Table 2, the hot rolling process, the cooling process, and the winding process under the conditions shown in Table 2 were performed, and then the plates were allowed to cool to give a plate thickness: A 16-28 mm steel plate (hot rolled steel plate) was used. The cooling step was started immediately (within 5 seconds) after finishing rolling. Cooling was performed by water cooling. The cooling step during the initial cooling step was performed by providing a cooling section in which water cooling is not performed during the initial cooling step which is 10 seconds after the start of cooling. Then, using the obtained hot-rolled steel sheet as a raw material, a round steel pipe was formed by cold roll forming under the conditions shown in Table 2, and then a square steel pipe (400 to 550 mm square) was formed by cold roll forming.
  • test pieces were sampled from the obtained rectangular steel pipes, and the structure observation, the tensile test, the Charpy impact test, and the R measurement of the corners were carried out.
  • the structure was observed and measured by the above method. Further, the tensile test, the Charpy impact test, and the method for measuring the R of the corners were as follows.
  • the radius of curvature of the corner is the curvature at the intersection of the line (L) that forms an angle of 45° with the adjacent side starting from the center of the pipe and the outside of the corner (outer surface side of the corner).
  • the radius of curvature of the corner is such that the center angle is 65°, which is centered on the above L and is defined by the line drawn toward the connection point (A, A′) between the flat part and the arc part of the rectangular steel pipe.
  • the radius of curvature can be calculated by using the sine theorem from the measurement result of the distance relationship of three points (intersection points outside the corners and two points that are the connection points of the flat portion and the arc portion).
  • a calculation method and a method of measuring the radius of curvature from a radial gauge that matches well with the corners in the three points but the method is not limited to this.
  • a radial gauge was used to measure the radius of curvature of the corners.
  • the angle R is an average value of 10 cross sections perpendicular to the tube axis direction as described above.
  • the characteristics of the present invention (YS of the flat plate portion was 350 MPa or more, TS was 520 MPa or more, the ratio of the YS of the flat plate portion to the corner portion was 0.80 or more and 0.90 or less, The ratio of the TS of the flat plate portion to the flat portion is 0.90 or more and 1.00 or less, the Charpy absorbed energy at ⁇ 40° C. of the flat plate portion is 100 J or more, and the R of the corner portion is (2.3 ⁇ t) or more (2.9 ⁇ (less than t) (here, t is the plate thickness), while the characteristics of the present invention were not obtained in Comparative Examples outside the scope of the present invention.

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Abstract

角形鋼管およびその製造方法、並びにこの角形鋼管を使用した建築構造物を提供する。本発明は、平板部と角部を有する角形鋼管であって、特定の成分組成を有し、鋼管の外表面から板厚ｔの１／４深さ位置における鋼組織は、フェライトが面積率で５５％以上８０％以下であり、硬質相の平均アスペクト比が０．１～０．８であり、平板部は、ＹＳが３５０ＭＰａ以上、ＴＳが５２０ＭＰａ以上であり、角部に対する平板部のＹＳの比は０．８０以上０．９０以下、角部に対する平板部のＴＳの比は０．９０以上１．００以下であり、平板部の－４０℃のシャルピー吸収エネルギーが１００Ｊ以上であり、角部のＲは（２．３×ｔ）以上（２．９×ｔ）以下である。

Description

角形鋼管およびその製造方法、並びに建築構造物
　本発明は、角形鋼管およびその製造方法並びに建築構造物に関する。本発明の角部と平板部の強度差の小さい角形鋼管は建築構造部材として好適に用いられる。
　角形鋼管（「角コラム」とも称する。）は、通常、熱延鋼板（熱延鋼帯）または厚板を素材とし、冷間成形することにより製造される。冷間成形する方法としては、プレス成形およびロール成形がある。しかし、これらの何れの方法においても、角形鋼管の角部には角形鋼管の平板部と比較して大きな塑性ひずみが加わるため、角部の強度が上昇しやすく、角部と平板部の強度差が大きくなるという問題がある。角部と平板部で特性が大きく異なる場合、溶接材料の選定や建築設計が非常に困難となるため、角形鋼管を建築構造用材料として用いることが難しくなる。
　このような問題に対して、直接的な検討が行われた例は多くないが、例えば建築構造物用の角形鋼管として特許文献１の技術がある。特許文献１には、鋼板を冷間曲げ加工して得られる角形鋼管であって、前記鋼管は、Ｃ：０．０２～０．１８％（「％」は「質量％」の意味であり、以下の化学成分について同じである。）、Ｓｉ：０．０３～０．５％、Ｍｎ：０．７～２．５％、Ａｌ：０．００５～０．１２％およびＮ：０．００８％以下（０％を含まない。）を夫々含有し、残部がＦｅおよび不可避的不純物からなり、該不可避的不純物のうちＰ：０．０２％以下（０％を含まない。）、Ｓ：０．０１％以下（０％を含まない。）およびＯ：０．００４％以下（０％を含まない。）に夫々抑制されており、前記曲げ加工部は直角に加工ままの状態であり、且つ下記（Ａ）～（Ｃ）の要件を満足することで耐震性を確保する冷間成形角形鋼管が開示されている。
（Ａ）鋼管の平坦部における降伏強度：３５５ＭＰａ以上、引張強度：５２０ＭＰａ以上である、
（Ｂ）前記平坦部のミクロ組織において、ベイナイト組織の面積分率：４０％以上である、
（Ｃ）鋼管の角部における表層部がビッカース硬さＨｖ：３５０以下、引張試験での伸び：１０％以上、０℃のシャルピー吸収エネルギーｖＥ０：７０Ｊ以上である。
特許第５３８５７６０号公報
　冷間のロール成形により製造される角形鋼管は、熱間圧延によって造り込まれた幅方向に平坦な材料（熱間圧延材）を、ロール成形により、丸形鋼管とした後、角部と平板部を有する角形鋼管に成形される。このような製法上、加工硬化の差により、角部と平板部の強度差は大きくなりやすい。さらには、ロール成形前に行われる熱間圧延では、熱間圧延材の表面からの冷却制御によって材料の造り込みを行うため、冷却速度が相対的に大きくなる熱間圧延材の表層近傍では加工前の強度（硬さ）が大きくなるという問題があった。
　しかし、上述の特許文献１に開示された技術では、熱間圧延での温度制御により、鋼板の表面の硬さが過度に上昇しないようにすることにとどまっており、積極的に角部と平板部の強度差を小さくするものではない。そのため、冷間曲げ加工して得られた角形鋼管は、たとえ角部の特性が所定の基準を満たしていても、角部の強度が平板部の強度と比較して相対的に高くなっているのは明らかであった。角部の強度の上昇を抑えるには、角部の塑性ひずみを小さくすることが有効である。角部の塑性ひずみを小さくするには、角部のＲ（丸み）を大きくすることが考えられる。しかし、角部のＲが大きい角形鋼管は、角形の部材として他の部材と組み合わせる際に、設計上の問題や、隙間の発生などにより建築物としての性能低下につながる問題があるため好ましくない。
　本発明はかかる事情に鑑みてなされたものであって、角部と平板部の強度差の小さい角形鋼管およびその製造方法、並びにこの角形鋼管を使用した建築構造物を提供することを目的とする。
　本発明者らは、上記課題を解決するために鋭意検討した結果、以下の知見を得た。
　本発明では、冷間でのロール成形で導入される加工ひずみ（塑性ひずみ）が特に大きくなる鋼管の表層近傍（以下、外表面近傍と称する。）において、加工硬化を生じにくくすることにより、角部と平板部の強度差を小さくすることに着想した。
　そこで、本発明者らは、角形鋼管の鋼組織としてフェライトの面積率およびフェライト以外の硬質相（以下、硬質相と称する。）のアスペクト比を変化させた試料を複数用意し、加工硬化のしやすさを調べた。ここで、硬質相とは、ベイナイト、パーライト、マルテンサイト、および残留オーステナイトなどが含まれるが、特に限定されない。
　その結果、平板部のＹＳが３５０ＭＰａ以上、ＴＳが５２０ＭＰａ以上の強度を有する角形鋼管において、フェライトの割合を一定以上とし、さらに硬質相の平均アスペクト比が０．１～０．８とすることにより、加工硬化しにくい鋼組織を造り込めることを見出した。これは、フェライトの加工硬化能が小さい上にそのフェライトにひずみが集中しやすくなったことで、鋼組織全体としての加工硬化能が小さくなることによるものと考えられる。
　また、本発明者らは、素材（熱間圧延材）の鋼組織を活かして角部の加工硬化を抑制するためには、角形鋼管を製造する際に、一旦、縦径／横径の比で０．９９以上１．０１以下の円筒状の丸形鋼管に成形した後、上下および左右に配置されたロールにより、角部のＲが２．３×ｔ（ｔは板厚）以上２．９×ｔ以下である角状に成形する。これにより、角部を過度に加工硬化させずに角形鋼管を得られることを見出した。ここで、「縦径」とは、上記丸形鋼管の管軸に対する鉛直方向の外径をさし、「横径」とは、上記丸形鋼管の管軸に対する水平方向の外径をさす。
　以上より、本発明では、冷間でのロール成形で導入される加工ひずみが最も大きくなる角形鋼管の外表面近傍の鋼組織について、フェライトの割合を一定以上とし、さらに硬質相の平均アスペクト比を０．１～０．８とする。また、熱間圧延材を縦径／横径の比で０．９９以上１．０１以下の円筒状に成形した後、上下および左右に配置されたロールで角状に成形することにより、角部と平板部の強度差の小さい角形鋼管を製造することができると考えた。
　なお、本発明において、「角部と平板部の強度差が小さい角形鋼管」とは、角部に対する平板部のＹＳの比が０．８０以上０．９０以下、角部に対する平板部のＴＳの比が０．９０以上１．００以下であることを示す。
　本発明者らは、さらに詳細な検討を重ね、本発明を完成するに至った。本発明の要旨は、次の通りである。
［１］　平板部と角部を有する角形鋼管であって、
　成分組成は、質量％で、
Ｃ：０．０７～０．２０％、
Ｓｉ：１．０％以下、
Ｍｎ：０．５～２．０％、
Ｐ：０．０３０％以下、
Ｓ：０．０１５％以下、
Ａｌ：０．０１～０．０６％、
Ｎ：０．００６％以下
を含有し、残部がＦｅおよび不可避的不純物からなり、
　鋼管の外表面から板厚ｔの１／４深さ位置における鋼組織は、フェライトが面積率で５５％以上８０％以下であり、硬質相平均アスペクト比が０．１～０．８であり、
　前記平板部は、ＹＳが３５０ＭＰａ以上、ＴＳが５２０ＭＰａ以上であり、
　前記角部に対する前記平板部のＹＳの比は０．８０以上０．９０以下、前記角部に対する前記平板部のＴＳの比は０．９０以上１．００以下であり、
　前記平板部の－４０℃のシャルピー吸収エネルギーが１００Ｊ以上であり、
　前記角部のＲは（２．３×ｔ）以上（２．９×ｔ）以下
である角形鋼管。
［２］　前記成分組成に加えてさらに、質量％で、下記Ａ群～Ｃ群のうちから選ばれた１群または２群以上を含有する[１]に記載の角形鋼管。
　　　　　　　　　　　　　記
Ａ群：Ｎｂ：０．０５％以下、Ｔｉ：０．０５％以下、Ｖ：０．１０％以下のうちから選ばれた１種または２種以上
Ｂ群：Ｂ：０．００８％以下
Ｃ群：Ｃｒ：０．０１～１．０％、Ｍｏ：０．０１～１．０％、Ｃｕ：０．０１～０．５０％、Ｎｉ：０．０１～０．３０％、Ｃａ：０．００１～０．０１０％のうちから選ばれた１種または２種以上
［３］　前記鋼組織は、さらに、前記硬質相の平均円相当径が２０μｍ以下である［１］または[２]に記載の角形鋼管。
［４］　［１］～［３］のいずれか１つに記載の角形鋼管の製造方法であって、
鋼板を冷間でロール成形して円筒状にした端面を溶接し、縦径／横径の比で０．９９以上１．０１以下の円筒状に成形した後、角状に成形する造管工程を施す角形鋼管の製造方法。
［５］　［１］～［３］のいずれか１つに記載の角形鋼管の製造方法であって、
鋼素材に、熱間圧延工程、冷却工程、巻取工程および造管工程をこの順に施して角形鋼管を製造するに際し、
　前記鋼素材を加熱温度：１１００～１３００℃に加熱した後、
板厚中心温度が１０００℃以上での粗圧延時間：２００秒以上４００秒以内、粗圧延終了温度：１０００～８００℃、
仕上圧延開始温度：１０００～８００℃、仕上圧延終了温度：９００～７５０℃とする熱間圧延工程を施して熱延板とし、
　次いで、前記熱延板に、冷却開始から１０ｓ間の初期冷却工程における０．２ｓ以上３．０ｓ未満の放冷を１回以上有し、板厚中心温度での平均冷却速度：４～２５℃／ｓとする冷却工程を施し、
　次いで、前記熱延板を巻取温度：５８０℃以下で巻取る巻取工程を施して鋼板とし、
　次いで、前記鋼板を冷間でロール成形して円筒状にした端面を溶接し、縦径／横径の比で０．９９以上１．０１以下の円筒状に成形した後、角状に成形する造管工程を施す角形鋼管の製造方法。
[６]　前記冷却工程の冷却停止温度を５８０℃以下とする［５］に記載の角形鋼管の製造方法。
［７］　［１］～［３］のいずれか１つに記載の角形鋼管を使用した建築構造物。
　本発明によれば、角部と平板部の強度差が小さい角形鋼管を得ることができる。この角形鋼管は、角部のＲが適切な大きさに制御されているため、例えば建築構造部材向け角形鋼管として好適に用いることができる。
図１は、電縫鋼管の製造設備の一例を示す模式図である。 図２は、角鋼管の成形過程を示す模式図である。 図３は、本発明の角形鋼管を使用した建築構造物の一例を模式的に示す斜視図である。 図４は、角鋼管の断面を示す模式図である。
　以下、本発明について詳細に説明する。
　本発明の角形鋼管は以下の通りである。成分組成は、質量％で、Ｃ：０．０７～０．２０％、Ｓｉ：１．０％以下、Ｍｎ：０．５～２．０％、Ｐ：０．０３０％以下、Ｓ：０．０１５％以下、Ａｌ：０．０１～０．０６％、Ｎ：０．００６％以下を含有し、残部がＦｅおよび不可避的不純物からなる。この角形鋼管の外表面から板厚ｔの１／４深さ位置（以下、１／４ｔ位置と称する。）における鋼組織は、フェライトが面積率で５５％以上８０％以下であり、硬質相の平均アスペクト比が０．１～０．８である。また、角形鋼板の平板部は、ＹＳが３５０ＭＰａ以上、ＴＳが５２０ＭＰａ以上であり、角部に対する平板部のＹＳの比は０．８０以上０．９０以下、角部に対する平板部のＴＳの比は０．９０以上１．００以下であり、平板部の板厚１／４ｔ位置における－４０℃のシャルピー吸収エネルギーが１００Ｊ以上であり、角部のＲは（２．３×ｔ）以上（２．９×ｔ）以下である。
　まず、本発明の成分組成について説明する。なお、特に断らない限り質量％は、単に％で記す。なお、本発明では、角形鋼管と角形鋼管の素材に用いる鋼板との成分組成は同一である。そのため、以下においては、角形鋼管と素材に用いる鋼板の成分組成の限定理由として説明する。
　Ｃ：０．０７～０．２０％
　Ｃは、固溶強化により鋼板および角形鋼管の強度を増加させる。一方、Ｃは、硬質相の生成量を増加させることでフェライトの生成量を減少させる元素である。所望の強度、さらに所望の鋼板および角形鋼管の鋼組織を確保するためには、Ｃは０．０７％以上の含有を必要とする。一方、０．２０％を超えるＣの含有は、所望のフェライト量を確保することが難しくなる。このため、Ｃは０．０７～０．２０％とする。Ｃは、好ましくは０．０９％以上であり、より好ましくは０．１０％以上である。また、Ｃは、好ましくは０．１８％以下であり、より好ましくは０．１７％以下である。
　Ｓｉ：１．０％以下
　Ｓｉは、固溶強化で鋼板および角形鋼管の強度増加に寄与する元素である。所望の鋼板および角形鋼管の強度を確保するためには、Ｓｉは０．０１％を超えて含有することが望ましい。しかし、１．０％を超えてＳｉを含有すると、靱性が低下する。このため、Ｓｉは１．０％以下とする。なお、Ｓｉは、好ましくは０．８％以下、より好ましくは０．６％以下である。より好ましくは０．０３％以上である。
　Ｍｎ：０．５～２．０％
　Ｍｎは、固溶強化を介して鋼板および角形鋼管の強度を増加させる元素であり、所望の鋼板および角形鋼管の強度を確保するために、０．５％以上の含有を必要とする。Ｍｎが０．５％未満の含有では、フェライト変態開始温度の上昇を招き、それに伴って硬質相が過度に粗大化しやすい。一方、Ｍｎは２．０％を超えて含有すると、中心偏析部の硬度が上昇し、角形鋼管の現場での溶接時の割れの原因となる懸念がある。このため、Ｍｎは０．５～２．０％とする。Ｍｎは、好ましくは１．８％以下であり、より好ましくは１．６％以下である。Ｍｎは、好ましくは０．６％以上であり、より好ましくは０．７％以上である。
　Ｐ：０．０３０％以下
　Ｐは、フェライト粒界に偏析して、鋼板および角形鋼管の靭性を低下させる作用を有する元素である。本発明では、不純物としてできるだけ低減することが望ましい。しかし、過度のＰの低減は、精錬コストの高騰を招くため、０．００２％以上とすることが好ましい。なお、Ｐの含有は０．０３０％までは許容できる。このため、Ｐは０．０３０％以下とする。Ｐは、好ましくは０．０２５％以下であり、より好ましくは０．０２０％以下である。
　Ｓ：０．０１５％以下
　Ｓは、鋼中では硫化物として存在し、本発明の成分組成の範囲であれば、主としてＭｎＳとして存在する。ＭｎＳは、熱間圧延工程で薄く延伸され、鋼板および角形鋼管の延性および靭性に悪影響を及ぼす。このため、本発明ではできるだけＭｎＳを低減することが望ましい。しかし、過度のＳの低減は、精錬コストの高騰を招くため、Ｓは０．０００２％以上とすることが好ましい。なお、Ｓの含有は０．０１５％までは許容できる。このため、Ｓは０．０１５％以下とする。Ｓは、好ましくは０．０１０％以下であり、より好ましくは０．００８％以下である。
　Ａｌ：０．０１～０．０６％
　Ａｌは、脱酸剤として作用するとともに、ＡｌＮとしてＮを固定する作用を有する元素である。このような効果を得るためには、０．０１％以上のＡｌの含有を必要とする。Ａｌは０．０１％未満では、Ｓｉ無添加の場合に脱酸力が不足し、酸化物系介在物が増加し、鋼板の清浄度が低下する。一方、０．０６％を超えるＡｌの含有は、固溶Ａｌ量が増加し、角形鋼管の長手溶接時（すなわち、角形鋼管の製造における鋼管長手方向の電縫溶接時）、特に大気中での溶接の場合に、溶接部に酸化物を形成させる危険性が高くなり、角形鋼管溶接部の靭性が低下する。このため、Ａｌは０．０１～０．０６％にする。Ａｌは、好ましくは０．０２％以上である。また、Ａｌは、好ましくは０．０５％以下である。
　Ｎ：０．００６％以下
　Ｎは、転位の運動を強固に固着することで鋼板および角形鋼管の靭性を低下させる作用を有する元素である。本発明では、Ｎは不純物としてできるだけ低減することが望ましく、０．００６％までは許容できる。このため、Ｎは０．００６％以下とする。Ｎは、好ましくは０．００５％以下である。本発明では特に規定しないが、製造コストの観点より、Ｎは０．００１％以上とすることが好ましい。
　残部はＦｅおよび不可避的不純物である。ただし、本発明の効果を損なわない範囲においては、不可避的不純物として、例えばＯ（酸素）：０．００５％以下を含有することを許容できる。
　以上が本発明の基本の成分組成である。上記した必須元素で本発明で目的とする特性は得られるが、必要に応じて下記の元素を含有することができる。
　Ｎｂ：０．０５％以下、Ｔｉ：０．０５％以下、Ｖ：０．１０％以下のうちから選ばれた１種または２種以上
　Ｎｂ、Ｔｉ、Ｖは、いずれも鋼中で微細な炭化物、窒化物を形成し、析出強化を通じて鋼の強度向上に寄与する元素である。このため、本発明では強度を調整する目的で含有してもよい。このような効果を得るために、Ｎｂ、Ｔｉ、Ｖを含有する場合は、それぞれ、Ｎｂ：０．０５％以下、Ｔｉ：０．０５％以下、Ｖ：０．１０％以下とすることが好ましく、Ｎｂ：０．０４％以下、Ｔｉ：０．０４％以下、Ｖ：０．０８％以下とすることがより好ましい。Ｎｂ、Ｔｉ、Ｖを含有する場合は、それぞれ、Ｎｂ：０．００１％以上、Ｔｉ：０．００１％以上、Ｖ：０．００１％以上とすることが好ましく、Ｎｂ：０．００３％以上、Ｔｉ：０．００３％以上、Ｖ：０．００３％以上とすることがより好ましい。
　なお、Ｎｂ、Ｔｉ、Ｖのうちから選ばれた２種以上を含有する場合には、合計で０．２％以下とすることが好ましく、０．００５％以上とすることが好ましい。
　Ｂ：０．００８％以下
　Ｂは、冷却過程のフェライト変態を遅延させ、低温変態フェライトの形成を促進し、鋼板および角形鋼管の強度を増加させる作用を有する元素である。Ｂの含有は、鋼板の降伏比、すなわち角形鋼管の降伏比の増加に繋がる。このため、本発明では、角形鋼管の降伏比が９０％以下となるような範囲であれば、強度を調整する目的で必要に応じてＢを含有することができる。Ｂを含有する場合は、Ｂ：０．００８％以下とすることが好ましい。Ｂは、より好ましくは０．００１５％以下であり、さらに好ましくは０．０００８％以下である。Ｂは、好ましくは０．０００１％以上であり、より好ましくは０．０００３％以上である。
　Ｃｒ：０．０１～１.０％、Ｍｏ：０．０１～１.０％、Ｃｕ：０．０１～０．５０％、Ｎｉ：０．０１～０．３０％、Ｃａ：０．００１～０．０１０％のうちから選ばれた１種または２種以上
　Ｃｒ：０．０１～１.０％
　Ｃｒは、焼入れ性を高めることで、鋼板および角形鋼管の強度を上昇させる元素であり、必要に応じて含有することができる。そのような効果を得るためにＣｒを含有する場合は、０．０１％以上のＣｒを含有することが好ましい。一方、１．０％を超えて含有すると靱性や溶接性を低下させるおそれがあるので、Ｃｒを含有する場合は１．０％以下とすることが好ましい。Ｃｒは、より好ましくは０．０２％以上であり、より好ましくは０．８％以下である。
　Ｍｏ：０．０１～１.０％
　Ｍｏは、焼入れ性を高めることで、鋼板および角形鋼管の強度を上昇させる元素であり、必要に応じて含有することができる。そのような効果を得るためにＭｏを含有する場合は、０．０１％以上のＭｏを含有することが好ましい。一方、１．０％を超えてＭｏを含有すると靱性を低下させるおそれがあるので、Ｍｏを含有する場合は１．０％以下とすることが好ましい。Ｍｏは、より好ましくは０．０２％以上であり、より好ましくは０．８％以下である。
　Ｃｕ：０．０１～０．５０％
　Ｃｕは、固溶強化により鋼板および角形鋼管の強度を上昇させる元素であり、必要に応じて含有することができる。そのような効果を得るためにＣｕを含有する場合は、０．０１％以上のＣｕを含有することが好ましい。一方、０．５０％を超えてＣｕを含有すると靱性を低下させるおそれがあるので、Ｃｕを含有する場合は０．５０％以下とすることが好ましい。Ｃｕは、より好ましくは０．０２％以上であり、より好ましくは０．４％以下である。
　Ｎｉ：０．０１～０．３０％
　Ｎｉは、固溶強化により鋼板および角形鋼管の強度を上昇させる元素であり、必要に応じて含有することができる。そのような効果を得るためにＮｉを含有する場合は、０．０１％以上のＮｉを含有することが好ましい。一方、０．３０％を超えてＮｉを含有するとフェライトの面積率が低下しやすくなるおそれがあるので、Ｎｉを含有する場合は０．３０％以下とすることが好ましい。Ｎｉは、より好ましくは０．０２％以上であり、より好ましくは０．２％以下である。
　Ｃａ：０．００１～０．０１０％
　Ｃａは、熱間圧延工程で薄く延伸されるＭｎＳ等の硫化物を、球状化することで鋼の靱性向上に寄与する元素であり、必要に応じて含有することができる。このような効果を得るためにＣａを含有する場合は、０．００１％以上のＣａを含有することが好ましい。しかし、Ｃａ含有量が０．０１０％を超えると、鋼中にＣａ酸化物クラスターが形成され、靱性が悪化するおそれがある。このため、Ｃａを含有する場合は、Ｃａ含有量は０．００１～０．０１０％とすることが好ましい。Ｃａは、より好ましくは０．００１５％以上であり、より好ましくは０．００５０％以下である。
　次に、本発明の角形鋼管の鋼組織について説明する。
　本発明の角形鋼管の外表面から１／４ｔ位置における鋼組織は、フェライトが面積率で５５％以上８０％以下であり、硬質相の平均アスペクト比が０．１～０．８である。鋼組織は、さらに、硬質相の平均円相当径を２０μｍ以下とすることができる。
　フェライト：面積率で５５％以上８０％以下
　本発明の角形鋼管は、所望の強度を確保するため、鋼管の外表面から１／４ｔ位置の鋼組織は、フェライトおよびそれ以外の硬質相からなる。ここで、硬質相とは、フェライト以外の相、すなわちベイナイト、パーライト、マルテンサイト、および残留オーステナイトなどが含まれる。この硬質相は、各相の面積率の合計で２０～４５％である。
　フェライトが面積率で５５％未満の場合、本発明の上記成分組成の範囲においてはベイナイトの割合が過剰となり、ひずみが硬質相に分散しやすくなるため、加工硬化しやすくなる。その結果、角部と平板部の強度差の小さい角形鋼管を得られない。一方、フェライトが面積率で８０％を超える場合、所望の強度を得られない。フェライトは、好ましくは６０％以上であり、好ましくは７５％以下である。
　硬質相の平均アスペクト比：０．１～０．８
　硬質相の平均アスペクト比が０．１未満では、亀裂の起点が生じやすくなるため、靱性が低下する。一方、硬質相の平均アスペクト比が０．８を超えると、硬質相にひずみが分散しやすくなるため、加工硬化しやすくなる。その結果、鋼板を用いて角形鋼管を製造する際に、角部と平板部の強度差が小さい角形鋼管を得られない。より好ましくは０．２以上であり、より好ましくは０．７以下である。本発明では、後述するように、硬質相のアスペクト比は、フェライト以外の組織におけるナノ硬さが３．０ＧＰａ以上の粒のアスペクト比の平均値である。
　硬質相の平均円相当径：２０μｍ以下（好適条件）
　硬質相の平均円相当径が２０μｍを超えると、靱性が低下するため、２０μｍ以下とすることが好ましい。より好ましくは１５μｍ以下である。本発明では、後述するように、硬質相の平均円相当径は、フェライト以外の組織におけるナノ硬さが３．０ＧＰａ以上の粒の円相当径の平均値である。
　なお、一般的に、鋼板（熱延鋼板）を素材としてロール成形により製造される角形鋼管は、角部および平板部ともに１／４ｔ位置の鋼組織が同じになるため、平板部１／４ｔ位置あるいは角部の１／４ｔ位置のどちらで測定してもよい。ここでは、平板部の１／４ｔ位置の鋼組織を規定している。
　本発明では、鋼管の３／１６ｔ位置～５／１６ｔ位置の範囲内に、上述の鋼組織が存在していても同様に上述の効果は得られる。そのため、本発明において「１／４ｔ位置における鋼組織」とは、上記した３／１６ｔ位置～５／１６ｔ位置の範囲のいずれかにおいて、上述の鋼組織が存在していることを意味する。
　上記の鋼組織は、以下の方法で観察し、組織の種類および面積率（％）を求める。組織観察用試験片は、角形鋼管から採取し、圧延方向断面（Ｌ断面）が観察面となるように研磨し、ナイタール腐食を施して作製する。組織観察は、組織観察用試験片の表面（すなわち、角形鋼管の外表面）から板厚１／４ｔ位置における組織を観察の中心とし、光学顕微鏡（倍率：５００倍）または走査型電子顕微鏡（ＳＥＭ、倍率：５００倍）を用いて鋼組織を観察し、撮像する。測定領域は５００μｍ×５００μｍとした。ここで、「ｔ」は鋼管の厚さ（板厚）を示す。得られた組織写真から、画像解析装置（画像解析ソフト：Photoshop、Adobe社製)を用いて、組織の種類を特定し、フェライトの面積率を算出する。組織の面積率は、５視野以上で観察を行い、各視野で得られた値の平均値として求めた。
　また、硬質相の平均アスペクト比は、次のように求めた。まず、上記で得られた組織写真からフェライト以外の組織について、ナノインデンテーション法によりナノ硬さを求めた。ナノ硬さが３．０ＧＰａ以上の粒について、その全ての粒における、（板厚方向の長さの平均／圧延方向の長さの平均）で計算される値を求め、平均アスペクト比とした。
　また、硬質相の平均円相当径は、ＳＥＭ／ＥＢＳＤ法を用いて測定した。平均円相当径は、隣接する結晶粒の方位差を求め、方位差が１５°以上の境界を結晶粒界として測定した。得られた結晶粒界から粒径の算術平均を求めて、平均円相当径とした。測定領域は５００μｍ×５００μｍ、測定ステップサイズは０．５μｍとした。なお、結晶粒径解析においては、結晶粒径が２．０μｍ以下のものは測定ノイズとし、また、ナノ硬さ３．０ＧＰａ未満のものは非硬質相として解析対象から除外した。
　次に、図１、図２を用いて、本発明の角形鋼管の製造方法について説明する。図１は、電縫鋼管の製造設備の一例を示す模式図である。図２は、角鋼管の成形過程を示す模式図である。
　本発明の角形鋼管の製造方法は、鋼板に造管工程を施して角形鋼管とするものである。本発明の造管工程では、鋼板を冷間でロール成形して円筒状にした端面を溶接する。次いで、縦径／横径の比で０．９９以上１．０１以下の円筒状の丸形鋼管に成形した後、上下および左右に配置されたロールにより、さらに冷間で丸形鋼管を角状に成形し、角部と平板部を有する角形鋼管に成形する。
　まず、図１に示すように、電縫鋼管の素材である鋼帯１は、例えばレベラー２による入側矯正を施した後、複数のロールからなるケージロール群３で中間成形されてオープン管とされた後、複数のロールからなるフィンパスロール群４で仕上げ成形される。仕上げ成形の後は、スクイズロール５で圧接しながら鋼帯１の幅端部を溶接機６で電気抵抗溶接して、円筒状の電縫鋼管７となる。また、本発明では、電縫鋼管７の製造設備は図１のような造管工程に限定されない。
　その後、図２に示すように、電縫鋼管７は複数のロールからなるサイジングロール群（サイジングスタンド）８によって円筒状のまま縮径され、縦径／横径の比で０．９９以上１．０１以下の円筒状とされる。その後、複数のロールからなる角成形ロール群（角成形スタンド）９によって、順次Ｒ１、Ｒ２、Ｒ３のような形状に成形され、角形鋼管１０となる。なお、サイジングロール群８および角成形ロール群９のスタンド数は特に制限されない。
　ここで、角状に成形する前に、縦径／横径の比で０．９９以上１．０１以下の円筒状に成形する理由について説明する。
　本発明では、次の理由により、縦径／横径の比で０．９９以上１．０１以下とすることが重要である。一般に、ロール成形により鋼管を製造する場合、その過程において、スプリングバックの抑制を目的として円周方向に不均一なひずみを付与することが多い。しかし、最後に角形に成形することを前提とした場合には、その前段階である円筒形状の断面は必ずしも真円であることを必要としない。そのため、円筒状といっても角形鋼管を製造する途中段階では必ずしも真円ではなく、その結果、得られる角形鋼管は平板部と角部の特性差を小さくすることができない。このことから、本発明では、平板部と角部の特性差を小さくするために、前段階において形状を縦径／横径の比で０．９９以上１．０１以下の円筒状に成形することが必須である。
　上記した縦径／横径の比で０．９９以上１．０１以下の円筒状に成形しなければ、平板部に比べて角部の塑性ひずみが大きくなりすぎる。その結果、角部に対する平板部のＹＳの比が０．８０未満、および角部に対する平板部のＴＳの比が０．９０未満となってしまう。なお、平板部に比べて角部の塑性ひずみが大きくなることから、角部に対する平板部のＹＳの比が０．９０以下、および角部に対する平板部のＴＳの比が１．００以下となるのは当然である。したがって、本発明で目的とする平板部のＹＳを３５０ＭＰａ以上、ＴＳを５２０ＭＰａ以上であり、角部に対する平板部のＹＳの比を０．８０以上０．９０以下、角部に対する平板部のＴＳの比を０．９０以上１．００以下とするためには、角成形の前に、縦径／横径の比を０．９９以上１．０１以下の円筒状に成形する。
　また、上記した縦径／横径の比で０．９９以上１．０１以下の円筒状に成形することにより、角成形の際に均等に角部を成形できるため、角部のＲは（２．３×ｔ）以上（２．９×ｔ）以下（ここで、ｔは板厚である。）とすることができる。角部のＲが（２．３×ｔ）以上（２．９×ｔ）以下（ここで、ｔは板厚である。）となることにより、角部と平板部の強度差を小さくすることができる。
　以上に説明したように、本発明によれば、平板部のＹＳが３５０ＭＰａ以上、ＴＳが５２０ＭＰａ以上であり、角部に対する平板部のＹＳの比が０．８０以上０．９０以下、角部に対する平板部のＴＳの比が０．９０以上１．００以下、平板部の－４０℃のシャルピー吸収エネルギーが１００Ｊ以上、角部のＲが（２．３×ｔ）以上（２．９×ｔ）以下となるため、角部と平板部の強度差の小さい角形鋼管を得ることができる。この角形鋼管は、角部のＲが適切な大きさに制御され、さらに角部と平板部の強度差が小さいため、特に建築構造部材向け角形鋼管として好適に用いることができる。
　なお、上述したように、本発明の角形鋼管はその素材として、以下に説明する熱延工程、冷却工程および巻取工程をこの順に施して得られた鋼板（熱延鋼板）を好適に用いることができる。本発明では、この鋼板に対して上述した造管工程を施して角形鋼管としてもよい。
　本発明の角形鋼管の素材として好適な鋼板の製造方法の一例について説明する。
　本発明の角形鋼管の素材として好適な鋼板の製造方法は、例えば、上述した成分組成を有する鋼素材に、以下に説明する条件で、熱間圧延工程（以下、熱延工程と称する。）、冷却工程および巻取工程をこの順に施して鋼板（熱延鋼板）とすることができる。
　例えば、上記した成分組成を有する鋼素材を、加熱温度：１１００～１３００℃に加熱した後、鋼素材の板厚中心温度が１０００℃以上での粗圧延時間：２００秒以上４００秒以内、粗圧延終了温度：１０００～８００℃、仕上圧延開始温度：１０００～８００℃、仕上圧延終了温度：９００～７５０℃とする熱間圧延工程を施して熱延板とする。次いで、熱延工程後の熱延板に、冷却開始から１０ｓ間の初期冷却における０．２ｓ以上３．０ｓ未満の放冷を１回以上有し、熱延板の板厚中心温度での平均冷却速度：４～２５℃／ｓ、冷却停止温度：５８０℃以下とする冷却工程を施す。次いで、冷却工程後の熱延板を巻取温度：５８０℃以下で巻取り、その後放冷する巻取工程を施して鋼板（熱延鋼板）を得る。
　以下に、各工程について詳細に説明する。なお、以下の製造方法の説明において、温度（℃）は、特に断らない限り鋼素材、シートバー、熱延板あるいは鋼板等の表面温度とする。これらの表面温度は、放射温度計等で測定することができる。平均冷却速度（℃／ｓ）は、特に断らない限り
　　（（冷却前の温度－冷却後の温度）／冷却時間）
で求められる値とする。
　本発明において、上記した成分組成を有する鋼素材（鋼スラブ）の溶製方法は、特に限定されず、転炉、電気炉、真空溶解炉等の公知の溶製方法を用いて溶製することができる。鋳造方法も特に限定されず、連続鋳造法等の公知の鋳造方法により、所望の寸法に製造することができる。なお、連続鋳造法に代えて、造塊－分塊圧延法を適用しても何ら問題はない。溶鋼にはさらに、取鍋精錬等の二次精錬を施してもよい。
　次いで、得られた鋼素材（鋼スラブ）に熱延工程を施す。熱延工程では、鋼素材を加熱温度：１１００～１３００℃に加熱する。その後、加熱炉から抽出した加熱された鋼素材に、鋼素材の板厚中心温度が１０００℃以上での粗圧延時間：２００秒以上４００秒以内に制御した上で、粗圧延終了温度：１０００～８００℃とする粗圧延を施した後、仕上圧延開始温度：１０００～８００℃、仕上圧延終了温度：９００～７５０℃とする仕上圧延を施して熱延板とする。
　なお、熱延工程における鋼素材の板厚中心の温度は、伝熱解析により鋼素材断面内の温度分布を計算することにより求める。
　加熱温度：１１００～１３００℃
　鋼素材の加熱温度が１１００℃未満では、被圧延材の変形抵抗が大きくなり過ぎて、粗圧延機および仕上圧延機で耐荷重、圧延トルクの不足が生じ、圧延が困難となる。一方、加熱温度が１３００℃を超えると、オーステナイト結晶粒が粗大化し、粗圧延および仕上圧延でオーステナイト粒の加工および再結晶を繰返しても、細粒化することが困難となる。また、熱延鋼板における所望の靱性を確保することが困難となる場合もある。このため、鋼素材の加熱温度は１１００～１３００℃とする。加熱温度は、好ましくは１２８０℃以下である。加熱温度は、好ましくは１１５０℃以上である。
　なお、各圧延機の耐荷重、圧延トルクに余裕がある場合には、１１００℃以下Ａｒ３変態点以上の範囲の温度を、加熱温度として選択してもよい。
　加熱された鋼素材は、次いで粗圧延を施され、シートバー等とされる。
　板厚中心温度で１０００℃以上での粗圧延時間：２００秒以上４００秒以内
　鋼素材を加熱炉から抽出した後、鋼素材の板厚中心温度で１０００℃以上での粗圧延時間を４００秒以内とすることにより、被圧延材の表面近傍が優先的に冷却される。これにより、被圧延材の表面から１／４ｔ位置のオーステナイト粒径の粗大化が抑制され、その後のフェライト変態を促進する。その結果、鋼組織におけるフェライトの割合を面積率で５５％以上とすることができる。上記粗圧延時間が４００秒を超えるとオーステナイトが粗粒化し、所望のフェライト量が確保できなくなり、角部と平板部の強度差の小さい角形鋼管を得られない。一方、上記粗圧延時間が２００秒未満であるとオーステナイト粒径が微細になり過ぎ、鋼組織におけるフェライトの割合が面積率で８０％を超えることになり強度が不足する。粗圧延時間は、好ましくは２２０秒以上であり、さらに好ましくは２５０秒以上である。粗圧延時間は、好ましくは３８０秒以下であり、さらに好ましくは３５０秒以下である。
　粗圧延終了温度：１０００～８００℃
　加熱された鋼素材は、粗圧延により、オーステナイト粒が加工、再結晶されて微細化する。粗圧延終了温度が８００℃未満では、粗圧延機の耐荷重、圧延トルクの不足が生じやすくなる。一方、粗圧延終了温度が１０００℃を超えて高温となると、オーステナイト粒が粗大化し、角形鋼管の靱性が低下しやすくなる。粗圧延終了温度は、好ましくは８２０℃以上であり、さらに好ましくは８４０℃以上である。粗圧延終了温度は、好ましくは９８０℃以下であり、さらに好ましくは９５０℃以下である。
　なお、この粗圧延終了温度は、鋼素材の加熱温度、上記の粗圧延中の冷却条件、粗圧延のパス間での滞留、鋼素材厚さ等を調整することにより達成できる。粗圧延が終了した段階での被圧延材の厚さ（シートバー等の厚さ）は、特に限定する必要はなく、仕上圧延で所望の製品厚さの製品板（熱延鋼板）とすることができればよい。例えば建築構造部材向け角形鋼管の製造では、製品厚さは１２～２８ｍｍ程度が好ましい。
　粗圧延後は、被圧延材は、例えばタンデム圧延機により仕上圧延を施され、熱延板とされる。
　仕上圧延開始温度：１０００～８００℃
　仕上圧延では、圧延加工および再結晶が繰り返され、オーステナイト（γ）粒の微細化が進行する。仕上圧延開始温度（仕上圧延入側温度）が低くなると、圧延加工により導入される加工ひずみが残存しやすくなり、γ粒の微細化を達成しやすい。仕上圧延開始温度が８００℃未満では、仕上圧延機内で鋼板表面近傍の温度がＡｒ３変態点以下となりフェライトが生成する危険性が増大する。生成したフェライトは、その後の仕上圧延加工により圧延方向に伸長したフェライト粒となり、加工性低下の原因となる。一方、仕上圧延開始温度が１０００℃を超えて高温となると、上記した仕上圧延によるγ粒の微細化効果が低減し、角形鋼管の靱性が低下しやすくなる。このため、仕上圧延開始温度は８００～１０００℃とする。仕上圧延開始温度は、好ましくは８２５～９７５℃である。
　仕上圧延終了温度：９００～７５０℃
　仕上圧延終了温度（仕上圧延出側温度）が９００℃を超えて高温となると、仕上圧延時に付加される加工ひずみが不足し、γ粒の微細化が達成されず、角形鋼管の靱性が低下しやすくなる。一方、仕上圧延終了温度が７５０℃未満では、仕上圧延機内で鋼板表面近傍の温度がＡｒ３変態点以下となり、圧延方向に伸長したフェライト粒が形成され、フェライト粒が混粒となる。これにより、靱性が低下する危険性が増大する。このため、仕上圧延終了温度は９００～７５０℃とする。仕上圧延終了温度は、好ましくは８５０℃以下である。好ましくは７７０℃以上である。
　仕上圧延終了後は、熱延板に冷却工程を施す。
　冷却開始から１０ｓ間の初期冷却における０．２ｓ以上３．０ｓ未満の放冷の回数：１回以上
　本発明では、熱延工程で得られる熱延板の冷却を開始してから１０秒間（１０ｓ間）を初期冷却工程とする。冷却工程の初期冷却工程では、０．２ｓ以上３．０ｓ未満の放冷工程を１回以上設けて冷却する。これは、鋼板の表裏面において、マルテンサイト組織の生成を抑制するために行なう。初期冷却工程において、放冷工程を設けないか、あるいは放冷工程が０．２ｓ未満の場合、鋼板の表裏面の鋼組織がマルテンサイト組織となり、角形鋼管の靱性が低下する。また、初期冷却工程において、放冷工程が３．０ｓ以上の場合、硬質相の平均アスペクト比が０．１未満となり、靱性が不足する。このため、冷却工程の初期冷却工程中に行う１回の放冷工程の時間は、０．２ｓ以上３．０ｓ未満とする。１回の放冷工程の時間は、好ましくは０．４ｓ以上であり、好ましくは２．０ｓ以下である。
　上記効果を得るためには、初期冷却工程中に行う放冷工程の回数は、１回以上を必要とする。なお、放冷工程の回数は、冷却設備の配列や冷却停止温度などによって適宜設定すればよい。ここで、放冷とは自然冷却とする。放冷工程の回数の上限は特に限定しないが、生産性の観点より、好ましくは１０回以下とする。放冷の回数を複数回とする場合には、例えば後述する水冷用のノズルの一部区間におけるノズルからの水の噴射を停止させることにより、間欠噴射とさせることなどによって適宜設定すればよい。
　板厚中心温度での平均冷却速度：４～２５℃／ｓ、冷却停止温度：５８０℃以下
　冷却工程では、仕上圧延で得られた熱延板に、冷却開始から冷却停止（冷却終了）までの板厚中心温度での平均冷却速度が４～２５℃／ｓ、冷却停止温度が５８０℃以下となる冷却を施す。冷却工程で施す冷却は、例えばノズルから水を噴射する、水柱冷却、スプレー冷却、ミスト冷却等の水冷（水冷却）や、冷却ガスを噴射するガスジェット冷却等で行われる。なお、熱延板（鋼板）の両面（表裏面）が同条件で冷却されるように熱延板の両面に冷却操作を施すことが好ましい。
　熱延板の板厚中心の平均冷却速度が４℃／ｓ未満では、フェライト粒の生成頻度が減少し、フェライト結晶粒が粗大化して靱性が低下する。一方、上記平均冷却速度が２５℃／ｓを超えると、フェライトの生成が抑制されて５５％未満となり、さらに硬質相の平均アスペクト比が０．８を超えて、加工硬化しにくい鋼組織を得られない。このため、熱延板の板厚中心の平均冷却速度は４～２５℃／ｓとする。熱延板の板厚中心の平均冷却速度は、好ましくは５℃／ｓ以上であり、好ましくは１５℃／ｓ以下である。
　ここで、熱延板の板厚中心の平均冷却速度は、
（（冷却開始時の板厚中心の温度（℃）－冷却停止時の板厚中心の温度（℃））／冷却時間（ｓ））
で求められる。熱延板の板厚中心の温度は、伝熱解析により鋼板断面内の温度分布を計算して求めることができる。
　冷却停止温度が５８０℃を超えると、鋼板の硬質相の平均円相当径が２０μｍを超え、靱性が低下する恐れがある。冷却停止温度は、より好ましくは５６０℃以下である。
　なお、所望の１／４ｔ位置の鋼組織を得るためには、熱延板の表面温度で７５０℃～６５０℃の温度域での平均冷却速度は２０℃／ｓ以上とすることが好ましい。この温度域での平均冷却速度が２０℃／ｓ未満では、硬質相の平均円相当径が２０μｍを超える場合がある。熱延板の表面温度で７５０℃～６５０℃の温度域での平均冷却速度は８０℃／ｓ以下とすることが好ましい。この温度域での平均冷却速度が８０℃／ｓを超えると、硬質相の平均アスペクト比が０．８超えとなる場合がある。また、硬質相の平均アスペクト比を０．８以下とするため、仕上圧延終了から直ちに（５秒以内に）冷却工程を開始することが好ましい。
　冷却終了後は、熱延板に巻取工程を施して鋼板（熱延鋼板）を得る。
　巻取温度：５８０℃以下
　巻取工程では、熱延板を巻取温度：５８０℃以下で巻取り、その後放冷する。巻取温度が５８０℃を超えると、巻取り後にフェライト変態とパーライト変態が進行して、パーライトの割合が過剰となり、角形鋼管の靱性が低下する。このため、巻取温度は５８０℃以下とする。巻取温度は、好ましくは５５０℃以下である。なお、巻取温度を低くしても材質上の問題は生じないが、巻取温度が４００℃未満となると、特に板厚が２５ｍｍを超えるような厚肉鋼板では、巻取り変形抵抗が多大になり、きれいに巻き取れない場合がある。このため、巻取り温度は４００℃以上とすることが好ましい。
　その後、巻取工程後の鋼板（熱延鋼板）に上述の造管工程を施して角形鋼管を得る。
　次に、本発明の角形鋼管を使用した建築構造物の一例について説明する。
　図３は、本発明の実施形態に係る建築構造物を模式的に示す斜視図である。図３に示すように、本実施形態の建築構造物は、本発明の角形鋼管１１が複数立設され、柱材として用いられている。隣り合う角形鋼管１１の間には、Ｈ形鋼等の鋼材からなる大梁１４が複数架設されている。また、隣り合う大梁１４の間には、Ｈ形鋼等の鋼材からなる小梁１５が複数架設されている。角形鋼管１１とダイアフラム１６とを溶接し、それに大梁１４となるＨ型鋼を溶接することによって、隣り合う角形鋼管１１の間にＨ形鋼等の鋼材からなる大梁１４が架設されている。また、壁等の取り付けのため、必要に応じて間柱１７が設けられる。
　本発明の建築構造物は、角部と平板部の強度差が小さい本発明の角形鋼管１１を使用するため、角形鋼管１１とダイアフラム１６とを溶接する溶接材料の選定が容易となり、アンダーマッチなどの溶接材料との強度差が生じにくい。アンダーマッチが生じにくいことにより、溶接部における破断などのトラブルを抑止できる。また、角形鋼管１１の角Ｒ（角部のＲ）が適切な大きさに制御されているため、断面が直角である他の構造部材との組み合わせが容易である。また、角形鋼管１１の角Ｒが適切な大きさに制御されていることにより、より大きな外力に耐えることができ、耐震性などが向上する。
　以下、実施例に基づいてさらに本発明を詳細に説明する。なお、本発明は以下の実施例に限定されない。
　溶鋼を転炉で溶製し、連続鋳造法で表１に示す成分組成のスラブ（鋼素材：肉厚２５０ｍｍ）とした。それらスラブ（鋼素材）を、表２に示す加熱温度に加熱した後、表２に示す条件の熱間圧延工程、冷却工程、巻取工程を施した後、放冷することにより、板厚：１６～２８ｍｍの鋼板（熱延鋼板）とした。なお、仕上圧延終了後、直ちに（５秒以内に）冷却工程を開始した。冷却は水冷で行った。初期冷却工程中の放冷工程は、冷却開始から１０ｓ間である初期冷却工程中に、水冷を行わない放冷区間を設けることで行った。その後、得られた熱延鋼板を素材として、表２に示す条件で冷間でのロール成形により丸形鋼管とし、次いで、冷間でロール成形により角形鋼管（４００～５５０ｍｍ角）とした。
　本発明の実施例では、得られた角形鋼管から試験片を採取して、組織観察、引張試験、シャルピー衝撃試験、角部のＲの測定をそれぞれ実施した。なお、組織観察は上記の方法で観察し、測定した。また、引張試験、シャルピー衝撃試験の試験方法、および角部のＲの測定方法は、次の通りとした。
　（１）角形鋼管引張試験
　得られた角形鋼管の平板部および角部から、引張方向が管長手方向となるように、ＪＩＳ５号引張試験片を採取した。次いで、ＪＩＳ　Ｚ　２２４１（２０１１）の規定に準拠して引張試験を実施し、降伏強さＹＳ、引張強さＴＳを測定した。得られた測定値を用いて、（降伏強さ）／（引張強さ）×１００（％）で定義される降伏比ＹＲ（％）を算出した。
　（２）角形鋼管衝撃試験
　得られた角形鋼管の平板部の板厚１／４ｔ位置から、試験片長手方向が管周方向となるように、Ｖノッチ試験片を採取した。次いで、ＪＩＳ　Ｚ　２２４２（２０１１）の規定に準拠して、試験温度：－４０℃で、シャルピー衝撃試験を実施し、吸収エネルギー（Ｊ）を求めた。なお、試験片の本数は各３本とし、各３本の平均値を表３－２に示す衝撃試験結果の値とした。
　（３）角部のＲ（角Ｒ）の測定方法
　得られた角形鋼管から、管軸方向に対して垂直な断面１０箇所を任意で切出し、垂直断面の４隅にある角部の曲率半径を測定し、その平均値を角部のＲとした。具体的には、図４に示すように、鋼管の溶接部（シーム部）を０°とし、この０°を基準として、４５°、１３５°、２２５°、３１５°の位置をそれぞれ角部中央とした場合、角部の曲率半径とは、管の中心を起点とし隣り合う辺と４５°をなす線（Ｌ）と、角部外側（角部の管外表面側）との交点での曲率半径をいう。角部の曲率半径は、上記Ｌ上に中心を置き、角形鋼管の平坦部と円弧部との接続点（Ａ、Ａ’）に向かって引かれる線で定まる中心角が６５°となるような扇形の半径とする。なお、図４に示した「ｔ」は板厚であり、「Ｈ」は外形の辺の長さを指す。曲率半径の算出方法としては、例えば、３点（角部外側の交点、および、平坦部と円弧部との接続点である２点）の距離関係の測定結果から正弦定理を用いて曲率半径を算出する方法や、前記３点の領域内のコーナー部とよく一致するラジアルゲージから曲率半径を計測する方法などがあるが、この限りではない。本実施例では、角部の曲率半径の測定にはラジアルゲージを使用した。なお、角Ｒは、上記したように管軸方向に対して垂直な断面１０箇所の平均値とした。
　得られた結果を表３－１および表３－２に示す。
Figure JPOXMLDOC01-appb-T000001
Figure JPOXMLDOC01-appb-T000002
Figure JPOXMLDOC01-appb-T000003
Figure JPOXMLDOC01-appb-T000004
　本発明範囲であった発明例では、いずれも本発明の特性（平板部のＹＳが３５０ＭＰａ以上、ＴＳが５２０ＭＰａ以上、角部に対する平板部のＹＳの比が０．８０以上０．９０以下、角部に対する平板部のＴＳの比が０．９０以上１．００以下、平板部の－４０℃のシャルピー吸収エネルギーが１００Ｊ以上、角部のＲが（２．３×ｔ）以上（２．９×ｔ以下）（ここで、ｔは板厚である。）を得られた。一方、本発明範囲を外れる比較例では、本発明の特性を得られなかった。
　１　　鋼帯
　２　　レベラー
　３　　ケージロール群
　４　　フィンパスロール群
　５　　スクイズロール
　６　　溶接機
　７　　電縫鋼管
　８　　サイジングロール群
　９　　角成形ロール群
　１０　  角形鋼管
　１１　　角形鋼管
　１４　　大梁
　１５　　小梁
　１６　　ダイアフラム
　１７　　間柱

Claims (7)

  1. 　平板部と角部を有する角形鋼管であって、
    　成分組成は、質量％で、
    Ｃ：０．０７～０．２０％、
    Ｓｉ：１．０％以下、
    Ｍｎ：０．５～２．０％、
    Ｐ：０．０３０％以下、
    Ｓ：０．０１５％以下、
    Ａｌ：０．０１～０．０６％、
    Ｎ：０．００６％以下
    を含有し、残部がＦｅおよび不可避的不純物からなり、
    　鋼管の外表面から板厚ｔの１／４深さ位置における鋼組織は、フェライトが面積率で５５％以上８０％以下であり、硬質相の平均アスペクト比が０．１～０．８であり、
    　前記平板部は、ＹＳが３５０ＭＰａ以上、ＴＳが５２０ＭＰａ以上であり、
    　前記角部に対する前記平板部のＹＳの比は０．８０以上０．９０以下、前記角部に対する前記平板部のＴＳの比は０．９０以上１．００以下であり、
    　前記平板部の－４０℃のシャルピー吸収エネルギーが１００Ｊ以上であり、
    　前記角部のＲは（２．３×ｔ）以上（２．９×ｔ）以下
    である角形鋼管。
  2. 　前記成分組成に加えてさらに、質量％で、下記Ａ群～Ｃ群のうちから選ばれた１群または２群以上を含有する請求項１に記載の角形鋼管。
    　　　　　　　　　　　　　記
    Ａ群：Ｎｂ：０．０５％以下、Ｔｉ：０．０５％以下、Ｖ：０．１０％以下のうちから選ばれた１種または２種以上
    Ｂ群：Ｂ：０．００８％以下
    Ｃ群：Ｃｒ：０．０１～１．０％、Ｍｏ：０．０１～１．０％、Ｃｕ：０．０１～０．５０％、Ｎｉ：０．０１～０．３０％、Ｃａ：０．００１～０．０１０％のうちから選ばれた１種または２種以上
  3. 　前記鋼組織は、さらに、前記硬質相の平均円相当径が２０μｍ以下である請求項１または２に記載の角形鋼管。
  4. 　請求項１～３のいずれか１項に記載の角形鋼管の製造方法であって、
    鋼板を冷間でロール成形して円筒状にした端面を溶接し、縦径／横径の比で０．９９以上１．０１以下の円筒状に成形した後、角状に成形する造管工程を施す角形鋼管の製造方法。
  5. 　請求項１～３のいずれか１項に記載の角形鋼管の製造方法であって、
    鋼素材に、熱間圧延工程、冷却工程、巻取工程および造管工程をこの順に施して角形鋼管を製造するに際し、
    　前記鋼素材を加熱温度：１１００～１３００℃に加熱した後、
    板厚中心温度が１０００℃以上での粗圧延時間：２００秒以上４００秒以内、粗圧延終了温度：１０００～８００℃、
    仕上圧延開始温度：１０００～８００℃、仕上圧延終了温度：９００～７５０℃とする熱間圧延工程を施して熱延板とし、
    　次いで、前記熱延板に、冷却開始から１０ｓ間の初期冷却工程における０．２ｓ以上３．０ｓ未満の放冷を１回以上有し、板厚中心温度での平均冷却速度：４～２５℃／ｓとする冷却工程を施し、
    　次いで、前記熱延板を巻取温度：５８０℃以下で巻取る巻取工程を施して鋼板とし、
    　次いで、前記鋼板を冷間でロール成形して円筒状にした端面を溶接し、縦径／横径の比で０．９９以上１．０１以下の円筒状に成形した後、角状に成形する造管工程を施す角形鋼管の製造方法。
  6. 　前記冷却工程の冷却停止温度を５８０℃以下とする請求項５に記載の角形鋼管の製造方法。
  7. 　請求項１～３のいずれか１項に記載の角形鋼管を使用した建築構造物。
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