WO2021065493A1 - 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

Info

Publication number
WO2021065493A1
WO2021065493A1 PCT/JP2020/034997 JP2020034997W WO2021065493A1 WO 2021065493 A1 WO2021065493 A1 WO 2021065493A1 JP 2020034997 W JP2020034997 W JP 2020034997W WO 2021065493 A1 WO2021065493 A1 WO 2021065493A1
Authority
WO
WIPO (PCT)
Prior art keywords
steel pipe
less
square steel
square
corner
Prior art date
Application number
PCT/JP2020/034997
Other languages
English (en)
French (fr)
Inventor
昌士 松本
晃英 松本
岡部　能知
井手　信介
Original Assignee
Ｊｆｅスチール株式会社
Priority date (The priority date is an assumption and is not a legal conclusion. Google has not performed a legal analysis and makes no representation as to the accuracy of the date listed.)
Filing date
Publication date
Application filed by Ｊｆｅスチール株式会社 filed Critical Ｊｆｅスチール株式会社
Priority to CN202080067934.0A priority Critical patent/CN114450456B/zh
Priority to KR1020227010309A priority patent/KR20220053644A/ko
Priority to JP2021510989A priority patent/JP6984785B2/ja
Publication of WO2021065493A1 publication Critical patent/WO2021065493A1/ja

Links

Images

Classifications

    • C—CHEMISTRY; METALLURGY
    • C21—METALLURGY OF IRON
    • C21D—MODIFYING THE PHYSICAL STRUCTURE OF FERROUS METALS; GENERAL DEVICES FOR HEAT TREATMENT OF FERROUS OR NON-FERROUS METALS OR ALLOYS; MAKING METAL MALLEABLE, e.g. BY DECARBURISATION OR TEMPERING
    • C21D8/00—Modifying the physical properties by deformation combined with, or followed by, heat treatment
    • C21D8/02—Modifying the physical properties by deformation combined with, or followed by, heat treatment during manufacturing of plates or strips
    • C21D8/0247—Modifying the physical properties by deformation combined with, or followed by, heat treatment during manufacturing of plates or strips characterised by the heat treatment
    • E—FIXED CONSTRUCTIONS
    • E04—BUILDING
    • E04C—STRUCTURAL ELEMENTS; BUILDING MATERIALS
    • E04C3/00—Structural elongated elements designed for load-supporting
    • E04C3/30—Columns; Pillars; Struts
    • E04C3/32—Columns; Pillars; Struts of metal
    • B—PERFORMING OPERATIONS; TRANSPORTING
    • B23—MACHINE TOOLS; METAL-WORKING NOT OTHERWISE PROVIDED FOR
    • B23P—METAL-WORKING NOT OTHERWISE PROVIDED FOR; COMBINED OPERATIONS; UNIVERSAL MACHINE TOOLS
    • B23P15/00—Making specific metal objects by operations not covered by a single other subclass or a group in this subclass
    • B—PERFORMING OPERATIONS; TRANSPORTING
    • B23—MACHINE TOOLS; METAL-WORKING NOT OTHERWISE PROVIDED FOR
    • B23P—METAL-WORKING NOT OTHERWISE PROVIDED FOR; COMBINED OPERATIONS; UNIVERSAL MACHINE TOOLS
    • B23P23/00—Machines or arrangements of machines for performing specified combinations of different metal-working operations not covered by a single other subclass
    • B23P23/06—Metal-working plant comprising a number of associated machines or apparatus
    • C—CHEMISTRY; METALLURGY
    • C21—METALLURGY OF IRON
    • C21D—MODIFYING THE PHYSICAL STRUCTURE OF FERROUS METALS; GENERAL DEVICES FOR HEAT TREATMENT OF FERROUS OR NON-FERROUS METALS OR ALLOYS; MAKING METAL MALLEABLE, e.g. BY DECARBURISATION OR TEMPERING
    • C21D8/00—Modifying the physical properties by deformation combined with, or followed by, heat treatment
    • C21D8/02—Modifying the physical properties by deformation combined with, or followed by, heat treatment during manufacturing of plates or strips
    • C21D8/0247—Modifying the physical properties by deformation combined with, or followed by, heat treatment during manufacturing of plates or strips characterised by the heat treatment
    • C21D8/0273—Final recrystallisation annealing
    • C—CHEMISTRY; METALLURGY
    • C21—METALLURGY OF IRON
    • C21D—MODIFYING THE PHYSICAL STRUCTURE OF FERROUS METALS; GENERAL DEVICES FOR HEAT TREATMENT OF FERROUS OR NON-FERROUS METALS OR ALLOYS; MAKING METAL MALLEABLE, e.g. BY DECARBURISATION OR TEMPERING
    • C21D8/00—Modifying the physical properties by deformation combined with, or followed by, heat treatment
    • C21D8/10—Modifying the physical properties by deformation combined with, or followed by, heat treatment during manufacturing of tubular bodies
    • C21D8/105—Modifying the physical properties by deformation combined with, or followed by, heat treatment during manufacturing of tubular bodies of ferrous alloys
    • C—CHEMISTRY; METALLURGY
    • C21—METALLURGY OF IRON
    • C21D—MODIFYING THE PHYSICAL STRUCTURE OF FERROUS METALS; GENERAL DEVICES FOR HEAT TREATMENT OF FERROUS OR NON-FERROUS METALS OR ALLOYS; MAKING METAL MALLEABLE, e.g. BY DECARBURISATION OR TEMPERING
    • C21D9/00—Heat treatment, e.g. annealing, hardening, quenching or tempering, adapted for particular articles; Furnaces therefor
    • C21D9/08—Heat treatment, e.g. annealing, hardening, quenching or tempering, adapted for particular articles; Furnaces therefor for tubular bodies or pipes
    • C—CHEMISTRY; METALLURGY
    • C21—METALLURGY OF IRON
    • C21D—MODIFYING THE PHYSICAL STRUCTURE OF FERROUS METALS; GENERAL DEVICES FOR HEAT TREATMENT OF FERROUS OR NON-FERROUS METALS OR ALLOYS; MAKING METAL MALLEABLE, e.g. BY DECARBURISATION OR TEMPERING
    • C21D9/00—Heat treatment, e.g. annealing, hardening, quenching or tempering, adapted for particular articles; Furnaces therefor
    • C21D9/50—Heat treatment, e.g. annealing, hardening, quenching or tempering, adapted for particular articles; Furnaces therefor for welded joints
    • C—CHEMISTRY; METALLURGY
    • C22—METALLURGY; FERROUS OR NON-FERROUS ALLOYS; TREATMENT OF ALLOYS OR NON-FERROUS METALS
    • C22C—ALLOYS
    • C22C38/00—Ferrous alloys, e.g. steel alloys
    • C—CHEMISTRY; METALLURGY
    • C22—METALLURGY; FERROUS OR NON-FERROUS ALLOYS; TREATMENT OF ALLOYS OR NON-FERROUS METALS
    • C22C—ALLOYS
    • C22C38/00—Ferrous alloys, e.g. steel alloys
    • C22C38/06—Ferrous alloys, e.g. steel alloys containing aluminium
    • C—CHEMISTRY; METALLURGY
    • C22—METALLURGY; FERROUS OR NON-FERROUS ALLOYS; TREATMENT OF ALLOYS OR NON-FERROUS METALS
    • C22C—ALLOYS
    • C22C38/00—Ferrous alloys, e.g. steel alloys
    • C22C38/18—Ferrous alloys, e.g. steel alloys containing chromium
    • C22C38/40—Ferrous alloys, e.g. steel alloys containing chromium with nickel
    • C22C38/58—Ferrous alloys, e.g. steel alloys containing chromium with nickel with more than 1.5% by weight of manganese
    • Y—GENERAL TAGGING OF NEW TECHNOLOGICAL DEVELOPMENTS; GENERAL TAGGING OF CROSS-SECTIONAL TECHNOLOGIES SPANNING OVER SEVERAL SECTIONS OF THE IPC; TECHNICAL SUBJECTS COVERED BY FORMER USPC CROSS-REFERENCE ART COLLECTIONS [XRACs] AND DIGESTS
    • Y02—TECHNOLOGIES OR APPLICATIONS FOR MITIGATION OR ADAPTATION AGAINST CLIMATE CHANGE
    • Y02P—CLIMATE CHANGE MITIGATION TECHNOLOGIES IN THE PRODUCTION OR PROCESSING OF GOODS
    • Y02P10/00—Technologies related to metal processing
    • Y02P10/25—Process efficiency

Definitions

  • the present invention relates to a square steel pipe which is used as a column material of a building structure, has excellent deformability, and is less affected by work hardening of corners, a manufacturing method thereof, and a building structure.
  • a square steel pipe used as a pillar material of a building has been manufactured by a method (BCP method) in which a thick steel plate is press-formed into a square shape by a press machine and then welded.
  • BCP method a method in which a thick steel plate is press-formed into a square shape by a press machine and then welded.
  • BCR method a method in which a square steel pipe is obtained by roll forming, welding, and square forming from the viewpoint of cost reduction. Attempts have come to be made.
  • the yield ratio YR of the flat plate portion of the square steel pipe obtained by the BCR method must be equivalent to that of the flat plate portion of the square steel pipe obtained by the BCP method, and the yield ratio YR is 0. It is .80 or less.
  • the Zn plating process in the subsequent process is performed warmly, so that residual stress is released and embrittlement cracks occur starting from the part that has become embrittled due to work hardening. There was a problem that it occurred. Therefore, in the square forming step, it is necessary to select manufacturing conditions that suppress excessive work hardening of the inner surface of the corner of the square steel pipe.
  • Patent Document 1 proposes a method for manufacturing a square steel pipe, which continuously performs molding of a square steel pipe by the BCR method, heat treatment for strain removal and annealing of the square steel pipe by an induction heating device, and plating treatment for hot dip galvanizing. ..
  • Patent Document 2 proposes a manufacturing method in which a square steel pipe obtained by cold forming is tempered at a temperature equal to or lower than the Ac 1 transformation point.
  • Patent Document 3 proposes a manufacturing method in which square molding is performed in advance up to finish molding of a square steel pipe, heat treatment is performed in the middle, and finish square molding is performed in a temperature range exceeding the Ac 3 transformation point.
  • the yield strength and the tensile strength are set to a predetermined value or more as the mechanical characteristics of the flat plate portion, and the yield ratio is set as described above. It is required to be 0.80 or less. Further, the corners are required to sufficiently secure toughness and suppress work hardening as described above. Further, regarding the oxide scale formed on the inner and outer surfaces of the tube, it is also required to suppress scale peeling while ensuring the function as a protective film. However, it cannot be said that the techniques described in the above-mentioned Patent Documents 1 to 3 are still sufficient as a technique for obtaining a square steel pipe satisfying these requirements.
  • the present invention has been made in view of the above circumstances, and has excellent mechanical properties of the flat plate portion, sufficiently secures the function of the oxide scale formed on the inner and outer surfaces of the pipe, and further, the corner portion. It is an object of the present invention to provide a square steel pipe having sufficient toughness and suppressed work hardening, a method for manufacturing the square steel pipe, and a building structure using the square steel pipe.
  • the present inventors have made diligent studies to solve the above problems.
  • the yield strength YS is 295 MPa or more
  • the tensile strength TS is 400 MPa or more
  • the yield ratio YR is 0.80 or less. I decided that I should do it.
  • the Charpy absorption energy at 0 ° C. should be 70 J or more as the toughness required for the corners.
  • the thickness should be 1 ⁇ m or more and 20 ⁇ m or less.
  • the average Vickers hardness at the position in the wall thickness direction of 1 mm ⁇ 0.1 mm from the inner surface of the corner apex and the outer surface of the central portion in the tube circumferential direction of the flat plate portion are required. It was found that the difference from the average Vickers hardness at the position in the wall thickness direction of 1 mm ⁇ 0.1 mm should be 5 HV or more and 60 HV or less.
  • the present inventors have a temperature of less than the Ac 1 transformation point with respect to a specific square steel pipe finished from a steel plate to a square shape by cold forming. It was found that the annealing heat treatment may be performed with the heating temperature deviation in the wall thickness direction of the pipe set to 50 ° C. or less and the heating holding time of 500 ° C. or higher set to 100 sec or more. Specifically, first, attention was paid to the fact that the toughness may be significantly deteriorated when the heat treatment is performed at a temperature equal to or higher than the Ac 1 transformation point. In addition, the present inventors investigated the relationship between the heating temperature deviation in the wall thickness direction of the pipe and the mechanical properties of the pipe.
  • the annealing heat treatment such as strain removal annealing has a large effect on the heating temperature deviation in the thickness direction of the pipe. It was also noted that in annealing heat treatment such as induction heating, the outer surface side is heated by electrical resistance, and the temperature on the inner surface side is lower than that on the outer surface side. From these, if the heating temperature deviation is large, the difference in the influence of annealing heat treatment such as strain removal annealing on the outer and inner surfaces of the pipe becomes large, and as a result, the difference in mechanical properties on the outer and inner surfaces of the pipe becomes large, which is not possible. It was found that the tube had uniform characteristics, and this point was enthusiastically studied. In addition, in the strain-removing annealing treatment, we focused on the fact that it was necessary to secure a sufficient heating and holding time to remove the strain.
  • the square steel pipe finished from a steel plate to a square shape by cold forming is heated at a temperature less than the Ac 1 transformation point. It has been found that the annealing heat treatment may be performed with the heating temperature deviation in the thickness direction of the pipe set to 50 ° C. or less and the heating holding time of 500 ° C. or higher set to 100 sec or more.
  • the heating element in the work coil connected to the AC power supply is heated by Joule heat due to electrical resistance. Therefore, the high frequency induction heating has a small heat loss and excellent heating efficiency.
  • the penetration depth of the eddy current which is a factor that generates Joule heat, can be adjusted, and by reducing the frequency, heating is performed to the inner side of the object to be heated. Can be done. Therefore, in high-frequency induction heating, even if the thickness of the object to be heated increases, the temperature deviation between the heating temperature on the surface and the inside of the object to be heated can be reduced by appropriately controlling the frequency.
  • the present inventors heated the entire square steel pipe by high-frequency induction heating while transporting various square steel pipes used for pillar materials of building structures into a work coil.
  • a uniform heating distribution in the wall thickness direction could be obtained.
  • by increasing the penetration depth of the electric current it was possible to suppress the heat concentration of the surface due to the skin effect and shorten the time to reach the target temperature on the inner surface of the steel pipe.
  • the above effect can be obtained even with a small heating facility having a total length of the work coil of about several meters.
  • the above-mentioned skin effect refers to the following phenomenon.
  • a magnetic field of high-frequency current generates a current (eddy current) that cancels the magnetic field on the surface of the object to be heated (steel pipe).
  • the eddy current heats the object to be heated by electrical resistance, and the closer it is to the surface, the more concentrated this heating is. This phenomenon is called the skin effect.
  • a plurality of flat plate portions and corner portions are alternately formed in the circumferential direction of the pipe.
  • the yield strength YS of the flat plate portion is 295 MPa or more, and the yield strength is 295 MPa or more.
  • the tensile strength TS of the flat plate portion is 400 MPa or more, and the flat plate portion has a tensile strength TS of 400 MPa or more.
  • the yield ratio YR of the flat plate portion is 0.80 or less.
  • the Charpy absorption energy at 0 ° C. of the corner is 70 J or more, and the charpy absorption energy is 70 J or more.
  • the thickness of the oxidation scale on the inner and outer surfaces of the tube is 1 ⁇ m or more and 20 ⁇ m or less.
  • a square steel pipe whose difference from the above is 5 HV or more and 60 HV or less.
  • a square raw pipe finished from a steel plate to a square shape by cold forming is heated at a temperature less than the Ac 1 transformation point, and the heating temperature deviation in the thickness direction of the pipe is 50 ° C. or less and 500 ° C. or more.
  • the mechanical properties of the flat plate portion are made excellent, the function of the oxide scale generated on the inner and outer surfaces of the pipe is sufficiently ensured, and further, the toughness is sufficiently ensured at the corner portion and processed. It is possible to provide a square steel pipe with suppressed hardening, a method for producing the same, and a building structure using the square steel pipe.
  • FIG. 1 shows an example of the shape of the square steel pipe of the present invention in a vertical cross-sectional view in the pipe axis direction.
  • the square steel pipe 1 of the present invention has a square or rectangular cross section (vertical cross section in the pipe axis direction) perpendicular to the longitudinal direction (pipe axis direction) of the pipe, and a flat plate portion (side portion in the pipe axis vertical cross section) in the circumferential direction of the pipe.
  • the yield strength YS of the flat plate portion 101 is 295 MPa or more
  • the tensile strength TS of the flat plate portion 101 is 400 MPa or more
  • the charpy absorption energy of the corner 102 at 0 ° C. is 70 J or more
  • the thickness of the oxidation scale on the inner and outer surfaces of the tube is 1 ⁇ m or more.
  • the square steel pipe 1 of the present invention is a steel pipe obtained from an electrosewn steel pipe, and can have a welded portion (electrosewn welded portion) 103 on a flat plate portion 101.
  • the side length H of the flat plate portion 101 in the vertical cross section of the square steel pipe 1 in the pipe axis direction is preferably 300 to 550 mm, and the wall thickness t is preferably 16 to 30 mm.
  • the shape of the square steel pipe 1 in the vertical cross-sectional view in the pipe axis direction is preferably a square (substantially square) in which all four side lengths H of each flat plate portion 101 are the same, and is also a rectangle (substantially rectangular). May be good.
  • the yield strength YS: 295 MPa or more, the tensile strength TS: 400 MPa or more, and the yield ratio YR: 0.80 or less in the flat plate portion 101 specified in the present invention are at a temperature less than the Ac 1 transformation point with respect to the specific square tube. It can be adjusted by performing annealing heat treatment in which the heating temperature deviation in the wall thickness direction of the tube is 50 ° C. or less and the heating holding time of 500 ° C. or more is 100 sec or more.
  • the Charpy absorption energy of the corner 102 specified in the present invention at 0 ° C.: 70 J or more is heated at a temperature lower than the Ac 1 transformation point, the heating temperature deviation in the wall thickness direction of the tube is set to 50 ° C. or less, and It can be adjusted by performing an annealing heat treatment in which the heating holding time of 500 ° C. or higher is 100 seconds or longer.
  • a JIS No. 5 tensile test piece was collected from the flat plate portion 101 of the square steel pipe 1 so that the tensile direction was parallel to the pipe axis direction, and the JIS No. 5 tensile test piece was used. It can be measured by implementing it in accordance with the regulations of JIS Z 2241.
  • the Charpy absorption energy of the corner portion 102 at 0 ° C. is obtained from a V-notch test piece collected from the outer surface of the corner portion 102 of the square steel pipe 1 so that the longitudinal direction of the test piece is parallel to the longitudinal direction of the pipe at t / 4. It is obtained by conducting a Charpy impact test at a test temperature of 0 ° C. in accordance with the regulations of JIS Z 2242.
  • FIG. 2 is a schematic diagram for explaining an oxidation scale formed by the square steel pipe 1 of the present invention.
  • the oxide scale existing on the inner and outer surfaces of the steel pipe 1 has a structure as shown in FIG. 2, and wustite (FeO), magnetite (Fe 3 O 4 ), and hematite (Fe 2 O 3 ) are ground iron (mother). It is composed of layers in order from the material) side to the surface side.
  • the growth of the oxidation scale on the surface of the steel pipe 1 is suppressed by heating at a temperature lower than the Ac 1 transformation point.
  • the oxidation scale grows.
  • the thickness of the oxide scale hereinafter, also referred to as scale thickness
  • strain due to an impact force from the outside or the like is likely to be accumulated in the scale layer, and scale peeling occurs.
  • the scale thickness is less than 1 ⁇ m, the effect of the scale as a protective film is lost during cold molding, and a sufficient anticorrosion effect cannot be obtained.
  • the scale thickness of the inner and outer surfaces of the pipe is set to 1 ⁇ m or more and 20 ⁇ m or less.
  • the scale thickness is 2 ⁇ m or more, more preferably 4 ⁇ m or more.
  • the scale thickness is preferably 10 ⁇ m or less, and more preferably 8 ⁇ m or less.
  • the scale thickness can be increased to 1 ⁇ m or more by adjusting the time for exposing the high-temperature base plate to the atmosphere in hot rolling. Further, the scale thickness can be reduced to 20 ⁇ m or less by setting the heating temperature of the annealing heat treatment to less than the Ac1 transformation point. Further, the thickness of the oxide scale formed on the inner and outer surfaces of the steel pipe 1 can be measured using a scanning electron microscope (SEM).
  • SEM scanning electron microscope
  • Residual stress is released by the heat treatment in the square steel pipe 1 after undergoing an annealing heat treatment such as induction heating as described later, a sizing step, or a straightening step.
  • an annealing heat treatment such as induction heating as described later, a sizing step, or a straightening step.
  • a large compressive residual stress and a tensile residual stress are generated, respectively, especially on the outer surface and the inner surface of the corner portion.
  • the progress of work hardening of the outer surface is remarkable, and when welding the square steel pipe as a building member with a diaphragm or the like, the vicinity of the welded portion Cracks may occur due to the thermal expansion that occurs in the heated part of the.
  • the residual stress when an excessive residual stress acts on the inner surface of the corner portion, the residual stress may be released by the Zn plating treatment performed after molding the square steel pipe, and plating cracks may occur on the inner surface of the corner portion.
  • the residual stress in the circumferential direction of the pipe is greater than or equal to the yield stress of the steel plate base material (yield stress of the corner surface)
  • yield stress of the corner surface defects are likely to occur at the corners of the square steel pipe. Therefore, in order to suppress defects at the corner 102, it is necessary to reduce the residual stress in the tube circumference direction of the inner surface and the outer surface at the corner apex, and the absolute value of the residual stress is the yield stress of the corner surface. It is desirable that it is less than.
  • the absolute value of the residual stress is preferably 200 MPa or less. Further, when the absolute value of the residual stress is less than 10 MPa, the yield elongation of the material may not be eliminated due to insufficient straightening. Therefore, the absolute value of the residual stress in the tube circumferential direction on the inner surface and the outer surface of the corner apex is preferably 10 MPa or more and 200 MPa or less. More preferably, it is 20 MPa or more, and even more preferably 50 MPa or more. Further, it is more preferably 150 MPa or less, and further preferably 100 MPa or less.
  • the processing amount of the straightening process after the heat treatment is controlled , the heating is performed at a temperature lower than the Ac 1 transformation point, and the heating temperature deviation in the wall thickness direction of the tube is set to 50 ° C. or less.
  • the absolute value of the residual stress can be reduced to 10 MPa or higher and 200 MPa or lower.
  • the steel pipe is cut, the member from the surface layer at the measurement position to a depth of 50 ⁇ m is removed by electrolytic etching, and then the residual stress in the circumferential direction is measured by the cos ⁇ method of X-ray diffraction.
  • the measurement position is the central part of the longitudinal direction of the steel pipe, and is the apex position of the corners of the four corners.
  • the corner apex is from the center position of the short side (H1 in the case of H1 ⁇ H2) of the flat plate portion 101 in the vertical cross section in the pipe axis direction of the square steel pipe 1 toward the inside of the steel pipe. More specifically, on a straight line drawn toward the center position of the opposite short side, 1/2 ⁇
  • It can be an intersection of a line forming 45 ° with the long side of the flat plate portion 101 formed on the opposite side to the side and the outside of the corner portion 102. Further, the corner apex is drawn from the center position of the long side (H2 in the case of H1 ⁇ H2) of the flat plate portion 101 in the vertical cross section of the square steel pipe 1 in the pipe axis direction toward the center position of the opposite long side.
  • the offset point On a straight line, starting from a point (offset point) offset by 1/2 ⁇
  • the corner apex is a line forming 45 ° with the flat plate portion 101 and the outside of the corner portion 102 starting from the central axis of the steel pipe 1.
  • the steel pipe immediately after cold forming is significantly affected by work hardening, and work hardening is progressing at the four corners of the steel pipe as compared with the flat plate portion.
  • work hardening has the greatest effect on the inner surface side of the corners, and the ductility is impaired. Strain removal by induction heating After heat treatment such as annealing, the structure of the square steel pipe is strain-removed by recovery, so that the ductility is improved and the influence of work hardening is almost eliminated.
  • the uniform elongation at the position in the wall thickness direction of 6 mm ⁇ 1 mm from the inner surface and the outer surface of the corner apex is less than 5%, the strain removing annealing is insufficient and the corner may be cracked. is there. Therefore, it is preferable that the uniform elongation at the position in the wall thickness direction of 6 mm ⁇ 1 mm from the inner surface and the outer surface of the corner apex is 5% or more. More preferably, it is 10% or more.
  • JIS No. 5 tensile test piece was taken from a position in the wall thickness direction of 6 mm ⁇ 1 mm from the inner and outer surfaces of the apex of the square steel pipe so that the tensile direction was parallel to the pipe axis direction, and this was used. It can be measured by implementing it in accordance with the regulations of JIS Z 2241.
  • a specific square tube is heated at a temperature lower than the Ac 1 transformation point, the heating temperature deviation in the thickness direction of the tube is set to 50 ° C. or less, and the heating holding time is set to 500 ° C. or higher.
  • the uniform elongation can be 5% or more.
  • the Vickers hardness of the square steel pipe 1 is not particularly limited, but may be 100 to 300 HV in order to prevent insufficient straightening and excessive work hardening in the straightening step after the heat treatment.
  • the Vickers hardness of the corner apex before heat treatment is higher than the Vickers hardness of the flat plate portion, and the influence remains even after strain removal annealing. It may be higher than the Vickers hardness of the flat plate portion 101.
  • the difference from the Vickers hardness is 5 HV or more and 60 HV or less. It is preferably 10 HV or more, and more preferably 15 HV or more. Further, it is preferably 40 HV or less, and more preferably 30 HV or less.
  • a specific square elementary tube is heated at a temperature lower than the Ac 1 transformation point, the heating temperature deviation in the thickness direction of the tube is set to 50 ° C.
  • the heating holding time of 500 ° C. or higher is 100 sec or longer.
  • the Vickers hardness conforms to the regulations of the Micro Vickers hardness test (JIS Z2244: 2009), and has a wall thickness direction position of 1 mm ⁇ 0.1 mm from the inner surface of the corner apex of the four corners and a tube circumference of the flat plate portion 101.
  • the Vickers hardness at a position in the wall thickness direction of 1 mm ⁇ 0.1 mm from the outer surface of the central portion in the direction is measured.
  • the test force is 9.8 N, and the Vickers hardness is measured.
  • the composition of the square steel tube 1 of the present invention is not particularly limited, but in terms of mass%, C: 0.07 to 0.20%, Si: less than 0.4%, Mn: 0.3 to 2.0%, It is a component composition containing P: 0.030% or less, S: 0.015% or less, Al: 0.01 to 0.06%, N: 0.006% or less, and the balance Fe and unavoidable impurities. Is preferable.
  • mass% is simply expressed as% unless otherwise specified.
  • C 0.07 to 0.20%
  • C is an element that increases the strength of steel by solid solution strengthening and contributes to the formation of pearlite, which is one of the second phases.
  • the content of C exceeds 0.20%, a martensite structure may be formed during welding of square steel pipes (for example, when welding of square steel pipes), which may cause welding cracks. Therefore, the C content is preferably in the range of 0.07 to 0.20%.
  • the C content is more preferably 0.09% at the lower limit and 0.18% at the upper limit.
  • Si Less than 0.4% Si is an element that contributes to increasing the strength of steel by solid solution strengthening, and can be contained as necessary in order to secure the desired steel strength. In order to obtain such an effect, it is preferable to contain Si in an amount of more than 0.01%. However, if the content of Si is 0.4% or more, firelite called red scale is likely to be formed on the steel surface, and the appearance property of the surface is often deteriorated. Therefore, when Si is contained, the Si content is preferably less than 0.4%. When Si is not added, the Si content is 0.01% or less as an unavoidable impurity.
  • Mn 0.3-2.0%
  • Mn is an element that increases the strength of the steel sheet through solid solution strengthening, and is preferably contained in an amount of 0.3% or more in order to secure the desired strength of the steel sheet.
  • a Mn content of less than 0.3% causes an increase in the ferrite transformation start temperature, and the structure tends to be excessively coarsened.
  • Mn is contained in excess of 2.0%, the hardness of the central segregated portion increases, and there is a concern that it may cause cracks during joint welding of columns using a square steel pipe or welding with a diaphragm. Therefore, the Mn content is preferably 0.3 to 2.0%.
  • the Mn content is more preferably 1.6% at the upper limit. Even more preferably, the upper limit is 1.4%.
  • P 0.030% or less
  • P is an element having an action of segregating into ferrite grain boundaries to reduce toughness, and in the present invention, it is preferable to reduce it as an impurity as much as possible.
  • the P content is preferably 0.002% or more.
  • the P content can be up to 0.030%. Therefore, the P content is preferably 0.030% or less.
  • the P content is more preferably 0.025% or less.
  • S 0.015% or less S exists as a sulfide in steel, and mainly exists as MnS within the composition range of the present invention. Since MnS is thinly stretched in the hot spreading step and adversely affects the ductility and toughness, it is preferable to reduce MnS as much as possible in the present invention. However, since excessive reduction causes an increase in refining cost, the S content is preferably 0.0002% or more. The S content can be up to 0.015%. Therefore, the S content is preferably 0.015% or less. The S content is more preferably 0.010% or less.
  • Al 0.01-0.06%
  • Al is an element that acts as an antacid and also has an action of fixing N as AlN.
  • the content of Al 0.01% or more is required. If the Al content is less than 0.01%, the deoxidizing power is insufficient when Si is not added, oxide-based inclusions increase, and the cleanliness of the steel decreases.
  • the Al content exceeds 0.06%, the amount of solid-dissolved Al increases, and welding is performed during longitudinal welding of square steel pipes (during welding during manufacturing of square steel pipes), especially in the case of welding in the atmosphere. The risk of forming oxides in the portion increases, and the toughness of the welded portion of the square steel pipe decreases. Therefore, the Al content is preferably 0.01 to 0.06%.
  • the Al content is more preferably 0.02% at the lower limit and 0.05% at the upper limit.
  • N 0.006% or less
  • N is an element having an action of lowering toughness by firmly fixing the motion of dislocation.
  • the N content is preferably 0.006% or less.
  • the N content is more preferably 0.005% or less.
  • the rest other than the above is Fe and unavoidable impurities.
  • the above components are the basic composition of the steel material in the present invention, but in addition to these, Nb: 0.005 to 0.150%, Ti: 0.005 to 0.150%, V: 0. It may contain one kind or two or more kinds selected from 005 to 0.150% or less.
  • Nb 0.005 to 0.150%
  • V 0.005% to 0.150%
  • Nb, Ti, V Both are elements that form fine carbides and nitrides in steel and contribute to the improvement of steel strength through precipitation strengthening, and can be contained as needed. In order to obtain such an effect, it is preferable to contain Nb: 0.005% or more, Ti: 0.005% or more, and V: 0.005% or more. On the other hand, excessive content leads to an increase in yield ratio and a decrease in toughness. Therefore, when Nb, Ti, and V are contained, Nb: 0.005 to 0.150%, Ti: 0.005 to 0.150%, and V: 0.005 to 0.150%.
  • Nb 0.008% or more, Ti: 0.008% or more, V: 0.008% 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%
  • One or more selected from Ca: 0.0005 to 0.010% and B: 0.0003 to 0.010% may be contained.
  • 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: 0.0005 to One or more selected from 0.010%, B: 0.0003 to 0.010% Cr, Mo, Cu, Ni are elements that increase the strength of steel by solid melt strengthening, and also. Since all of these are elements that enhance the hardenability of steel and contribute to the stabilization of austenite, they are elements that contribute to the formation of hard martensite and austenite, and can be contained as needed. In order to obtain such an effect, it is preferable to contain Cr: 0.01% or more, Mo: 0.01% or more, Cu: 0.01% or more, and Ni: 0.01% or more.
  • Cr 0.01 to 1.0%
  • Mo 0.01 to 1.0%
  • Cu 0.01 to 0.50%
  • Cr 0.1% or more
  • Mo 0.1% or more
  • Cu 0.1% or more
  • Ni 0.1% or more
  • Cr 0.5% or less
  • Mo 0.5% or less
  • Cu 0.40% or less
  • Ni: 0.20% or less are preferable.
  • 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 process, and can be contained as needed. In order to obtain such an effect, it is preferable to contain 0.0005% or more of Ca. However, if the Ca content exceeds 0.010%, Ca oxide clusters may be formed in the steel and the toughness may deteriorate. Therefore, when Ca is contained, the Ca content is set to 0.0005 to 0.010%. Preferably, the Ca content is 0.001% or more. Further, preferably, the Ca content is 0.0050% or less.
  • B is an element that contributes to the miniaturization of the structure by lowering the ferrite transformation start temperature. In order to obtain such an effect, it is preferable to contain 0.0003% or more of B. However, when the B content exceeds 0.010%, the yield ratio increases. Therefore, when B is contained, the B content is set to 0.0003% to 0.010%. Preferably, the B content is 0.0005% or more. Further, preferably, the B content is 0.0050% or less.
  • Ceq defined by the formula (1) is defined by the formula (1) of 0.15% or more and 0.50% or less, and the formula (2).
  • the Pcm is preferably 0.30% or less.
  • the component compositions of the various elements in the formulas (1) and (2) are all mass%.
  • Ceq C + Mn / 6 + Si / 24 + Ni / 40 + Cr / 5 + Mo / 4 + V / 14 ...
  • C, Mn, Si, Ni, Cr, Mo, and V are the contents (mass%) of each element. (However, the element not contained is 0 (zero)%.)
  • Pcm C + Si / 30 + Mn / 20 + Cu / 20 + Ni / 60 + Cr / 20 + Mo / 15 + V / 10 + 5B ...
  • C, Si, Mn, Cu, Ni, Cr, Mo, V, and B are the contents (mass%) of each element.
  • Ceq in the formula (1) is a carbon equivalent, and is an index of the hardness of the welded portion and the heat-affected zone. If Ceq is less than 0.15%, the strength required for pillars of building structures may not be obtained. Further, when Ceq exceeds 0.50%, the welded portion and the heat-affected zone are excessively hardened, and the variation in peripheral cross-sectional strength becomes large. Therefore, Ceq is preferably 0.15% or more and 0.50% or less.
  • Pcm in the formula (2) is susceptible to weld cracking, and if Pcm exceeds 0.30%, low temperature cracking is likely to occur in the welded portion and the heat-affected zone. Therefore, the Pcm is preferably 0.30% or less, more preferably 0.25% or less.
  • a square raw pipe finished from a steel plate to a square shape by cold forming is heated at a temperature less than the Ac 1 transformation point, and the heating temperature deviation in the thickness direction of the pipe is increased.
  • the annealing heat treatment is performed with the temperature set to 50 ° C. or lower and the heating holding time of 500 ° C. or higher set to 100 seconds or longer.
  • the high-temperature base plate is exposed to the atmosphere after the finish rolling of hot rolling. Adjust the exposure time. Specifically, it is preferable to expose the base plate having a surface temperature of 900 ° C. or lower to the atmosphere for 5 to 400 seconds after the finish rolling of hot rolling. After that, the obtained steel plate is cold-formed to form a square shape, whereby a square raw tube can be obtained.
  • FIG. 3 is a schematic view showing an example of an electric resistance welded steel pipe manufacturing facility used for obtaining a square steel pipe.
  • a steel strip (hereinafter, also referred to as a steel plate) 4 wound around a coil is dispensed, straightened by a leveler 5, and intermediately formed by a cage roll group 6 composed of a plurality of rolls to form an open pipe.
  • finish molding is performed with a finpass roll group 7 composed of a plurality of rolls.
  • the open pipe may have a cylindrical shape obtained by cold roll molding.
  • the circumferential butt portion of the steel strip 4 is electrically resistance welded by the welding machine 9 while being pressure-welded with the squeeze roll 8 to obtain the electrosewn steel pipe 10.
  • the manufacturing equipment for the electrosewn steel pipe 10 is not limited to the pipe making process as shown in FIG. Further, in the above-mentioned electric sewing welding, the butt portion is heated, melted, pressure-welded and solidified to complete the joining.
  • the steel pipe is used. It is preferable to reduce the diameter of the steel pipe so that the circumference is reduced at a rate of 0.30% or more in total. On the other hand, when the diameter is reduced so that the circumference of the steel pipe decreases at a rate of more than 5.0% in total, the amount of bending in the pipe axis direction when passing through the roll becomes large, and the residual stress in the pipe axis direction after the diameter reduction increases. On the contrary, it may rise. Therefore, it is preferable to reduce the diameter of the steel pipe after the diameter reduction so that the circumference of the steel pipe after the diameter is reduced by 0.30% or more and 5.0% or less with respect to the circumference of the steel pipe before the diameter reduction.
  • the sizing step it is preferable to perform multi-step diameter reduction by a plurality of stands in order to minimize the bending amount in the pipe axis direction when passing through the roll and suppress the generation of residual stress in the pipe axis direction.
  • the diameter reduction in each stand is preferably performed so that the tube circumference is reduced at a rate of 1.0% or less.
  • Whether or not a square steel pipe (square steel pipe) is obtained from an electrosewn steel pipe is determined by cutting the square steel pipe (square steel pipe) vertically in the pipe axis direction, polishing the cut surface including the welded part, and then corroding it with nital. , Can be judged by observing with an optical microscope. If the width of the melt-solidified portion in the circumferential direction of the welded portion at the center of the plate thickness is 1 mm or less, the pipe is an electrosewn steel pipe.
  • FIG. 4 is a schematic view showing a process of forming a square steel pipe from an electrosewn steel pipe.
  • the electrosewn steel pipe 10 is reduced in diameter by a sizing roll group (sizing stand) 11 composed of a plurality of rolls while maintaining a cylindrical shape, and then a square forming roll group (square forming stand) composed of a plurality of rolls.
  • the pipes are sequentially formed into shapes such as R1, R2, and R3 to form a square pipe.
  • the number of stands of the sizing roll group 11 and the square forming roll group 12 is not particularly limited. Further, the caliber curvature of the sizing roll group 11 or the square forming roll group 12 is preferably one condition.
  • FIG. 5 is a schematic view showing an example of equipment for manufacturing a square steel pipe from the above-mentioned square raw pipe.
  • the square tube cut to a predetermined length is transported in the longitudinal direction on the transport table 2 at a predetermined speed.
  • the work coil 3 is fixed, and the square steel pipe 1 sent out by the transport table is heated while passing through the work coil.
  • a square raw tube finished from a steel plate to a square shape by cold forming is heated at a temperature less than the Ac 1 transformation point, and the heating temperature deviation in the thickness direction of the tube is 50 ° C.
  • the annealing heat treatment is performed so that the heating and holding time at 500 ° C. or higher is 100 sec or longer.
  • the heat treatment in order to release the strain accumulated by the cold forming, the heat treatment is performed in the temperature range of the strain removing annealing.
  • the structure of the steel pipe becomes a two-phase structure, and there is a problem that the toughness deteriorates.
  • the thickness of the oxidation scale on the inner and outer surfaces of the tube exceeds 20 ⁇ m. Therefore, in the annealing heat treatment of the present invention, heating is performed at a temperature lower than the Ac 1 transformation point.
  • the heating temperature deviation in the wall thickness direction of the pipe is set to 50 ° C. or less. It is preferably 30 ° C. or lower, and more preferably 10 ° C. or lower.
  • the heating temperature by the annealing heat treatment is preferably 500 ° C. or higher and 700 ° C. or lower.
  • the heat treatment is performed at a temperature lower than 500 ° C., it takes a long time until the strain is completely removed.
  • the temperature of the heat treatment by the annealing heat treatment is preferably 550 ° C. or higher and 700 ° C. or lower, and more preferably 600 ° C. or higher. Further, it is more preferably 650 ° C. or lower.
  • the heating in the above annealing heat treatment is preferably induction heating, and can be performed using an induction heating device.
  • the frequency of induction heating is preferably set to 100 Hz or more and 1000 Hz or less. More preferably, the frequency of induction heating is 150 Hz or higher.
  • the frequency of induction heating is more preferably 500 Hz or less, and even more preferably 300 Hz or less.
  • the above-mentioned skin effect refers to the following phenomenon. First, a magnetic field of high-frequency current generates a current (eddy current) that cancels the magnetic field on the surface of the object to be heated (steel pipe). The eddy current heats the object to be heated by electrical resistance, and the closer it is to the surface, the more concentrated this heating is. This phenomenon is called the skin effect.
  • the transport speed of the square tube is not particularly limited, but is preferably 0.2 to 4 m / min from the viewpoint of manufacturing efficiency and uniform heating temperature of the cross section.
  • the amount of electric power in the induction heating device is not particularly limited, but is preferably 3 to 12 MW in order to secure a desired transfer speed.
  • the temperature on the outer surface of the pipe is measured by a radiation thermometer, and the temperature on the inner surface of the pipe and the temperature inside the wall thickness is calculated by a two-dimensional model based on thermal analysis. It can be managed by a method of calculating the temperature distribution in the wall thickness direction over the entire circumference of the steel pipe.
  • the square steel pipe after the annealing heat treatment by induction heating or the like described above can be subjected to the sizing step and / or the straightening step again. These are for eliminating the yield elongation that occurs when tensile deformation is applied to the steel pipe base material after heat treatment, and if a strain of 0.5 to 3% can be applied over the entire circumference of the pipe, this is used. Not as long.
  • FIG. 6 is a schematic view showing an example of the building structure of the present invention.
  • the square steel pipe 1 of the present invention described above is used as a column material.
  • Reference numerals 13, 14, 15 and 16 indicate a diaphragm, a girder, a girder, and a stud in this order.
  • the square steel pipe of the present invention has excellent mechanical properties of the flat plate portion, sufficiently secures the function of the oxide scale formed on the inner and outer surfaces of the pipe, and further provides sufficient toughness at the corner portion. While ensuring, work hardening is suppressed. Therefore, the building structure of the present invention using this square steel pipe as a column material exhibits excellent seismic performance.
  • a hot-rolled steel sheet having the composition shown in Table 1 is continuously formed into an open pipe having an elliptical cross section by a cage roll group and a finpath roll group, and then the opposite end faces of the open pipe are melted by high-frequency induction heating or high-frequency resistance heating.
  • the above heating was performed and pressure welding was performed with a squeeze roll to obtain an electrosewn steel pipe.
  • the time for exposing the high-temperature base plate to the atmosphere after the finish rolling of hot rolling was adjusted. Specifically, the time for exposing the base plate having a surface temperature of 900 ° C. or lower to the atmosphere after the finish rolling of hot rolling was set to 5 to 400 sec.
  • the square raw pipe was cut to a predetermined length and heat-treated (annealed heat treatment) using a high-frequency heating device (induction heating device) having a cylindrical work coil to obtain a square steel pipe.
  • the inner diameter D of the work coil is 960 mm, and the length in the transport direction (height direction assuming a cylindrical shape) is 1 m.
  • the square tube was heated while being inserted into the work coil by a transport carriage. At that time, the transport speed, the heating frequency, and the amount of electric power were controlled so as to reach a predetermined heating temperature.
  • the temperature on the outside of the pipe was measured by a radiation thermometer, and the temperature on the surface inside the pipe and inside the wall thickness was calculated by temperature calculation using a two-dimensional model based on thermal analysis.
  • the heating temperature (the outer surface maximum temperature and the inner surface maximum temperature) (°C) indicates whether Ac less than 1 transformation point (Table 2 "heating temperature ⁇ Ac 1 transformation point (°C)" column references ).
  • “ ⁇ ” indicates that the heating temperature is less than Ac1 transformation point
  • ⁇ indicates that the heating temperature is Ac 1 transformation point or more.
  • the heating temperature deviation was calculated as the difference between the maximum outer surface temperature (° C.) and the maximum inner surface temperature (° C.) (see the column “Outer surface temperature-Inner surface temperature (° C.)" in Table 2). Further, in Table 2, the "holding time” refers to a heating holding time of 500 ° C. or higher.
  • a straightening process was performed using an inclined roll straightening machine to apply a strain of 2% to the steel pipe.
  • a test piece was collected from the obtained square steel pipe, and a tensile test, a Charpy impact test, a residual stress measurement, a scale thickness measurement, and a hardness measurement were performed.
  • JIS Z was used as a V-notch test piece collected from the outer surface of the corner of a square steel pipe so that the longitudinal direction of the test piece was parallel to the longitudinal direction of the pipe at t / 4 (t: wall thickness).
  • the test temperature was 0 ° C.
  • the absorbed energy (J) was determined in accordance with the provisions of 2242.
  • the number of test pieces was 3 each, and the average value thereof was used as a representative value.
  • a steel pipe was cut to a length of 500 mm, a member up to a depth of 50 ⁇ m from the surface layer at the measurement position was removed by electrolytic etching, and then the residual stress in the circumferential direction was measured by the cos ⁇ method of X-ray diffraction.
  • the measurement position was the longitudinal center of the test piece steel pipe, and the positions of the outer and inner surfaces of the corner vertices at the four corners.
  • the apex of the corner is the steel pipe No. For 1 to 15 and 18, starting from the central axis of the steel pipe, the intersection of the line forming 45 ° with the flat plate portion and the outside of the corner portion was used.
  • the starting point is an offset point offset by 1/2 ⁇ (H1-H2) in the long side (H1) direction from the center of the square steel pipe, and the side opposite to the side where the offset point is located is opposite to the straight line.
  • the intersection of the line forming 45 ° with the flat plate formed on the side and the outside of the corner was used.
  • the thickness of the oxide scale on the surface of the steel pipe was measured using a scanning electron microscope (SEM) at the positions of the inner and outer surfaces of the flat plate portion of the square steel pipe.
  • SEM scanning electron microscope
  • the distance between the interface between the steel pipe base material and the scale and the surface of the scale is measured at eight points, and the total value of the distances at these eight points divided by 8 (mean value) is the thickness of the oxide scale. It was set to ( ⁇ m).
  • the above eight points were the central portion of the width of the flat plate portion on the four sides of the square steel pipe, and were set to a total of eight points, that is, four points on the inner surface and four points on the outer surface.
  • a JIS No. 5 tensile test piece was taken from a position in the wall thickness direction of 6 mm ⁇ 1 mm from the inner and outer surfaces of the apex of the square steel pipe so that the tensile direction was parallel to the pipe axis direction, and this was used. It was carried out in accordance with the provisions of JIS Z 2241, and the uniform elongation (%) was calculated.
  • the test force is 9.8 N, and the position in the wall thickness direction of 1 mm ⁇ 0.1 mm from the inner and outer surfaces of the corner apex of the four corners.
  • the average Vickers hardness (HV) at the position in the wall thickness direction of 1 mm ⁇ 0.1 mm from the inner and outer surfaces of the central portion in the tube circumferential direction of the four flat plate portions was measured.
  • the side length H (mm) (vertical side length H1 (mm), horizontal side length H2 (mm)) was measured with a caliper, and the wall thickness t (mm) was measured with a micrometer.

Landscapes

  • Engineering & Computer Science (AREA)
  • Chemical & Material Sciences (AREA)
  • Mechanical Engineering (AREA)
  • Organic Chemistry (AREA)
  • Metallurgy (AREA)
  • Materials Engineering (AREA)
  • Architecture (AREA)
  • Physics & Mathematics (AREA)
  • Thermal Sciences (AREA)
  • Crystallography & Structural Chemistry (AREA)
  • Structural Engineering (AREA)
  • Civil Engineering (AREA)
  • Manufacturing & Machinery (AREA)
  • Optics & Photonics (AREA)
  • Heat Treatment Of Articles (AREA)
  • Heat Treatment Of Steel (AREA)

Abstract

平板部の機械的特性を優れたものとし、管の内外表面に形成される酸化スケールの機能を十分に確保し、更に、角部において、靭性を十分に確保すると共に、加工硬化を抑制した角形鋼管およびその製造方法ならびにこの角形鋼管を用いた建築構造物を提供すること。　管周方向に平板部（１０１）と角部（１０２）とが交互に夫々複数形成されており、平板部（１０１）の降伏強度ＹＳが２９５ＭＰａ以上であり、平板部（１０１）の引張強度ＴＳが４００ＭＰａ以上であり、平板部（１０１）の降伏比ＹＲが０．８０以下であり、角部（１０２）の０℃におけるシャルピー吸収エネルギーが７０Ｊ以上であり、管の内外表面の酸化スケールの厚みが１μｍ以上２０μｍ以下であり、角部（１０２）頂点の内表面から肉厚方向所定位置と、平板部（１０１）の管周方向中央部の外表面から肉厚方向所定位置とにおける平均ビッカース硬さの差が５ＨＶ以上６０ＨＶ以下であるようにする。

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、建築構造物の柱材に用いられ、変形能力が優れ、角部の加工硬化の影響が小さな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。
　従来、建築物の柱材として用いられる角形鋼管は、厚肉の鋼板をプレス機により角形状にプレス成形した後、溶接する方法（ＢＣＰ法）により製造していた。一方、近年、生産性の低いＢＣＰ法に代わって、コストダウンを図るという点から、ロール成形した後、溶接し、角成形して角鋼管を得る方法（ＢＣＲ法）により、角鋼管を製造する試みがなされるようになった。
　ＢＣＲ法は、熱延鋼板をロール成形により円筒状のオープン管形状となし、その突合せ部分を電縫溶接した後、上下左右に配置されたロールにより円筒状のまま管軸方向に数％の絞りを加え、続けて角形に成形して製造される。ロール成形による角形鋼管の製造は冷間で行われるため、加工硬化の影響が顕著である。そのため、ＢＣＰ法によって得られる角形鋼管と比較して、特に平板部の塑性変形能が損なわれることになり、設計上の制限を課されている。
　この設計上の制限を緩和するためには、ＢＣＲ法によって得られる角形鋼管の平板部の降伏比ＹＲをＢＣＰ法によって得られる角形鋼管の平板部相当にする必要があり、その降伏比ＹＲは０．８０以下である。
　さらに、ＢＣＲ法による角形鋼管の角部内面では、後工程にあるＺｎめっき処理が温間で行われるため、残留応力の解放が発生し、加工硬化により脆化した部位を起点に脆化割れが発生するという問題があった。そのため、角成形工程において、角形鋼管の角部内面の過度な加工硬化を抑制する製造条件を選定する必要がある。
　上記のことから、ＢＣＲ法による角形鋼管を製造する場合には、冷間成形時の加工硬化による平板部の降伏比ＹＲの増加を小さくするような素材の選定や、角部内面の残留応力の発生を抑制するような製造方法の選定などが有効であるが、その中で角形鋼管全体を加熱する熱処理を行うことも有効な手段である。
　特許文献１では、ＢＣＲ法による角形鋼管の成形と、誘導加熱装置により角形鋼管の歪取り焼鈍を行う熱処理、溶融亜鉛めっきを施すめっき処理を連続的に行う角形鋼管の製造方法が提案されている。
　特許文献２では、冷間成形により得られた角形鋼管に対し、Ａｃ１変態点以下の温度で焼戻し熱処理を行う製造方法が提案されている。
　特許文献３では、あらかじめ角形鋼管の仕上げ成形まで角成形を行い、中間に加熱処理を行い、Ａｃ３変態点超の温度域で仕上げの角成形を行う製造方法が提案されている。
特開平９－１５５４４７号公報 特開２００５－１６３１５９号公報 特許第２８５２３１７号公報
　ところで、近年、耐震性能に優れた建築構造物等に用いるための角形鋼管としては、平板部の機械的特性として、降伏強度と引張強度を所定値以上にすると共に、前述したように降伏比を０．８０以下とすることが求められている。
また、角部としては、靭性を十分に確保すると共に、前述したように加工硬化を抑制することが求められている。
さらに、管の内外表面に形成される酸化スケールに関し、保護膜としての機能を確保しつつ、スケール剥離を抑制することも求められている。
しかしながら、前述の特許文献１～３に記載の技術は、これらの要求を満足する角形鋼管を得る技術としては、まだ十分であるとは言えなかった。
　本発明は上記の事情を鑑みてなされたものであって、平板部の機械的特性を優れたものとし、管の内外表面に形成される酸化スケールの機能を十分に確保し、更に、角部において、靭性を十分に確保すると共に、加工硬化を抑制した角形鋼管およびその製造方法ならびにこの角形鋼管を用い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べく鋭意検討を行った。
まず、本発明で平板部（管軸方向垂直断面における辺部）に求められる機械的特性としては、降伏強度ＹＳを２９５ＭＰａ以上とし、引張強度ＴＳを４００ＭＰａ以上とし、降伏比ＹＲを０．８０以下にすればよいと判断した。また、角部に求められる靭性として、０℃におけるシャルピー吸収エネルギーを７０Ｊ以上にすればよいと判断した。
また、管の内外表面に発生する酸化スケールの機能を十分に確保するために、具体的には、酸化スケールの剥離を抑制しつつ、保護膜としての機能を確保するためには、本発明ではその厚みを１μｍ以上２０μｍ以下にすればよいことを知見した。
また、角部の加工硬化を十分に抑制するためには、角部頂点の内表面から１ｍｍ±０．１ｍｍの肉厚方向位置における平均ビッカース硬さと、平板部の管周方向中央部の外表面から１ｍｍ±０．１ｍｍの肉厚方向位置における平均ビッカース硬さとの差を５ＨＶ以上６０ＨＶ以下にすればよいことを知見した。
　また、本発明者らは、角形鋼管が上記の特性を有するようにするためには、冷間成形により鋼板から角形状へ仕上げた特定の角形素管に対して、Ａｃ１変態点未満の温度で加熱し、管の肉厚方向の加熱温度偏差を５０℃以下とし、かつ、５００℃以上の加熱保持時間を１００ｓｅｃ以上として焼鈍熱処理を行えばよいことを知見した。詳細には、まず、Ａｃ１変態点以上の温度で熱処理を行うと、靱性が著しく悪化する場合があることに着目した。
また、本発明者らは、管の肉厚方向の加熱温度偏差と管の機械的特性の関係性について検討した。
具体的には、管の肉厚方向の加熱温度偏差について、歪取り焼鈍処理等の焼鈍熱処理は加熱温度の影響が大きいことに着目した。また、誘導加熱等の焼鈍熱処理においては外面側が電気抵抗によって加熱され、内面側の温度は外面側よりも低温になることにも着目した。これらより、加熱温度偏差が大きいと、管の外面、内面で、歪取り焼鈍等の焼鈍熱処理の影響の差が大きくなり、結果として管の外面および内面で機械的特性の差異が大きくなり、不均一な特性をもった管になるということを知見し、この点について鋭意検討した。また、歪取り焼鈍処理において、歪みを除去するために十分な加熱保持時間を確保する必要があることに着目し、検討した。
　このような検討により、角形鋼管が前述した特性を有するようにするためには、冷間成形により鋼板から角形状へ仕上げた角形素管に対して、Ａｃ１変態点未満の温度で加熱し、管の肉厚方向の加熱温度偏差を５０℃以下とし、かつ、５００℃以上の加熱保持時間を１００ｓｅｃ以上として焼鈍熱処理を行えばよいことを知見した。
　上記の知見については、本発明者らは、焼鈍熱処理の一例として、角形鋼管に対し、ワークコイルを用いた高周波誘導加熱を行うことを検討することで実証した。
　この高周波誘導加熱では、交流電源に接続されたワークコイルの中にある被加熱体を電気抵抗によるジュール熱で加熱する。そのため、高周波誘導加熱は、熱損失が小さく、加熱効率が優れている。
また、加熱の周波数を制御することによって、ジュール熱を発生させる要因である渦電流の浸透深さを調整することができ、周波数を小さくすることで、被加熱体のより内部側まで加熱することができる。そのため、高周波誘導加熱では、被加熱体の厚みが増加しても、周波数を適切に制御することで、被加熱体の表面と内部の加熱温度の温度偏差を小さくすることができる。
　本発明者らは、建築構造物の柱材に用いられる種々の角形鋼管を、ワークコイルの中に搬送させながら、高周波誘導加熱による角形鋼管の全体加熱を行った。その結果、周波数を適正範囲に設定することで、肉厚方向に均一な加熱分布を得ることができた。また、電流の浸透深さを大きくすることによって、表皮効果による表面の加熱集中を抑制したり、鋼管内面の目標温度の到達時間を短縮したりすることができた。さらに、ワークコイルの全長が数ｍ程度の小型の加熱設備でも上記の効果が得られることを確認した。
なお、上記の表皮効果とは、以下の現象を指す。
まず、高周波電流の磁場により被加熱体（鋼管）の表面に磁場を打ち消す電流（渦電流）が発生する。この渦電流により、電気抵抗で被加熱体が加熱され、上記表面に近付くほどこの加熱が集中する。この現象を表皮効果という。
　本発明は上記知見に基づくものであり、その特徴は以下の通りである。
［１］管周方向に平板部と角部とが交互に夫々複数形成されており、
　前記平板部の降伏強度ＹＳが２９５ＭＰａ以上であり、
　前記平板部の引張強度ＴＳが４００ＭＰａ以上であり、
　前記平板部の降伏比ＹＲが０．８０以下であり、
　前記角部の０℃におけるシャルピー吸収エネルギーが７０Ｊ以上であり、
　管の内外表面の酸化スケールの厚みが１μｍ以上２０μｍ以下であり、
　角部頂点の内表面から１ｍｍ±０．１ｍｍの肉厚方向位置における平均ビッカース硬さと、前記平板部の管周方向中央部の外表面から１ｍｍ±０．１ｍｍの肉厚方向位置における平均ビッカース硬さとの差が、５ＨＶ以上６０ＨＶ以下である角形鋼管。
［２］角部頂点の内表面および外表面における管周方向の残留応力の絶対値が、１０ＭＰａ以上２００ＭＰａ以下である前記［１］に記載の角形鋼管。
［３］角部頂点の内表面および外表面から６ｍｍ±１ｍｍの肉厚方向位置における均一伸びが５％以上である前記［１］または［２］に記載の角形鋼管。
［４］前記［１］～［３］のいずれかに記載の角形鋼管の製造方法であって、
　冷間成形により鋼板から角形状へ仕上げた角形素管に対して、Ａｃ１変態点未満の温度で加熱し、管の肉厚方向の加熱温度偏差を５０℃以下とし、かつ、５００℃以上の加熱保持時間を１００ｓｅｃ以上とする焼鈍熱処理を行う角形鋼管の製造方法。
［５］前記焼鈍熱処理で、加熱温度が５００℃以上７００℃以下である前記［４］に記載の角形鋼管の製造方法。
［６］前記焼鈍熱処理の加熱を誘導加熱とし、該誘導加熱における周波数を１００Ｈｚ以上１０００Ｈｚ以下にする前記［４］または［５］に記載の角形鋼管の製造方法。
［７］前記［１］～［３］のいずれかに記載の角形鋼管が、柱材として用いられる建築構造物。
　本発明によれば、平板部の機械的特性を優れたものとし、管の内外表面に発生する酸化スケールの機能を十分に確保し、更に、角部において、靭性を十分に確保すると共に、加工硬化を抑制した角形鋼管およびその製造方法ならびにこの角形鋼管を用いた建築構造物を提供することが可能となる。
角形鋼管の平板部と角部を説明するための管軸方向垂直断面図である。 酸化スケールを説明するための模式図である。 電縫鋼管の製造設備の一例を示す模式図である。 本発明の角形鋼管の製造設備の一例を示す模式図である。 角形素管の熱処理過程を示す模式図である。 建築構造物の一例を示す模式図である。
　本発明について、図面を参照しながら説明する。なお、この実施形態によって本発明が限定されるものではない。
　＜角形鋼管＞
　図１は、本発明の角形鋼管の管軸方向垂直断面視の形状の一例を示す。
本発明の角形鋼管１は、管の長手方向（管軸方向）に垂直な断面（管軸方向垂直断面）が正方形または長方形であり、管周方向に平板部（管軸方向垂直断面における辺部）１０１と角部１０２とが交互に夫々複数形成されており、上記平板部１０１の降伏強度ＹＳが２９５ＭＰａ以上であり、上記平板部１０１の引張強度ＴＳが４００ＭＰａ以上であり、かつ、上記平板部１０１の降伏比ＹＲ（＝降伏強度／引張強度）が０．８０以下であり、上記角部１０２の０℃におけるシャルピー吸収エネルギーが７０Ｊ以上であり、管の内外表面の酸化スケールの厚みが１μｍ以上２０μｍ以下であり、角部頂点の内表面から１ｍｍ±０．１ｍｍの肉厚方向位置における平均ビッカース硬さと、平板部１０１の管周方向中央部の外表面から１ｍｍ±０．１ｍｍの肉厚方向位置における平均ビッカース硬さとの差が、５ＨＶ以上６０ＨＶ以下である。
また、本発明の角形鋼管１は、電縫鋼管から得られる鋼管であり、平板部１０１上に溶接部（電縫溶接部）１０３を有することができる。
　本発明では、特に限定されないが、角形鋼管１の管軸方向垂直断面における平板部１０１の辺長Ｈは３００～５５０ｍｍであり、肉厚ｔは１６～３０ｍｍであることが好ましい。
角形鋼管１の管軸方向垂直断面視の形状は、各平板部１０１の四辺の辺長Ｈが全て同じである正方形（略正方形）であることが好ましく、その他に長方形（略長方形）であってもよい。長方形である場合の辺長Ｈは、縦の辺長Ｈ１（ｍｍ）と横の辺長Ｈ２（ｍｍ）の平均（Ｈ＝（Ｈ１＋Ｈ２）／２）とする。
　本発明において特定される平板部１０１における降伏強度ＹＳ：２９５ＭＰａ以上、引張強度ＴＳ：４００ＭＰａ以上、降伏比ＹＲ：０．８０以下は、特定の角形素管に対し、Ａｃ１変態点未満の温度で加熱し、管の肉厚方向の加熱温度偏差を５０℃以下とし、かつ、５００℃以上の加熱保持時間を１００ｓｅｃ以上とする焼鈍熱処理を行うことにより調整することができる。
　また、本発明において特定される角部１０２の０℃におけるシャルピー吸収エネルギー：７０Ｊ以上は、Ａｃ１変態点未満の温度で加熱し、管の肉厚方向の加熱温度偏差を５０℃以下とし、かつ、５００℃以上の加熱保持時間を１００ｓｅｃ以上とする焼鈍熱処理を行うことにより調整することができる。
　平板部１０１の降伏強度ＹＳ、引張強度ＴＳ、降伏比ＹＲは、引張方向が管軸方向と平行になるように、角形鋼管１の平板部１０１からＪＩＳ５号引張試験片を採取し、これを用いてＪＩＳ　Ｚ　２２４１の規定に準拠して実施することで測定できる。
　また、角部１０２の０℃におけるシャルピー吸収エネルギーは、角形鋼管１の角部１０２の管外面からｔ／４において試験片長手方向が管長手方向と平行となるように採取したＶノッチ試験片を用い、ＪＩＳ　Ｚ　２２４２の規定に準拠して、試験温度：０℃でシャルピー衝撃試験を実施して得られる。
　図２は、本発明の角形鋼管１で形成される酸化スケールを説明するための模式図である。
上記の鋼管１の内外表面に存在する酸化スケールは図２に示すような構造をしており、ウスタイト（ＦｅＯ）、マグネタイト（Ｆｅ３Ｏ４）、ヘマタイト（Ｆｅ２Ｏ３）が地鉄（母材）側から表面側へ順に層状で構成されている。
　本発明では、誘導加熱等の焼鈍熱処理において、Ａｃ１変態点未満の温度で加熱を行うことで、鋼管１表面の酸化スケールの成長が抑制される。一方、Ａｃ１変態点以上の温度で加熱した場合等では、酸化スケールが成長する。酸化スケールの厚み（以下、スケール厚とも記す。）が増加して、２０μｍ超になると、外部からの衝撃力などによる歪みがスケール層に蓄積されやすくなり、スケールの剥離が生じる。一方、スケール厚が１μｍ未満であると、冷間成形時にスケールの保護膜としての効果が消失し、十分な防食効果が得られなくなる。
よって、管の内外表面のスケール厚は１μｍ以上２０μｍ以下とする。好ましくは、スケール厚は、２μｍ以上であり、より好ましくは、４μｍ以上である。また、好ましくは、スケール厚は、１０μｍ以下であり、より好ましくは８μｍ以下である。
　上記のスケール厚については、熱間圧延において高温の素板を大気に暴露する時間を調整することにより、１μｍ以上にすることができる。また、焼鈍熱処理の加熱温度をＡｃ１変態点未満とすることでスケール厚を２０μｍ以下にすることができる。
また、鋼管１の内外表面に形成される酸化スケールの厚みは、走査型電子顕微鏡（ＳＥＭ）を用いて測定することができる。
　後述するような誘導加熱等の焼鈍熱処理、およびサイジング工程、または矯正工程を経た後の角形鋼管１では、熱処理によって残留応力が解放されている。
未熱処理の角形鋼管では、特に角部の外表面および内表面においてそれぞれ、大きな圧縮の残留応力と引張の残留応力が発生している。
このとき、角部の外表面に過剰な残留応力が作用している場合、外表面の加工硬化の進行が顕著で、角形鋼管にダイヤフラムなどで建築部材としての溶接を行う際に、溶接部近傍の加熱部に生じる熱膨張によって、亀裂が発生する場合がある。
また、角部の内表面に過剰な残留応力が作用している場合、角形鋼管の成形後に行うＺｎめっき処理にて、残留応力が解放され、角部内面にめっき割れが生じる場合がある。
管周方向の残留応力が鋼板母材の降伏応力（角部表面の降伏応力）以上であるとき、角形鋼管の角部における欠陥が生じやすくなる。よって、角部１０２における欠陥を抑制するためには、角部頂点における内表面および外表面の管周方向の残留応力を小さくする必要があり、その残留応力の絶対値が角部表面の降伏応力未満であることが望ましい。より具体的に、成形後の角形鋼管１を切断した時に生じる異常な切り口変形を防止するために、残留応力の絶対値は２００ＭＰａ以下とすることが好ましい。
また、残留応力の絶対値が１０ＭＰａ未満の場合、矯正不足により材料の降伏伸びが消失できない場合がある。よって、角部頂点の内表面および外表面における管周方向の残留応力の絶対値は、１０ＭＰａ以上２００ＭＰａ以下であることが好ましい。より好ましくは、２０ＭＰａ以上であり、さらに好ましくは、５０ＭＰａ以上である。また、より好ましくは、１５０ＭＰａ以下であり、さらに好ましくは、１００ＭＰａ以下である。
また、本発明では、熱処理後の矯正加工の加工量を制御すること、また、Ａｃ１変態点未満の温度で加熱し、かつ、管の肉厚方向の加熱温度偏差を５０℃以下とし、かつ、５００℃以上の加熱保持時間を１００ｓｅｃ以上とする焼鈍熱処理を行うことにより、残留応力の絶対値を１０ＭＰａ以上２００ＭＰａ以下にすることができる。
　また、残留応力の測定としては、鋼管を切断し、測定位置の表層から５０μｍ深さまでの部材を電解エッチングにより除去してから、Ｘ線回折のｃｏｓα法により周方向の残留応力を測定する。測定位置は鋼管の長手中央部であり、四隅の角部頂点位置とする。
　ここで、角部頂点とは、図１に示すように、角形鋼管１の管軸方向垂直断面における平板部１０１の短辺（Ｈ１＜Ｈ２の場合、Ｈ１）の中心位置から鋼管内部に向かって、より具体的には対向する短辺の中心位置に向かって引いた直線上において、角形鋼管中央部から長辺（Ｈ１＜Ｈ２の場合、Ｈ２）方向に１／２×｜Ｈ２－Ｈ１｜（すなわち、辺長Ｈ２と辺長Ｈ１の差の半分）だけオフセットさせた点（オフセット点）を起点として、上記の対向する短辺の中心位置に向かって引いた直線に対し、オフセット点が位置する側と反対側に形成される平板部１０１の長辺と４５°をなす線と角部１０２外側の交点とすることができる。
また、この角部頂点は、角形鋼管１の管軸方向垂直断面における平板部１０１の長辺（Ｈ１＜Ｈ２の場合、Ｈ２）の中心位置から、対向する長辺の中心位置に向かって引いた直線上において、角形鋼管中央部から短辺（Ｈ１＜Ｈ２の場合、Ｈ１）方向に１／２×｜Ｈ２－Ｈ１｜だけオフセットさせた点（オフセット点）を起点として、上記の対向する長辺の中心位置に向かって引いた直線に対し、角形鋼管１の管軸方向垂直断面における平板部１０１の短辺（Ｈ１＜Ｈ２の場合、Ｈ１）の中心位置から鋼管内部に向かって、オフセット点が位置する側に形成される平板部１０１の短辺と４５°をなす線と角部１０２外側の交点とも言える。
また、管軸方向垂直断面視の形状が正方形（略正方形）である場合には、角部頂点は、鋼管１の中心軸を起点として、平板部１０１と４５°をなす線と角部１０２外側の交点とすることができる。
　冷間成形直後の鋼管は加工硬化の影響が著しく、特に平板部と比較して、四隅の角部の加工硬化が進行している。
ロール成形角形鋼管の場合、最も加工硬化の影響が大きいのは角部の内表面側であり、延性が損なわれている。誘導加熱による歪取り焼鈍等の熱処理を経た後の角形鋼管の組織は、回復により歪みが除去されているため、延性が向上し、加工硬化の影響がほぼ解消される。このとき、角部頂点の内表面および外表面から６ｍｍ±１ｍｍの肉厚方向位置における均一伸びが５％未満の場合、歪取り焼鈍が不十分であり、角部に亀裂が発生する可能性がある。よって、角部頂点の内表面および外表面から６ｍｍ±１ｍｍの肉厚方向位置における均一伸びが５％以上であることが好ましい。より好ましくは、１０％以上である。
　上記の均一伸びは、引張方向が管軸方向と平行になるように、角形鋼管の頂点の内外表面から６ｍｍ±１ｍｍの肉厚方向の位置からＪＩＳ５号引張試験片を採取し、これを用いてＪＩＳ　Ｚ　２２４１の規定に準拠して実施することで測定できる。
　本発明では、特定の角形素管に対し、Ａｃ１変態点未満の温度で加熱し、かつ、管の肉厚方向の加熱温度偏差を５０℃以下とし、かつ、５００℃以上の加熱保持時間を１００ｓｅｃ以上とする焼鈍熱処理を行うことにより、均一伸びを５％以上にすることができる。
　また、後述する熱処理を鋼管全体で行うことで、平板部１０１と角部１０２の各部位における機械的特性がほぼ均一である角形鋼管１を得ることができる。
　本発明では、角形鋼管１のビッカース硬さは、特に限定されないが、熱処理後の矯正工程において矯正不足や過度な加工硬化を防止するために、１００～３００ＨＶとしてよい。
　また、本発明の角形鋼管１は、熱処理前の角部頂点のビッカース硬さが平板部のビッカース硬さよりも高く、歪取り焼鈍後もその影響が残るため、角部頂点のビッカース硬さが、平板部１０１のビッカース硬さより高くてよい。
　角部頂点の内表面から１ｍｍ±０．１ｍｍの肉厚方向位置における平均ビッカース硬さと、平板部の管周方向中央部の外表面から１ｍｍ±０．１ｍｍの肉厚方向位置における平均ビッカース硬さとの差（（角部頂点の内表面から１ｍｍ±０．１ｍｍの肉厚方向位置における平均ビッカース硬さ）－（平板部の管周方向中央部の外表面から１ｍｍ±０．１ｍｍの肉厚方向位置における平均ビッカース硬さ））が５ＨＶ未満の場合、矯正不足により材料の降伏伸びを消失できていない。一方、平均ビッカース硬さの差が６０ＨＶ超えであると、歪取り焼鈍が不十分であり、平板部と角部の機械的特性が不均一になる。よって、角部頂点の内表面から１ｍｍ±０．１ｍｍの肉厚方向位置における平均ビッカース硬さと、平板部１０１の管周方向中央部の外表面から１ｍｍ±０．１ｍｍの肉厚方向位置における平均ビッカース硬さとの差は、５ＨＶ以上６０ＨＶ以下である。好ましくは、１０ＨＶ以上であり、より好ましくは、１５ＨＶ以上である。また、好ましくは、４０ＨＶ以下であり、より好ましくは、３０ＨＶ以下である。
本発明では、特定の角形素管に対し、Ａｃ１変態点未満の温度で加熱し、管の肉厚方向の加熱温度偏差を５０℃以下とし、かつ、５００℃以上の加熱保持時間を１００ｓｅｃ以上とする焼鈍熱処理を行うこと、更に好ましくは歪取り焼鈍等の焼鈍熱処理における加熱温度および焼鈍熱処理時間の制御により、上記の平均ビッカース硬さの差を５ＨＶ以上６０ＨＶ以下にすることができる。
　ビッカース硬さとしては、マイクロビッカース硬さ試験（ＪＩＳ　Ｚ２２４４：２００９）の規定に準拠し、四隅の角部頂点の内表面から１ｍｍ±０．１ｍｍの肉厚方向位置と、平板部１０１の管周方向中央部の外表面から１ｍｍ±０．１ｍｍの肉厚方向の位置におけるビッカース硬さを測定する。試験力は９．８Ｎとして、ビッカース硬さを測定する。
　本発明の角形鋼管１の成分組成は、特に制限されないが、質量％で、Ｃ：０．０７～０．２０％、Ｓｉ：０．４％未満、Ｍｎ：０．３～２．０％、Ｐ：０．０３０％以下、Ｓ：０．０１５％以下、Ａｌ：０．０１～０．０６％、Ｎ：０．００６％以下を含有し、残部Ｆｅおよび不可避的不純物からなる成分組成であることが好ましい。以下に、各成分の限定理由を述べる。以下、各成分の説明においては、とくに断らない限り、質量％は単に％で記す。
　Ｃ：０．０７～０．２０％
　Ｃは、固溶強化により鋼の強度を増加させるとともに、第二相の一つであるパーライトの形成に寄与する元素である。所望の引張特性、靭性、さらに所望の鋼組織を確保するためには、Ｃを０．０７％以上含有することが好ましい。一方、０．２０％を超えるＣの含有は、角形鋼管の溶接時（例えば、角形鋼管同士の溶接時）にマルテンサイト組織が生成し溶接割れの原因となる懸念がある。このため、Ｃ含有量は０．０７～０．２０％の範囲であることが好ましい。Ｃ含有量は、より好ましくは下限が０．０９％であり、上限がより好ましくは０．１８％である。
　Ｓｉ：０．４％未満
　Ｓｉは、固溶強化で鋼の強度増加に寄与する元素であり、所望の鋼強度を確保するために、必要に応じて含有できる。このような効果を得るためには、０．０１％を超えてＳｉを含有することが好ましい。しかし、０．４％以上のＳｉの含有は、鋼表面に赤スケールと称するファイアライトが形成されやすくなり、表面の外観性状が低下する場合が多くなる。このため、Ｓｉを含有する場合には、Ｓｉ含有量を０．４％未満とすることが好ましい。なお、特にＳｉを添加しない場合、Ｓｉ含有量は不可避的不純物として、０．０１％以下である。
　Ｍｎ：０．３～２．０％
　Ｍｎは、固溶強化を介して鋼板の強度を増加させる元素であり、所望の鋼板強度を確保するために、０．３％以上含有することが好ましい。０．３％未満のＭｎの含有では、フェライト変態開始温度の上昇を招き、組織が過度に粗大化しやすい。一方、２．０％を超えてＭｎを含有すると、中心偏析部の硬度が上昇し、角形鋼管を用いた柱の継手溶接やダイアフラムとの溶接時等の割れの原因となる懸念がある。このため、Ｍｎ含有量は０．３～２．０％であることが好ましい。Ｍｎ含有量は、より好ましくは上限が１．６％である。さらにより好ましくは、上限が１．４％である。
　Ｐ：０．０３０％以下
　Ｐは、フェライト粒界に偏析して、靭性を低下させる作用を有する元素であり、本発明では、不純物としてできるだけ低減させることが好ましい。しかし、過度の低減は、精錬コストの高騰を招くため、Ｐ含有量は０．００２％以上とすることが好ましい。なお、Ｐ含有量は０．０３０％までは許容できる。このため、Ｐ含有量は０．０３０％以下であることが好ましい。Ｐ含有量は、より好ましくは０．０２５％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、本発明の組成範囲であれば、主としてＭｎＳとして存在する。ＭｎＳは、熱延工程で薄く延伸され、延性、靭性に悪影響を及ぼすため、本発明ではできるだけＭｎＳは低減させることが好ましい。しかし、過度の低減は、精錬コストの高騰を招くため、Ｓ含有量は０．０００２％以上とすることが好ましい。なお、Ｓ含有量は０．０１５％までは許容できる。このため、Ｓ含有量は０．０１５％以下であることが好ましい。Ｓ含有量は、より好ましくは０．０１０％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含有量が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（角形鋼管の製造時の溶接時）に、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、角形鋼管の溶接部の靭性が低下する。このため、Ａｌ含有量は０．０１～０．０６％であることが好ましい。Ａｌ含有量は、より好ましくは、下限が０．０２％であり、上限が０．０５％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含有量は０．００６％以下であることが好ましい。Ｎ含有量は、より好ましくは０．００５％以下である。
　上記以外の残部はＦｅおよび不可避的不純物である。上記の成分が本発明における鋼素材の基本の成分組成であるが、これらに加えてさらに、Ｎｂ：０．００５～０．１５０％、Ｔｉ：０．００５～０．１５０％、Ｖ：０．００５～０．１５０％以下のうちから選ばれる１種または２種以上を含有させてもよい。
　Ｎｂ：０．００５～０．１５０％、Ｔｉ：０．００５～０．１５０％、Ｖ：０．００５％～０．１５０％のうちから選ばれる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り、必要に応じて含有できる。このような効果を得るためには、Ｎｂ：０．００５％以上、Ｔｉ：０．００５％以上、Ｖ：０．００５％以上の含有が好ましい。一方で、過度の含有は降伏比の上昇および靱性の低下を招く。このため、Ｎｂ、Ｔｉ、Ｖを含有する場合は、Ｎｂ：０．００５～０．１５０％、Ｔｉ：０．００５～０．１５０％、Ｖ：０．００５～０．１５０％とする。好ましくは、Ｎｂ：０．００８％以上、Ｔｉ：０．００８％以上、Ｖ：０．００８％以上である。また、好ましくは、Ｎｂ：０．１０％以下、Ｔｉ：０．１０％以下、Ｖ：０．１０％以下である。
　上記に加えてさらに、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％のうちから選ばれる１種または２種以上を含有させてもよい。
　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％のうちから選ばれる１種または２種以上
　Ｃｒ、Ｍｏ、Ｃｕ、Ｎｉは、固溶強化により鋼の強度を上昇させる元素であり、また、いずれも鋼の焼入れ性を高め、オーステナイトの安定化に寄与する元素であることから、硬質なマルテンサイトおよびオーステナイトの形成に寄与する元素であり、必要に応じて含有できる。このような効果を得るためには、Ｃｒ：０．０１％以上、Ｍｏ：０．０１％以上、Ｃｕ：０．０１％以上、Ｎｉ：０．０１％以上の含有が好ましい。一方で、過度の含有は靱性の低下および溶接性の悪化を招く。このため、Ｃｒ、Ｍｏ、Ｃｕ、Ｎｉを含有する場合は、Ｃｒ：０．０１～１．０％、Ｍｏ：０．０１～１．０％、Ｃｕ：０．０１～０．５０％、Ｎｉ：０．０１～０．３０％とする。好ましくは、Ｃｒ：０．１％以上、Ｍｏ：０．１％以上、Ｃｕ：０．１％以上、Ｎｉ：０．１％以上である。また、好ましくは、Ｃｒ：０．５％以下、Ｍｏ：０．５％以下、Ｃｕ：０．４０％以下、Ｎｉ：０．２０％以下である。
　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、必要に応じて含有できる。このような効果を得るためには、０．０００５％以上のＣａを含有することが好ましい。しかしながら、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場合がある。このため、Ｃａを含有する場合は、Ｃａ含有量は０．０００５～０．０１０％とする。好ましくは、Ｃａ含有量は０．００１％以上である。また、好ましくは、Ｃａ含有量は０．００５０％以下である。
　Ｂは、フェライト変態開始温度を低下させることで組織の微細化に寄与する元素である。このような効果を得るためには、０．０００３％以上のＢを含有することが好ましい。しかしながら、Ｂ含有量が０．０１０％を超えると降伏比が上昇する。このため、Ｂを含有する場合は、Ｂ含有量は０．０００３％～０．０１０％とする。好ましくは、Ｂ含有量は０．０００５％以上である。また、好ましくは、Ｂ含有量は０．００５０％以下である。
　また、上記の成分組成を有した際に、溶接性を確保するために、（１）式で定義されるＣｅｑが０．１５％以上０．５０％以下、および（２）式で定義されるＰｃｍが０．３０％以下であることが好ましい。ただし、（１）式および（２）式中の各種元素の成分組成はいずれも質量％である。
　Ｃｅｑ＝Ｃ＋Ｍｎ／６＋Ｓｉ／２４＋Ｎｉ／４０＋Ｃｒ／５＋Ｍｏ／４＋Ｖ／１４・・・（１）
ここで、式（１）中、Ｃ、Ｍｎ、Ｓｉ、Ｎｉ、Ｃｒ、Ｍｏ、Ｖは、各元素の含有量（質量％）である。（但し、含有しない元素は０（零）％とする。）
　Ｐｃｍ＝Ｃ＋Ｓｉ／３０＋Ｍｎ／２０＋Ｃｕ／２０＋Ｎｉ／６０＋Ｃｒ／２０＋Ｍｏ／１５＋Ｖ／１０＋５Ｂ・・・（２）
ここで、式（２）中、Ｃ、Ｓｉ、Ｍｎ、Ｃｕ、Ｎｉ、Ｃｒ、Ｍｏ、Ｖ、Ｂは、各元素の含有量（質量％）である。（但し、含有しない元素は０（零）％とする。）
　（１）式中のＣｅｑは炭素当量であり、溶接部および熱影響部の硬さの指標となる。Ｃｅｑが０．１５％未満であると建築構造物の柱材として必要な強度が得られない可能性がある。また、Ｃｅｑが０．５０％を超えると溶接部および熱影響部が過度に硬化し、周断面強度のばらつきが大きくなる。よって、Ｃｅｑは、０．１５％以上０．５０％以下とすることが好ましい。
　（２）式中のＰｃｍは溶接割れ感受性であり、Ｐｃｍが０．３０％を超えると溶接部および熱影響部において低温割れが起こりやすくなる。よって、Ｐｃｍは０．３０％以下であることが好ましく、さらに好ましくは０．２５％以下である。
　＜角形鋼管の製造方法＞
　次に、本発明の角形鋼管１の製造方法について説明する。本発明の角形鋼管１の製造方法では、冷間成形により鋼板から角形状へ仕上げた角形素管に対して、Ａｃ１変態点未満の温度で加熱し、管の肉厚方向の加熱温度偏差を５０℃以下とし、かつ、５００℃以上の加熱保持時間を１００ｓｅｃ以上として焼鈍熱処理を行う。
なお、上記の鋼板を得る際、最終的に得られる角形鋼管の内外表面に形成される酸化スケールの厚みを１μｍ以上にするために、熱間圧延の仕上げ圧延後において高温の素板を大気に暴露する時間を調整する。具体的には、熱間圧延の仕上げ圧延後において表面温度が９００℃以下である素板を５～４００ｓｅｃ大気に暴露することが好ましい。その後、得られた鋼板を冷間成形により角形状に仕上げることで、角形素管を得ることができる。
　ここで、上記の角形素管を得るための方法を説明する。図３は、角形素管を得るために用いられる電縫鋼管の製造設備の一例を示す模式図である。
図３に示すように、コイルに巻き取られた鋼帯（以下、鋼板とも記す。）４を払い出してレベラー５によって矯正し、複数のロールからなるケージロール群６で中間成形してオープン管とした後、複数のロールからなるフィンパスロール群７で仕上げ成形する。上記オープン管は、冷間ロール成形により得られる円筒状とすることができる。
仕上げ成形の後は、スクイズロール８で圧接しながら鋼帯４の周方向突合せ部を溶接機９で電気抵抗溶接して、電縫鋼管１０とする。なお本発明では、電縫鋼管１０の製造設備は図３のような造管工程に限定されない。また、上記の電縫溶接においては、突合せ部が加熱され溶融し、圧接され凝固することで接合が完了する。
　その後の工程については図４等を参照しながら後述もするが、電縫溶接後のサイジング工程においては、本発明で必要とする真円度および管軸方向の残留応力を満足するために、鋼管周長が合計で０．３０％以上の割合で減少するように鋼管を縮径することが好ましい。一方、鋼管周長が合計で５．０％超の割合で減少するように縮径した場合、ロール通過時の管軸方向の曲げ量が大きくなり、縮径後の管軸方向の残留応力がかえって上昇してしまう可能性がある。このため、縮径前の鋼管周長に対し縮径後の鋼管周長が０．３０％以上５．０％以下の割合で減少するように縮径することが好ましい。
　なお、サイジング工程においては、ロール通過時の管軸方向の曲げ量を極力小さくし、管軸方向の残留応力の発生を抑制するために、複数スタンドによる多段階の縮径を行うことが好ましく、各スタンドにおける縮径は、管周長が１．０％以下の割合で減少するように行うことが好ましい。
　角形鋼管（角形素管）が電縫鋼管から得られているかどうかは、角形鋼管（角形素管）を管軸方向に垂直に切断し、溶接部を含む切断面を研磨した後ナイタールで腐食し、光学顕微鏡で観察することにより判断できる。溶接部の板厚中央部における溶融凝固部の管周方向幅が１ｍｍ以下であれば、電縫鋼管である。
　図４は、電縫鋼管から角形素管を成形する過程を示す模式図である。
図４に示すように、電縫鋼管１０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）１１によって円筒形状のまま縮径された後、複数のロールからなる角成形ロール群（角成形スタンド）１２によって、順次Ｒ１、Ｒ２、Ｒ３のような形状に成形され、角形素管となる。なお、サイジングロール群１１および角成形ロール群１２のスタンド数は特に限定されない。また、サイジングロール群１１もしくは角成形ロール群１２のカリバー曲率は、１条件であることが好ましい。
　図５は、上記の角形素管から角形鋼管を製造するための設備の一例を示す模式図である。
図５に示す例では、サイジング工程の後、所定の長さに切断された角形素管は搬送テーブル２上で所定の速度で長手方向に搬送される。このとき、ワークコイル３は固定されており、搬送テーブルによって送り出された角形鋼管１がワークコイルの中を通過しながら加熱される。
　前述したように、本発明では、冷間成形により鋼板から角形状へ仕上げた角形素管に対して、Ａｃ１変態点未満の温度で加熱し、管の肉厚方向の加熱温度偏差を５０℃以下とし、かつ、５００℃以上の加熱保持時間を１００ｓｅｃ以上とする焼鈍熱処理を行う。
　上記焼鈍熱処理では、冷間成形によって蓄積された歪みを解放させるために、歪取り焼鈍の温度域で熱処理を行う。Ａｃ１変態点以上まで加熱をした場合、鋼管の組織が二相組織になり、靱性が悪化するという問題がある。また、管の内外表面の酸化スケールの厚みが２０μｍを超えてしまう。よって、本発明の焼鈍熱処理では、Ａｃ１変態点未満の温度で加熱を行う。
　また、上記焼鈍熱処理では、鋼管外面から誘導加熱等の加熱を行うために、加熱時の鋼管の内外面に温度偏差が発生する。Ａｃ１変態点未満の加熱で歪取り焼鈍を行う場合、加熱温度が低温であるほど、歪みが完全に除去されるまでに、時間を要する。このような場合、加熱温度が低温になりやすい内面側では歪みの解放の進行度が遅延し、管の肉厚方向で機械的特性が不均一になりやすいという問題がある。このような外面および内面の加熱温度の温度偏差の問題については、管の肉厚方向の加熱温度偏差が５０℃以下であれば、管の肉厚方向に均一な機械的特性が得られる。よって、本発明の焼鈍熱処理では、管の肉厚方向の加熱温度偏差を５０℃以下とする。好ましくは、３０℃以下であり、より好ましくは、１０℃以下である。
　また、焼鈍熱処理による加熱温度は５００℃以上７００℃以下であることが好ましい。５００℃未満で熱処理を行う場合は歪みが完全に除去されるまで長時間を要する。
　５００℃以上で歪取り焼鈍を行う場合、歪みを除去するためには１００ｓｅｃ以上の加熱保持時間を確保することが好ましい。誘導加熱で管を加熱した後に自然放冷する場合は、管の内外面における表面の冷却速度は約０．５℃／ｓｅｃ程度である。そのため、加熱後１００ｓｅｃ以上で５００℃以上の加熱保持時間を確保するためには、焼鈍熱処理における加熱温度の下限は５５０℃（＝５００℃＋０．５℃／ｓｅｃ×１００ｓｅｃ）とすることが好ましい。
焼鈍熱処理による熱処理の温度は、好ましくは５５０℃以上７００℃以下であり、さらに好ましくは６００℃以上である。また、さらに好ましくは６５０℃以下である。
　上記の焼鈍熱処理における加熱は、誘導加熱とすることが好ましく、誘導加熱装置を用いて行うことができる。
　上記誘導加熱において、周波数が１００Ｈｚ未満の場合、電流の浸透深さが大きくなり過ぎ、表皮効果が小さくなるために、加熱集中部の加熱温度が低下する可能性がある。その結果、加熱された高温部から鋼管の内面側への熱伝導が小さくなるため、管全体の加熱効率が悪化し、設備が大型になる。一方、周波数が１０００Ｈｚ超えの場合、表皮効果が大きくなるため、管の外表面と内表面の加熱温度の温度偏差が大きくなる可能性がある。そのため、誘導加熱の周波数は１００Ｈｚ以上１０００Ｈｚ以下に設定することが好ましい。より好ましくは、誘導加熱の周波数は１５０Ｈｚ以上である。また、より好ましくは、誘導加熱の周波数は５００Ｈｚ以下であり、さらにより好ましくは３００Ｈｚ以下である。
なお、上記の表皮効果とは、以下の現象を指す。
まず、高周波電流の磁場により被加熱体（鋼管）の表面に磁場を打ち消す電流（渦電流）が発生する。この渦電流により、電気抵抗で被加熱体が加熱され、上記表面に近付くほどこの加熱が集中する。この現象を表皮効果という。
　また、誘導加熱において、角形素管の搬送速度については、特に限定されないが、製造効率と断面の加熱温度均一化の点から、０．２～４ｍ／ｍｉｎとすることが好ましい。さらに、誘導加熱装置における電力量は、特に限定されないが、所望の搬送速度を確保するために、３～１２ＭＷとすることが好ましい。
　前述した鋼管の温度管理方法としては、管外表面温度については、放射温度計により測定して、また、管内表面および肉厚内部における温度については、熱解析に基づく２次元モデルによる温度計算により、鋼管の全周にわたって肉厚方向の温度分布を計算する方法で管理することができる。
　前述した誘導加熱等による焼鈍熱処理後の角形鋼管に対し、再度サイジング工程及び／または矯正工程を経ることができる。これらは、熱処理後の鋼管母材に引張変形を加えたときに生じる降伏伸びを消失させるためのものであり、管全周にわたって０．５～３％の歪みが付与できるようであれば、この限りではない。
　＜建築構造物＞
　図６は、本発明の建築構造物の一例を示す模式図である。
　本発明の建築構造物は、前述した本発明の角形鋼管１を柱材として使用される。
符号１３、１４、１５、１６は、順にダイアフラム、大梁、小梁、間柱を示す。
本発明の角形鋼管は、前述したように、平板部の機械的特性に優れ、管の内外表面に形成される酸化スケールの機能を十分に確保し、更に、角部においては、靭性を十分に確保すると共に、加工硬化が抑制される。そのため、この角形鋼管を柱材として使用した本発明の建築構造物は、優れた耐震性能を発揮する。
　以下、実施例に基づき、本発明についてさらに説明する。
　表１に示す成分組成を有する熱延鋼板を、ケージロール群およびフィンパスロール群により楕円形断面のオープン管に連続成形し、次いでオープン管の相対する端面を高周波誘導加熱または高周波抵抗加熱で融点以上に加熱し、スクイズロールで圧接し、電縫鋼管を得た。なお、最終的に得られる角形鋼管の内外表面に形成される酸化スケールの厚みを１μｍ以上にするために、熱間圧延の仕上げ圧延後において、高温の素板を大気に暴露する時間を調整し、具体的には、熱間圧延の仕上げ圧延後において表面温度が９００℃以下である素板を大気に暴露する時間を５～４００ｓｅｃとした。
　得られた円筒鋼管から、２段のサイジングスタンドを経た後、４段の角成形スタンドを経て角部の曲率が板厚の（２．５±０．５）倍となる角形素管を得た。
　次いで、上記角形素管を所定の長さに切断し、円筒形状のワークコイルを有する高周波加熱装置（誘導加熱装置）を用いて熱処理（焼鈍熱処理）を行い、角形鋼管を得た。
上記のワークコイルの内径Ｄは９６０ｍｍであり、搬送方向（円柱形と仮定した際の高さ方向）の長さは１ｍである。
角形素管は搬送台車によりワークコイルの中へ挿入しながら加熱した。その際、所定の加熱温度になるように、搬送速度、加熱の周波数、電力量を制御した。
　鋼管の温度管理について、管外表面温度は放射温度計により測定し、管内表面および肉厚内部における温度は熱解析に基づく２次元モデルによる温度計算により温度分布を算出した。
表２では、加熱温度（外面最高温度と内面最高温度）（℃）がＡｃ１変態点未満であるか否かを示す（表２の「加熱温度＜Ａｃ１変態点（℃）」の欄参照）。表２中、「○」は、加熱温度がＡｃ１変態点未満であることを示し、「×」は、加熱温度がＡｃ１変態点以上であることを示す。
また、加熱温度偏差は、外面最高温度（℃）と内面最高温度（℃）の差として算出した（表２の「外面温度－内面温度（℃）」の欄参照）。
また、表２中、「保持時間」とは、５００℃以上の加熱保持時間のことを指す。
　その後、傾斜ロール矯正機を用いて矯正加工を行い、２％の歪みを鋼管に付与した。
得られた角形鋼管から試験片を採取して、引張試験、シャルピー衝撃試験、残留応力測定、スケール厚さ測定、硬さ測定を実施した。
　平板部の引張試験として、引張方向が管軸方向と平行になるように、角形鋼管の平板部からＪＩＳ５号引張試験片を採取し、これを用いてＪＩＳ　Ｚ　２２４１の規定に準拠して実施し、降伏強度ＹＳ、引張強度ＴＳを測定し、（降伏強度）／（引張強度）で定義される降伏比ＹＲを算出した。
　シャルピー衝撃試験として、角形鋼管の角部の管外面からｔ／４（ｔ：肉厚）において試験片長手方向が管長手方向と平行となるように採取したＶノッチ試験片を用いて、ＪＩＳ　Ｚ　２２４２の規定に準拠して、試験温度：０℃で実施し、吸収エネルギー（Ｊ）を求めた。なお、試験片本数は各３本とし、それらの平均値を代表値とした。
　残留応力測定として、鋼管を５００ｍｍ長さに切断し、測定位置の表層から５０μｍ深さまでの部材を電解エッチングにより除去してから、Ｘ線回折のｃｏｓα法により周方向の残留応力を測定した。測定位置は試験片鋼管の長手中央部であり、四隅の角部頂点の外表面および内表面の位置とした。
角部頂点は、鋼管Ｎｏ．１～１５、１８については、鋼管の中心軸を起点として、平板部と４５°をなす線と角部外側の交点とした。また、鋼管Ｎｏ．１６、１７については、角形鋼管中央部から長辺（Ｈ１）方向に１／２×（Ｈ１－Ｈ２）だけオフセットさせたオフセット点を起点として、上記直線に対し、オフセット点が位置する側と反対側に形成される平板部と４５°をなす線と角部外側の交点とした。
　鋼管表面の酸化スケールの厚みの測定は、走査型電子顕微鏡（ＳＥＭ）を用いて角形鋼管の平板部の内外表面の位置において行った。
ここでは、鋼管母材とスケールの界面とスケール表面の間の距離について、８点の位置で測定し、それら８点の距離の合計値を８で割った値（平均値）を酸化スケールの厚み（μｍ）とした。なお、上記の８点は、角形鋼管の４辺の平板部の幅中央部であって、内表面４点および外表面４点の合計８点とした。
　角部の引張試験として、引張方向が管軸方向と平行になるように、角形鋼管の頂点の内外表面から６ｍｍ±１ｍｍの肉厚方向の位置からＪＩＳ５号引張試験片を採取し、これを用いてＪＩＳ　Ｚ　２２４１の規定に準拠して実施し、均一伸び（％）を算出した。
　硬さ測定としては、マイクロビッカース硬さ試験（ＪＩＳ　Ｚ２２４４：２００９）の規定に準拠し、試験力を９．８Ｎとし、四隅の角部頂点の内外表面から１ｍｍ±０．１ｍｍの肉厚方向位置における平均ビッカース硬さと、４辺の平板部の管周方向中央部の内外表面から１ｍｍ±０．１ｍｍの肉厚方向の位置における平均ビッカース硬さ（ＨＶ）を測定した。そして、角部頂点のビッカース硬さと平板部のビッカース硬さの差として、角部頂点の平均ビッカース硬さと平板部の平均ビッカース硬さの差が最大となる前記角部頂点の内表面から１ｍｍ±０．１ｍｍの肉厚方向位置における平均ビッカース硬さと、前記平板部の管周方向中央部の外表面から１ｍｍ±０．１ｍｍの肉厚方向位置における平均ビッカース硬さとの差（（角部頂点の内表面から１ｍｍ±０．１ｍｍの肉厚方向位置における平均ビッカース硬さ）－（平板部の管周方向中央部の外表面から１ｍｍ±０．１ｍｍの肉厚方向位置における平均ビッカース硬さ））から硬さ差を算出した。
　辺長Ｈ（ｍｍ）（縦辺長Ｈ１（ｍｍ）、横辺長Ｈ２（ｍｍ））は、ノギスにより測定し、肉厚ｔ（ｍｍ）はマイクロメータにより測定した。
　これらの結果を表３に示す。
Figure JPOXMLDOC01-appb-T000001
Figure JPOXMLDOC01-appb-T000002
Figure JPOXMLDOC01-appb-T000003
　以上から、変形能力が優れ、角部の過度な加工硬化を抑制した角形鋼管およびその製造方法並びに優れた耐震性能を有する建築構造物を提供することができる。
　１　　角形鋼管（角形素管）
　２　　搬送テーブル
　３　　ワークコイル
　４　　鋼帯（鋼板）
　５　　レベラー
　６　　ケージロール群
　７　　フィンパスロール群
　８　　スクイズロール
　９　　溶接機
　１０　電縫鋼管
　１１　サイジングロール群
　１２　角成形ロール群
　１３　ダイアフラム
　１４　大梁
　１５　小梁
　１６　間柱
　１０１　平板部
　１０２　角部
　１０３　溶接部（電縫溶接部）

Claims (7)

  1. 　管周方向に平板部と角部とが交互に夫々複数形成されており、
    　前記平板部の降伏強度ＹＳが２９５ＭＰａ以上であり、
    　前記平板部の引張強度ＴＳが４００ＭＰａ以上であり、
    　前記平板部の降伏比ＹＲが０．８０以下であり、
    　前記角部の０℃におけるシャルピー吸収エネルギーが７０Ｊ以上であり、
    　管の内外表面の酸化スケールの厚みが１μｍ以上２０μｍ以下であり、
    　角部頂点の内表面から１ｍｍ±０．１ｍｍの肉厚方向位置における平均ビッカース硬さと、前記平板部の管周方向中央部の外表面から１ｍｍ±０．１ｍｍの肉厚方向位置における平均ビッカース硬さとの差が、５ＨＶ以上６０ＨＶ以下である角形鋼管。
  2. 　前記角部頂点の内表面および外表面における管周方向の残留応力の絶対値が、１０ＭＰａ以上２００ＭＰａ以下である請求項１に記載の角形鋼管。
  3. 　前記角部頂点の内表面および外表面から６ｍｍ±１ｍｍの肉厚方向位置における均一伸びが５％以上である請求項１または２に記載の角形鋼管。
  4. 　請求項１～３のいずれかに記載の角形鋼管の製造方法であって、
    　冷間成形により鋼板から角形状へ仕上げた角形素管に対して、Ａｃ１変態点未満の温度で加熱し、管の肉厚方向の加熱温度偏差を５０℃以下とし、かつ、５００℃以上の加熱保持時間を１００ｓｅｃ以上とする焼鈍熱処理を行う角形鋼管の製造方法。
  5. 　前記焼鈍熱処理で、加熱温度が５００℃以上７００℃以下である請求項４に記載の角形鋼管の製造方法。
  6. 　前記焼鈍熱処理の加熱を誘導加熱とし、該誘導加熱における周波数を１００Ｈｚ以上１０００Ｈｚ以下にする請求項４または５に記載の角形鋼管の製造方法。
  7. 　請求項１～３のいずれかに記載の角形鋼管が、柱材として用いられる建築構造物。
PCT/JP2020/034997 2019-09-30 2020-09-16 角形鋼管およびその製造方法並びに建築構造物 WO2021065493A1 (ja)

Priority Applications (3)

Application Number Priority Date Filing Date Title
CN202080067934.0A CN114450456B (zh) 2019-09-30 2020-09-16 方形钢管及其制造方法以及建筑构造物
KR1020227010309A KR20220053644A (ko) 2019-09-30 2020-09-16 각형 강관 및 그 제조 방법 그리고 건축 구조물
JP2021510989A JP6984785B2 (ja) 2019-09-30 2020-09-16 角形鋼管およびその製造方法並びに建築構造物

Applications Claiming Priority (2)

Application Number Priority Date Filing Date Title
JP2019-178723 2019-09-30
JP2019178723 2019-09-30

Publications (1)

Publication Number Publication Date
WO2021065493A1 true WO2021065493A1 (ja) 2021-04-08

Family

ID=75337989

Family Applications (1)

Application Number Title Priority Date Filing Date
PCT/JP2020/034997 WO2021065493A1 (ja) 2019-09-30 2020-09-16 角形鋼管およびその製造方法並びに建築構造物

Country Status (5)

Country Link
JP (1) JP6984785B2 (ja)
KR (1) KR20220053644A (ja)
CN (1) CN114450456B (ja)
TW (1) TWI752653B (ja)
WO (1) WO2021065493A1 (ja)

Citations (4)

* Cited by examiner, † Cited by third party
Publication number Priority date Publication date Assignee Title
JP2004124228A (ja) * 2002-10-07 2004-04-22 Jfe Steel Kk 建築用低降伏比電縫鋼管及び角コラムの製造方法
JP2011094214A (ja) * 2009-10-30 2011-05-12 Kobe Steel Ltd 耐震性に優れた冷間成形角形鋼管
JP2017078196A (ja) * 2015-10-20 2017-04-27 Ｊｆｅスチール株式会社 鋼管用厚肉熱延鋼帯の製造方法および角形鋼管の製造方法
JP2018053281A (ja) * 2016-09-27 2018-04-05 新日鐵住金株式会社 角形鋼管

Family Cites Families (5)

* Cited by examiner, † Cited by third party
Publication number Priority date Publication date Assignee Title
JPH09155447A (ja) 1995-11-30 1997-06-17 Nittetsu Kokan Kk 高強度角形鋼管の製造方法
JP2852317B2 (ja) 1997-05-21 1999-02-03 ナカジマ鋼管株式会社 角形鋼管ならびに角形鋼管の製造方法
JP4207760B2 (ja) 2003-12-05 2009-01-14 住友金属工業株式会社 建築用低降伏比コラム用鋼管の製造に使用される鋼板、ならびにそれらの製造方法
JP2009235516A (ja) * 2008-03-27 2009-10-15 Kobe Steel Ltd 耐震性に優れた建築構造用５９０ＭＰａ級高降伏比円形鋼管およびその製造方法
EP3299485A4 (en) * 2015-05-20 2018-12-05 Nippon Steel & Sumitomo Metal Corporation High-strength electric-resistance-welded steel pipe, method for producing steel sheet for high-strength electric-resistance-welded steel pipe, and method for producing high-strength electric-resistance-welded steel pipe

Patent Citations (4)

* Cited by examiner, † Cited by third party
Publication number Priority date Publication date Assignee Title
JP2004124228A (ja) * 2002-10-07 2004-04-22 Jfe Steel Kk 建築用低降伏比電縫鋼管及び角コラムの製造方法
JP2011094214A (ja) * 2009-10-30 2011-05-12 Kobe Steel Ltd 耐震性に優れた冷間成形角形鋼管
JP2017078196A (ja) * 2015-10-20 2017-04-27 Ｊｆｅスチール株式会社 鋼管用厚肉熱延鋼帯の製造方法および角形鋼管の製造方法
JP2018053281A (ja) * 2016-09-27 2018-04-05 新日鐵住金株式会社 角形鋼管

Also Published As

Publication number Publication date
KR20220053644A (ko) 2022-04-29
CN114450456A (zh) 2022-05-06
TW202118880A (zh) 2021-05-16
CN114450456B (zh) 2024-04-05
TWI752653B (zh) 2022-01-11
JPWO2021065493A1 (ja) 2021-04-08
JP6984785B2 (ja) 2021-12-22

Similar Documents

Publication Publication Date Title
JP5999284B1 (ja) 深井戸向けコンダクターケーシング用高強度厚肉電縫鋼管およびその製造方法ならびに深井戸向け高強度厚肉コンダクターケーシング
JP6015879B1 (ja) 深井戸向けコンダクターケーシング用高強度厚肉電縫鋼管およびその製造方法並びに深井戸向け高強度厚肉コンダクターケーシング
JP6874913B2 (ja) 角形鋼管およびその製造方法ならびに建築構造物
KR20170128574A (ko) 구조관용 후육 강판, 구조관용 후육 강판의 제조 방법, 및 구조관
JP6137435B2 (ja) 高強度鋼及びその製造方法、並びに鋼管及びその製造方法
CN115362273B (zh) 电阻焊钢管及其制造方法
CN114599812B (zh) 电阻焊钢管及其制造方法以及管线管和建筑结构物
JP2015189984A (ja) 低降伏比高強度高靭性鋼板、低降伏比高強度高靭性鋼板の製造方法および鋼管
JP2007138289A (ja) 厚手高強度熱延鋼板およびその製造方法
JP5732999B2 (ja) 高強度電縫鋼管およびその製造方法
TW202219292A (zh) 電焊鋼管及其製造方法
JP5540646B2 (ja) 低降伏比高強度電縫鋼管およびその製造方法
WO2019146458A1 (ja) コイルドチュービング用熱延鋼板およびその製造方法
WO2019151045A1 (ja) ラインパイプ用鋼材およびその製造方法ならびにラインパイプの製造方法
WO2021065493A1 (ja) 角形鋼管およびその製造方法並びに建築構造物
CN114729426B (zh) 电阻焊钢管用热轧钢板及其制造方法、电阻焊钢管及其制造方法、管线管、建筑结构物
WO2018139095A1 (ja) コイルドチュービング用熱延鋼板
WO2022239591A1 (ja) 高強度熱延鋼板およびその製造方法、並びに高強度電縫鋼管およびその製造方法
JP7276641B1 (ja) 電縫鋼管およびその製造方法
WO2019151046A1 (ja) ラインパイプ用鋼材およびその製造方法ならびにラインパイプの製造方法

Legal Events

Date Code Title Description
ENP Entry into the national phase

Ref document number: 2021510989

Country of ref document: JP

Kind code of ref document: A

121 Ep: the epo has been informed by wipo that ep was designated in this application

Ref document number: 20871652

Country of ref document: EP

Kind code of ref document: A1

ENP Entry into the national phase

Ref document number: 20227010309

Country of ref document: KR

Kind code of ref document: A

NENP Non-entry into the national phase

Ref country code: DE

122 Ep: pct application non-entry in european phase

Ref document number: 20871652

Country of ref document: EP

Kind code of ref document: A1