JP6520965B2 - Method of manufacturing unequal-area unequal-thickness angle steel and unequal-area unequal-angle angle steel - Google Patents
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- Heat Treatment Of Steel (AREA)
Description
本発明は、造船用の補強材やクレーンガーターの補強材などに用いられる山形鋼に関し、特に、降伏応力（ＹＳ）が４６０ＭＰａ以上である山形鋼に関する。また、本発明は、前記山形鋼の製造方法に関する。なお、ここで「山形鋼」とは、不等辺不等厚山形鋼、等辺山形鋼、バルブプレート（球平形鋼）、およびチャンネル（溝形鋼）のいずれをも包含するものとする。 The present invention relates to an angle steel used for a reinforcement for shipbuilding, a reinforcement of a crane gutter, etc., and more particularly to an angle steel having a yield stress (YS) of 460 MPa or more. Moreover, this invention relates to the manufacturing method of the said angle steel. Here, the term "angle steel" is intended to encompass any of unequal angle unequal thickness angle steel, equilateral angle steel, valve plate (round flat steel), and channel (channel steel).
造船所で大型船等の各種船舶を建造する際には、所定寸法に切断した厚鋼板を溶接して船体の外板をビルトアップする。船体の外板には、その裏側長手方向にＴ型、Ｌ型等各種形状のロンジ材が補強材として溶接されて、外板を補強する構造となっている。近年、海上輸送の効率を上げるために、各種船舶の大型化が進んでおり、外板や補強材が厚肉化や大型化する傾向にある。 When building various ships such as a large ship in a shipyard, a thick steel plate cut to a predetermined size is welded to build up the outer plate of the hull. Longitudinal members of various shapes such as T-shape and L-shape are welded as reinforcements to the outer plate of the hull in the longitudinal direction on the back side, thereby reinforcing the outer plate. In recent years, in order to increase the efficiency of marine transportation, the size of various ships has been increased, and the outer plates and reinforcing materials tend to be thicker and larger.
また、港湾や造船を建造するドックにおいて重量物を吊り上げ、運搬するクレーンのガーターにも補強材が用いられている。この補強材も、近年、大スパン化や積載重量増大とともに厚肉化、大型化する傾向にある。 In addition, reinforcements are used for the garter of a crane that lifts and transports a heavy load at a port or a dock for building a shipbuilding. In recent years, this reinforcing material also tends to be thicker and larger as the span is increased and the load weight is increased.
補強材として用いられているＴ型ロンジ材は、素材を厚板等の鋼板から切出して、溶接法により製作される。このＴ型ロンジ材は、断面係数が高く、寸法形状を任意に選択することや、必要に応じてフランジとウエブの強度を自由に組み合わせることができるという様々な利点を有するが、溶接してＴ型形状にするため、手間とコストがかかるという問題点がある。 The T-type long material used as a reinforcing material is produced by welding a material cut out from a steel plate such as a thick plate. This T-type long member has various advantages such as high cross section coefficient, arbitrary selection of dimensions and shape, and free combination of flange and web strength as required. There is a problem that it takes time and cost to form a mold.
一方、補強材として用いられているもう一つの部材に山形鋼がある。山形鋼は熱間圧延により製造されるので、溶接して製造されるＴ形鋼と比べて手間やコストがかからないという利点があり、需要者にとって施工期間短縮やコスト削減などの大きなメリットがある。 On the other hand, Yamagata steel is another member used as a reinforcing material. Since the angle steel is manufactured by hot rolling, there is an advantage that labor and cost are not required compared to the T-shaped steel manufactured by welding, and there is a great advantage for the customer such as shortening of construction period and cost reduction.
山形鋼としては、軟鋼、ＹＳ３２５、ＹＳ３６０ＭＰａ級までの強度グレードのものが主に用いられているが、近年、ますます巨大化する船舶やそれを製造するドックに設置されるクレーンに用いるために、今以上に高強度で且つ溶接性に優れる山形鋼が求められている。具体的には、降伏応力（ＹＳ）：４６０ＭＰａ以上、引張強さ（ＴＳ）：５７０ＭＰａ以上の高強度を有する山形鋼が求められている。 As angle steels, those of strength grades up to mild steel, YS325, and YS360MPa are mainly used, but in recent years they are used for cranes that are installed on increasingly larger ships and docks that manufacture them. There is a demand for angle steels that have higher strength and better weldability than before. Specifically, a mountain steel having high strength such as yield stress (YS): 460 MPa or more and tensile strength (TS): 570 MPa or more is required.
山形鋼の製造技術に関しては、例えば特許文献１では、不等辺不等厚山形鋼（ＮＡＢ）の製造において、仕上圧延における薄肉辺（長辺）と厚肉辺（短辺）の温度を所定の範囲に制御することが提案されている。
Regarding the manufacturing technology of angle steel, for example, in
また、特許文献２では、不等辺不等厚山形鋼の製造において、厚肉部と薄肉部の温度が等しくなるように、圧延途中および圧延後に強制冷却を施すことが提案されている。
Further,
特許文献３では、フランジ（短辺側）部の強度がウエブ（長辺側）部の強度より高いことを特徴とする山形鋼が提案されている。特許文献３では、前記山形鋼を製造するために、仕上圧延機前段に配置された中間圧延機の前後面で、圧延材を各パス毎に、サイドガイドで拘束しながらフランジ部を、制御冷却することが示されている。 Patent Document 3 proposes a chevron steel characterized in that the strength of the flange (short side) is higher than the strength of the web (long side). In Patent Document 3, in order to manufacture the above-mentioned angle-shaped steel, the control and cooling of the flange portion is carried out while the rolled material is restrained by the side guide for each pass on the front and back surfaces of the intermediate rolling mill arranged in the front stage of the finishing rolling mill It is shown to do.
しかし、特許文献１、２に記載されている方法は、いずれも温度の不均一さに起因する大曲りやウエブ波を防止するためのものであり、山形鋼の強度を向上させることを目的としたものではない。また、特許文献３に記載されている山形鋼では、フランジ部とウエブ部の強度が制御されているものの、その強度は依然として十分ではなかった。
However, the methods described in
山形鋼、特に不等辺不等厚山形鋼においては、断面形状が複雑であるため、厚鋼板と同様の制御圧延・加速冷却プロセス（ＴＭＣＰ）を採用することは困難である。特に、圧延途中での曲がりや反りに配慮しながら、材質の造りこみを行う必要があるため、降伏応力ＹＳが４６０ＭＰａ以上の高強度形鋼とするためには、山形鋼独自の製造方法を検討する必要がある。また、溶接性にも十分配慮する必要がある。 In the case of angle steels, in particular unequal-edge unequal-thickness angle steels, it is difficult to adopt the controlled rolling and accelerated cooling process (TMCP) similar to thick steel plates because the cross-sectional shape is complicated. In particular, since it is necessary to build in the material while considering bending and warping during rolling, in order to obtain a high-strength form steel with a yield stress YS of 460 MPa or more, consider a manufacturing method unique to Yamagata Steel There is a need to. In addition, it is necessary to sufficiently consider weldability.
本発明は、上記実状に鑑みてなされたものであり、降伏応力（ＹＳ）：４６０ＭＰａ以上、引張強さ（ＴＳ）：５７０ＭＰａ以上という優れた機械的特性を有する山形鋼を安定的に提供することを目的とする。特に、バルブプレートの球部の中心は断面が大きく、その中心部は加工熱処理による圧延、冷却効果が得られにくい部位であり、こうした部位においても優れた機械的性質（高強度と高靭性）を満たすことを目的とする。 The present invention has been made in view of the above situation, and it is an object of the present invention to stably provide an angle steel having excellent mechanical properties such as yield stress (YS): 460 MPa or more and tensile strength (TS): 570 MPa or more. With the goal. In particular, the center of the ball portion of the valve plate is large in cross section, and the center portion is a portion where rolling and cooling effects are difficult to be obtained by thermomechanical treatment. Also in such a portion, excellent mechanical properties (high strength and high toughness) Intended to meet.
発明者らは、上記課題を解決するために鋭意検討を行った結果、成分組成および製造条件を特定の範囲に制御し、ミクロ組織を最適化することによって、上記機械的特性を有する山形鋼を製造できることを知見した。 The inventors of the present invention conducted intensive studies to solve the above problems, and as a result, control the component composition and manufacturing conditions to a specific range, and optimize the microstructure to obtain an angle steel having the above mechanical properties. We have found that it can be manufactured.
本発明は、上記知見に基づいてなされたものであり、その要旨構成は次のとおりである。
１．質量％で、
Ｃ ：０．０３〜０．１８％、
Ｓｉ：０．０５〜０．５０％、
Ｍｎ：０．１〜１．８％、
Ｐ ：０．０３０％以下、
Ｓ ：０．０１０％以下、
Ａｌ：０．００５〜０．０７％、
Ｎ ：０．００６〜０．０１８％、ならびに
Ｖ：０．０１〜０．１２％およびＮｂ：０．００１〜０．０５％の一方または両方を含有し、残部がＦｅおよび不可避不純物からなり、下記（１）式で定義される炭素当量Ｃｅｑが０．３６〜０．４４％である成分組成を有し、
加工フェライトを含むミクロ組織を有し、
ＹＳ：４６０ＭＰａ以上、ＴＳ：５７０ＭＰａ以上、−５℃におけるシャルピー吸収エネルギー：４７Ｊ以上である機械的特性を有する、山形鋼。
記
Ｃｅｑ（質量％）＝Ｃ＋Ｍｎ／６＋（Ｃｕ＋Ｎｉ）／１５＋（Ｍｏ＋Ｖ）／５・・・（１）
The present invention has been made based on the above findings, and the summary of the invention is as follows.
1. In mass%,
C: 0.03 to 0.18%,
Si: 0.05 to 0.50%,
Mn: 0.1 to 1.8%,
P: 0.030% or less,
S: 0.010% or less,
Al: 0.005 to 0.07%,
N: 0.006 to 0.018%, and V: 0.01 to 0.12% and Nb: 0.001 to 0.05%, containing one or both of the balance being Fe and unavoidable impurities, It has a component composition whose carbon equivalent Ceq defined by the following formula (1) is 0.36 to 0.44%,
Has a microstructure containing processed ferrite,
Angle steel having mechanical properties of YS: 460 MPa or more, TS: 570 MPa or more, and Charpy absorbed energy at −5 ° C .: 47 J or more.
Description Ceq (mass%) = C + Mn / 6 + (Cu + Ni) / 15 + (Mo + V) / 5 (1)
２．上記成分組成が、質量％で、
Ｃｕ：０．０５〜０．５０％、
Ｎｉ：０．０５〜０．２５％、および
Ｍｏ：０．０１〜０．５０％からなる群より選択される少なくとも１種をさらに含有する、前記１に記載の山形鋼。
2. The above component composition is in mass%,
Cu: 0.05 to 0.50%,
The angle steel according to the above 1, further containing at least one selected from the group consisting of Ni: 0.05 to 0.25% and Mo: 0.01 to 0.50%.
３．上記成分組成が、質量％で、
Ｔｉ：０．００１〜０．１％および
Ｚｒ：０．００１〜０．１％の一方または両方をさらに含有する、前記１または２に記載の山形鋼。
3. The above component composition is in mass%,
The angle steel according to the above 1 or 2, further containing one or both of Ti: 0.001 to 0.1% and Zr: 0.001 to 0.1%.
４．上記成分組成が、質量％で、
Ｂ ：０．０００２〜０．００３％をさらに含有する、前記１〜３のいずれか一項に記載の山形鋼。
4. The above component composition is in mass%,
B: The angle steel according to any one of the above 1 to 3, further containing 0.0002 to 0.003%.
５．上記成分組成が、質量％で、
Ｃａ：０．０００２〜０．０１％および
ＲＥＭ：０．０００２〜０．０１５％の一方または両方をさらに含有する、前記１〜４のいずれか一項に記載の山形鋼。
5. The above component composition is in mass%,
The angle steel according to any one of the above 1 to 4, further containing one or both of Ca: 0.0002 to 0.01% and REM: 0.0002 to 0.015%.
６．前記１〜５のいずれか一項に記載の成分組成を有する鋼素材を用意し、１１５０〜１３５０℃に加熱した後、熱間圧延して山形鋼を製造する方法であって、
前記熱間圧延を、Ａｒ３温度以下における累積圧下率：２０〜８０％、仕上温度：（Ａｒ３−５０）〜（Ａｒ３−１２０）℃の条件で行い、
前記熱間圧延後に、冷却開始温度：（Ａｒ３−５０）〜（Ａｒ３−１２０）℃、冷却停止温度：６５０〜５００℃の条件で加速冷却を行う、山形鋼の製造方法。
6. A steel material having the component composition described in any one of 1 to 5 above is prepared, heated to a temperature of 1150 to 1350 ° C., and then hot rolled to produce an angle steel;
The hot rolling is performed under the following conditions: cumulative rolling reduction at Ar 3 temperature or lower: 20 to 80%, finishing temperature: (Ar 3-50) to (Ar 3-120) ° C.,
The manufacturing method of an angle steel which performs accelerated cooling on the conditions of cooling start temperature: (Ar3-50)-(Ar3-120) ° C, cooling stop temperature: 650-500 ° C after the above-mentioned hot rolling.
本発明によれば、厚板鋼板を溶接して製造されるＴ形鋼や、Ｈ形鋼などの形鋼のウエブを切断して製造されるＴ形鋼に比べて安価でありながら、強度、靭性、および溶接性に優れた山形鋼を提供することができる。 According to the present invention, strength, while being inexpensive compared to T-shaped steel manufactured by welding thick steel plates and T-shaped steel manufactured by cutting a web of shaped steel such as H-shaped steel, etc. An angle steel excellent in toughness and weldability can be provided.
［成分組成］
次に、本発明を実施する方法について具体的に説明する。本発明においては、山形鋼および山形鋼を製造する際に使用される鋼素材が上記成分組成を有することが重要である。そこで、まず本発明において成分組成を上記のように限定する理由を説明する。なお、以下の説明において各成分の含有量の単位として用いられる「％」は、特に断らない限り「質量％」を意味する。
[Component composition]
Next, the method of practicing the present invention will be specifically described. In the present invention, it is important that the angle steel and the steel material used in producing the angle steel have the above-mentioned composition. Therefore, first, the reason for limiting the component composition as described above in the present invention will be described. In addition, "%" used as a unit of content of each component in the following description means "mass%" unless otherwise indicated.
Ｃ：０．０３〜０．１８％
Ｃは、鋼の強度を高めるのに有効な元素であり、本発明では、所望の強度を得るためにＣ含有量を０．０３％以上とする必要がある。一方、０．１８％を超えるＣの添加は、溶接性や溶接熱影響部（ＨＡＺ）の靭性を低下させる。よって、Ｃ含有量は０．０３〜０．１８％とする。なお、後述する加工フェライトによって強度と靭性を両立させる観点からは、Ｃ含有量を０．０５〜０．１５％とすることが好ましい。
C: 0.03 to 0.18%
C is an element effective for enhancing the strength of steel, and in the present invention, the C content needs to be 0.03% or more in order to obtain a desired strength. On the other hand, the addition of C exceeding 0.18% reduces the weldability and the toughness of the heat affected zone (HAZ). Therefore, the C content is set to 0.03 to 0.18%. In addition, it is preferable to make C content into 0.05 to 0.15% from a viewpoint of making intensity | strength and toughness make compatible by the process ferrite mentioned later.
Ｓｉ：０．０５〜０．５０％
Ｓｉは、脱酸剤として、また、鋼の強度を高めるために添加される元素であり、本発明では、Ｓｉ含有量を０．０５％以上とする。一方、０．５０％を超えるＳｉの添加は、ＨＡＺ靱性を低下させるので、Ｓｉ含有量は０．５０％以下とする。
Si: 0.05 to 0.50%
Si is an element added as a deoxidizer and to increase the strength of steel, and in the present invention, the Si content is 0.05% or more. On the other hand, the addition of Si exceeding 0.50% reduces the HAZ toughness, so the Si content is made 0.50% or less.
Ｍｎ：０．１〜１．８％
Ｍｎは、鋼の強度を高める効果がある元素であり、０．１％以上添加する。しかし、１．８％を超えるＭｎの添加は、鋼の靭性および溶接性を低下させるため、Ｍｎ含有量は１．８％以下とする。Ｍｎ含有量は０．５〜１．６％とすることが好ましい。
Mn: 0.1 to 1.8%
Mn is an element having the effect of enhancing the strength of the steel, and is added by 0.1% or more. However, the addition of Mn exceeding 1.8% reduces the toughness and weldability of the steel, so the Mn content is made 1.8% or less. The Mn content is preferably 0.5 to 1.6%.
Ｐ：０．０３０％以下
Ｐは、鋼の母材靭性、溶接性および溶接部靭性を低下させる有害な元素であるため、できるかぎり低減することが望ましい。特に、Ｐ含有量が０．０３０％を超えると、母材靭性および溶接部靭性の低下が大きくなる。よって、Ｐ含有量は０．０３０％以下とする。Ｐ含有量は０．０２０％以下とすることが好ましい。
P: 0.030% or less Since P is a harmful element that reduces the base material toughness, weldability and weld zone toughness of the steel, it is desirable to reduce it as much as possible. In particular, when the P content exceeds 0.030%, the reductions in the base material toughness and the weld zone toughness become large. Therefore, the P content is 0.030% or less. The P content is preferably 0.020% or less.
Ｓ：０．０１０％以下
Ｓは、鋼の靭性および溶接性を低下させる有害な元素であるため、できるかぎり低減することが望ましく、本発明では、Ｓ含有量を０．０１０％以下とする。
S: 0.010% or less S is a harmful element that reduces the toughness and weldability of the steel, so it is desirable to reduce it as much as possible. In the present invention, the S content is made 0.010% or less.
Ａｌ：０．００５〜０．０７％
Ａｌは、脱酸剤として添加される元素であり、０．００５％以上添加する必要がある。しかし、０．０７％を超えて添加すると、粗大な酸化物系介在物が鋼中に存在するようになるため、靭性が却って低下する。よって、Ａｌ含有量は０．０７％以下とする。
Al: 0.005 to 0.07%
Al is an element added as a deoxidizer, and it is necessary to add 0.005% or more. However, if it is added in excess of 0.07%, coarse oxide inclusions will be present in the steel, which will lower the toughness. Therefore, the Al content is set to 0.07% or less.
Ｎ：０．００６〜０．０１８％
Ｎは、後述するＶやＮｂと結合してＶ（Ｃ，Ｎ）やＮｂ（Ｃ，Ｎ）を形成して強度を向上させる効果を有する元素である。本発明では、前記効果を得るために、Ｎ含有量を０．００６％以上とする。一方、フリーなＮは、靭性に対して有害であるとともに、連続鋳造時に表面割れを助長することなどから、Ｎ含有量は０．０１８％以下とする。Ｎ含有量は、０．００８〜０．０１５％とすることが好ましい。
N: 0.006 to 0.018%
N is an element having an effect of improving strength by forming V (C, N) or Nb (C, N) by combining with V or Nb described later. In the present invention, in order to obtain the above effect, the N content is made 0.006% or more. On the other hand, free N is harmful to toughness and promotes surface cracking during continuous casting, so the N content is made 0.018% or less. The N content is preferably 0.008 to 0.015%.
Ｖ：０．０１〜０．１２％、Ｎｂ：０．００１〜０．０５％の一方または両方
ＶおよびＮｂは、炭素や窒素と結合してＶ（Ｃ，Ｎ）やＮｂ（Ｃ，Ｎ）を形成し、高強度化に寄与する元素である。前記効果を期待するためには、Ｖは０．０１％以上、Ｎｂは０．００１％以上が必要である。一方、Ｖを０．１２％を超えて含有するとＨＡＺ靱性が低下することから、Ｖ含有量は０．１２％以下とする。同様に、Ｎｂも、０．０５％を超えて含有するとＨＡＺ靱性が低下するので、Ｎｂ含有量は０．０５％以下とする。なお、ＶとＮｂを複合添加する場合には、その総量は０．１０％以下とすることが好ましい。
V: 0.01 to 0.12%, Nb: 0.001 to 0.05% One or both of V and Nb are combined with carbon and nitrogen to form V (C, N) or Nb (C, N) Is an element that contributes to the formation of high strength. In order to expect the above effects, V is required to be 0.01% or more, and Nb is required to be 0.001% or more. On the other hand, when V is contained in excess of 0.12%, the HAZ toughness decreases, so the V content is made 0.12% or less. Similarly, if Nb is contained in excess of 0.05%, the HAZ toughness decreases, so the Nb content is made 0.05% or less. When V and Nb are added in combination, the total amount is preferably 0.10% or less.
本発明の一実施形態における鋼の成分組成は、以上の成分と、残部Ｆｅおよび不可避不純物とからなる。なお、「残部Ｆｅおよび不可避不純物からなる」とは、本発明の作用・効果を損なわない限りにおいて、不可避不純物をはじめ、他の微量元素を含有するものが本発明の範囲に含まれることを意味する。 The component composition of the steel in one embodiment of the present invention is composed of the above components, the balance Fe and unavoidable impurities. Note that "consisting of the balance Fe and unavoidable impurities" means that those containing other trace elements including the unavoidable impurities are included in the scope of the present invention, as long as the action and effect of the present invention are not impaired. Do.
本発明の他の実施形態においては、上記成分組成が、さらにＣｕ：０．０５〜０．５０％、Ｎｉ：０．０５〜０．２５％、およびＭｏ：０．０１〜０．５０％からなる群より選択される少なくとも１種を含有することができる。 In another embodiment of the present invention, the above component compositions further contain Cu: 0.05 to 0.50%, Ni: 0.05 to 0.25%, and Mo: 0.01 to 0.50%. And at least one selected from the group consisting of
Ｃｕ：０．０５〜０．５０％
Ｃｕは、鉄中に固溶して鋼の強度を高める効果を有する元素であるが、０．０５％未満の添加では不十分である。一方、０．５０％を超えて添加すると靭性が低下する。そのため、Ｃｕを添加する場合、その含有量は０．０５〜０．５０％とする。
Cu: 0.05 to 0.50%
Cu is an element having the effect of increasing the strength of steel by forming a solid solution in iron, but addition of less than 0.05% is insufficient. On the other hand, if it exceeds 0.50%, the toughness decreases. Therefore, when adding Cu, the content is made into 0.05 to 0.50%.
Ｎｉ：０．０５〜０．２５％
Ｎｉは、低温靱性を向上させる効果を有する元素であり、前記効果を期待する場合に添加することができるが、０．０５％未満ではその効果が小さい。一方、Ｎｉは非常に高価な元素であり、０．２５％を超えての添加はコスト上昇を招く。そのため、Ｎｉを添加する場合、その含有量は０．０５〜０．２５％とする。
Ni: 0.05 to 0.25%
Ni is an element having an effect of improving the low temperature toughness, and can be added when the effect is expected, but the effect is small if the content is less than 0.05%. On the other hand, Ni is a very expensive element, and the addition of more than 0.25% causes an increase in cost. Therefore, when adding Ni, the content is made into 0.05 to 0.25%.
Ｍｏ：０．０１〜０．５０％
Ｍｏは、焼入れ性や高温強度を向上させる効果を有する元素であり、前記効果を得るためには、０．０１％以上の添加が必要である。一方、ＭｏもＮｉと同様に高価な元素であり、０．５０％を超えての添加はコスト上昇を招くとともに、溶接性を低下させる。そのため、Ｍｏを添加する場合、その含有量は０．０１〜０．５０％とする。
Mo: 0.01 to 0.50%
Mo is an element having an effect of improving hardenability and high temperature strength, and in order to obtain the above effect, addition of 0.01% or more is necessary. On the other hand, Mo is also an expensive element like Ni, and addition of more than 0.50% causes increase in cost and lowers weldability. Therefore, when adding Mo, the content is made 0.01 to 0.50%.
本発明の他の実施形態においては、上記成分組成が、さらに強度や靭性の向上を目的として、Ｔｉ：０．００１〜０．１％およびＺｒ：０．００１〜０．１％の一方または両方を含有することができる。 In another embodiment of the present invention, in order to further improve the strength and toughness, the above-mentioned component composition is one or both of Ti: 0.001 to 0.1% and Zr: 0.001 to 0.1%. Can be contained.
Ｔｉ：０．００１〜０．１％
Ｚｒ：０．００１〜０．１％
ＴｉおよびＺｒは、いずれも鋼のＨＡＺ靱性を向上させる元素であり、任意に一方または両方を添加することができる。Ｔｉは、ＨＡＺ靭性の向上効果を得るためには０．００１％以上添加する必要がある。一方、０．１％を超えてＴｉを添加すると過剰にＴｉＣが形成されてかえって脆化するので、Ｔｉ含有量は０．１％以下とする。同様に、Ｚｒも、ＨＡＺ靭性の向上効果を得るためには０．００１％以上添加する必要がある。一方、０．１％を超えてのＺｒの添加は、かえって靱性を低下させるので、Ｚｒ含有量は０．１％以下とする。
Ti: 0.001 to 0.1%
Zr: 0.001 to 0.1%
Both Ti and Zr are elements that improve the HAZ toughness of the steel, and one or both can be optionally added. It is necessary to add Ti in an amount of 0.001% or more to obtain the effect of improving the HAZ toughness. On the other hand, if Ti is added in excess of 0.1%, TiC is excessively formed and embrittled, so the Ti content is made 0.1% or less. Similarly, Zr also needs to be added in an amount of 0.001% or more to obtain the effect of improving the HAZ toughness. On the other hand, since the addition of Zr exceeding 0.1% rather reduces the toughness, the Zr content is made 0.1% or less.
本発明の他の実施形態においては、上記成分組成が、さらにＢ：０．０００２〜０．００３％を含有することができる。 In another embodiment of the present invention, the above-mentioned component composition can further contain B: 0.0002 to 0.003%.
Ｂ：０．０００２〜０．００３％
Ｂは、鋼の強度を高める効果を有する元素であり、任意に含有させることができる。前記効果を得るために、０．０００２％以上の添加が必要である。一方、０．００３％を超えて添加すると、かえって靭性が低下する。そのため、Ｂを含有させる場合、その含有量を０．０００２〜０．００３％とする。
B: 0.0002 to 0.003%
B is an element having an effect of enhancing the strength of steel, and can be optionally contained. In order to acquire the said effect, 0.0002% or more of addition is required. On the other hand, if it is added in excess of 0.003%, the toughness is rather reduced. Therefore, when it contains B, the content is made into 0.0002-0.003%.
本発明の他の実施形態においては、上記成分組成が、さらにＣａ：０．０００２〜０．０１％およびＲＥＭ：０．０００２〜０．０１５％の一方または両方を含有することができる。 In another embodiment of the present invention, the component composition may further contain one or both of Ca: 0.0002 to 0.01% and REM: 0.0002 to 0.015%.
Ｃａ：０．０００２〜０．０１％
ＲＥＭ：０．０００２〜０．０１５％
ＣａおよびＲＥＭ（希土類金属）は、いずれも溶接熱影響部の靭性向上に効果のある元素であり、一方または両方を任意に添加することができる。前記効果は、Ｃａ：０．０００２％以上、ＲＥＭ：０．０００２％以上の添加で得られる。一方、Ｃａ：０．０１％、ＲＥＭ：０．０１５％を超えて添加すると、かえって靭性の低下を招く。そのため、Ｃａを添加する場合は、その含有量を０．０００２〜０．０１％とし、ＲＥＭを添加する場合は、その含有量を。０．０００２〜０．０１５％とする。
Ca: 0.0002 to 0.01%
REM: 0.0002 to 0.015%
Ca and REM (rare earth metals) are both elements effective in improving the toughness of the weld heat affected zone, and one or both can be added arbitrarily. The said effect is acquired by addition of Ca: 0.0002% or more and REM: 0.0002% or more. On the other hand, if it is added in excess of Ca: 0.01% and REM: 0.015%, the toughness is rather reduced. Therefore, when adding Ca, let the content be 0.0002-0.01%, and when adding REM, let its content. It is set to 0.0002 to 0.015%.
［炭素当量Ｃｅｑ］
次に、炭素当量の限定理由について述べる。本発明においては、上記成分組成がさらに、Ｃｅｑ：０．３６〜０．４４％との条件を満たすことが重要である。ここでＣｅｑとは、下記（１）式で定義される炭素当量である。なお、（１）式中の元素記号「Ｃ」、「Ｍｎ」、「Ｃｕ」、「Ｎｉ」、「Ｍｏ」、および「Ｖ」は、いずれも「質量％」単位で表した各元素の含有量を意味し、当該元素が添加されていない場合には「０」とする。
Ｃｅｑ（質量％）＝Ｃ＋Ｍｎ／６＋（Ｃｕ＋Ｎｉ）／１５＋（Ｍｏ＋Ｖ）／５・・・（１）
[Carbon equivalent Ceq]
Next, the reasons for limitation of carbon equivalent will be described. In the present invention, it is important that the above component composition further satisfies the condition of Ceq: 0.36 to 0.44%. Here, Ceq is a carbon equivalent defined by the following formula (1). In addition, the elemental symbol “C”, “Mn”, “Cu”, “Ni”, “Mo”, and “V” in the formula (1) all contain the respective elements expressed in “mass%” unit. It means quantity, and when the element is not added, it is "0".
Ceq (mass%) = C + Mn / 6 + (Cu + Ni) / 15 + (Mo + V) / 5 (1)
Ｃｅｑが０．３６％未満であると、山形鋼として目標とする十分な強度を得ることができない。一方、Ｃｅｑが０．４４％を越えると溶接時の低温割れが懸念されることから予熱が必要となり、溶接作業性の低下を招く。よって、Ｃｅｑは、０．３６〜０．４４％の範囲とした。好ましくは、０．３６〜０．４３％の範囲である。 If the Ceq is less than 0.36%, it is not possible to obtain a target sufficient strength as an angle steel. On the other hand, if the Ceq exceeds 0.44%, there is a concern about low temperature cracking at the time of welding, so preheating is necessary, resulting in a decrease in welding workability. Therefore, Ceq was made into 0.36 to 0.44% of range. Preferably, it is in the range of 0.36 to 0.43%.
［ミクロ組織］
次に、本発明におけるミクロ組織の限定理由について説明する。本発明では、山形鋼のミクロ組織が加工フェライトを含むことが重要である。ミクロ組織が加工フェライトを含まない場合、十分な強度と低温靱性を得ることが困難である。なお、加工フェライトとは、Ａｒ３変態点以下の（オーステナイト＋フェライト）２相域での熱間圧延によって形成された、扁平化したフェライトのことである。本発明においては、短軸に対する長軸の比（アスペクト比）が２．０以上のフェライトを加工フェライトと定義する。
[Microstructure]
Next, the reasons for limitation of the microstructure in the present invention will be described. In the present invention, it is important that the microstructure of the angle steel includes processed ferrite. If the microstructure does not contain machined ferrite, it is difficult to obtain sufficient strength and low temperature toughness. The processed ferrite is a flattened ferrite formed by hot rolling in the (austenite + ferrite) two-phase region below the Ar3 transformation point. In the present invention, a ferrite having a ratio of a major axis to a minor axis (aspect ratio) of 2.0 or more is defined as a processed ferrite.
加工フェライトの面積分率は特に限定されないが、機械的強度を向上させるという観点からは、１５％以上とすることが好ましく、２０％以上とすることがより好ましい。なお、ミクロ組織は、不等辺山形鋼の場合は短辺（フランジ）の１／２幅部、板厚１／４ｔ位置を、等辺山形鋼の場合は各辺の１／２幅部、板厚１／４ｔ位置を、バルブプレートの場合は球部１／２幅部の板厚中心を、観察位置とする。 The area fraction of the processed ferrite is not particularly limited, but from the viewpoint of improving the mechanical strength, it is preferably 15% or more, and more preferably 20% or more. The microstructure is a half width part of the short side (flange) in the case of uneven side angle steel, a 1/4 t thickness position in the plate thickness, and a half width area of each side in the case of equilateral angle steel, thickness In the case of the valve plate, the center of thickness of the half width portion of the bulb portion is set as the observation position at the 1/4 t position.
本発明においては、ミクロ組織が、加工フェライト以外の組織を含有することは許容される。加工フェライト以外の残部組織は特に限定されず、任意の組織であってよいが、例えば、加工フェライトではない、パーライト、およびベイナイトからなる群より選択される１種以上とすることができる。特に、強度を一層向上させるという観点からは、第２相組織をベイナイトとすることが好ましい。 In the present invention, it is acceptable for the microstructure to contain a structure other than the processed ferrite. The remaining structure other than the processed ferrite is not particularly limited and may be any structure, but may be, for example, one or more selected from the group consisting of pearlite and bainite which are not processed ferrite. In particular, from the viewpoint of further improving the strength, it is preferable to use bainite as the second phase structure.
次に、本発明の一実施形態における山形鋼の製造方法について説明する。本発明の山形鋼は、上記成分組成を有する鋼素材を用意し、１１５０〜１３５０℃に加熱した後、熱間圧延することによって製造することができる。そしてその際には、前記熱間圧延を、Ａｒ３温度以下における累積圧下率：２０〜８０％、仕上温度：（Ａｒ３−５０）℃〜（Ａｒ３−１２０）℃の条件で行い、前記熱間圧延後に、冷却開始温度：（Ａｒ３−５０）〜（Ａｒ３−１２０）℃、冷却停止温度：６５０〜５００℃の条件で加速冷却を行うことが重要である。以下、各工程における条件の限定理由について説明する。 Next, a method of manufacturing an angle steel according to an embodiment of the present invention will be described. The angle steel of this invention can be manufactured by preparing the steel raw material which has the said component composition, heating to 1150 to 1350 degreeC, and hot-rolling. And in that case, the said hot rolling is performed on the conditions of 20 to 80% of a cumulative rolling-reduction below Ar3 temperature, finish temperature: (Ar3-50) ° C-(Ar3-120) ° C, and said hot rolling It is important to perform accelerated cooling on the conditions of cooling start temperature: (Ar3-50)-(Ar3-120) ° C, and cooling stop temperature: 650-500 ° C after that. Hereinafter, the reasons for limitation of the conditions in each process will be described.
［加熱］
加熱温度：１１５０〜１３５０℃
鋼素材の熱間圧延における変形抵抗を低減するとともに、凝固組織を均質化し、さらにＮｂやＶの析出物を一旦固溶させるためには、十分高温に加熱する必要がある。加熱温度が１１５０℃未満ではこれらの十分な効果が認められない。そのため、熱間圧延前の加熱温度は１１５０℃以上とする。一方、加熱温度が１３５０℃を超えると、スケールロスによる歩留まり低下、生産性の低下などの問題が生じる。そのため、加熱温度は１３５０℃以下とする。なお、加熱温度は１１８０〜１３２０℃とすることが好ましい。
[heating]
Heating temperature: 1150 to 1350 ° C
In order to reduce deformation resistance in hot rolling of the steel material, to homogenize the solidified structure, and to cause Nb or V precipitates to form a solid solution once, it is necessary to heat to a sufficiently high temperature. When the heating temperature is less than 1150 ° C., these sufficient effects can not be observed. Therefore, the heating temperature before hot rolling is set to 1150 ° C. or more. On the other hand, when the heating temperature exceeds 1350 ° C., problems such as a decrease in yield due to scale loss and a decrease in productivity occur. Therefore, the heating temperature is 1350 ° C. or less. The heating temperature is preferably set to 1180 to 1320 ° C.
［熱間圧延］
Ａｒ３温度以下における累積圧下率：２０〜８０％
Ａｒ３温度以下における累積圧下率が２０％未満では、フェライトが十分に強化されない。一方、Ａｒ３温度以下における累積圧下率が８０％を超えると、圧延方向と幅方向での異方性が強くなり、シャルピー吸収エネルギーが低下する。さらに、変形抵抗が高くなり造形も困難となる。そのため、熱間圧延の際の、Ａｒ３温度以下における累積圧下率を２０〜８０％とする。なお、Ａｒ３点の値は下記の式で求めることができる。
Ａｒ３（℃）＝９１０−２７３Ｃ＋２５Ｓｉ−７４Ｍｎ−５６Ｎｉ−９Ｍｏ−５Ｃｕ
ただし、上記式における元素記号は、各元素の含有量（質量％）を表し、当該元素が含有されていない場合にはゼロとする。
[Hot rolling]
Cumulative rolling reduction below Ar3 temperature: 20-80%
If the cumulative rolling reduction below Ar 3 temperature is less than 20%, the ferrite is not sufficiently strengthened. On the other hand, when the cumulative rolling reduction at Ar 3 temperature or lower exceeds 80%, the anisotropy in the rolling direction and the width direction becomes strong, and the Charpy absorption energy decreases. Furthermore, deformation resistance becomes high and modeling becomes difficult. Therefore, the cumulative rolling reduction at the Ar3 temperature or less in hot rolling is set to 20 to 80%. In addition, the value of Ar3 point can be calculated | required by the following formula.
Ar3 (° C.) = 910-273C + 25Si-74Mn-56Ni-9Mo-5Cu
However, the element symbol in the above formula represents the content (mass%) of each element, and is zero when the element is not contained.
仕上温度：（Ａｒ３−５０）〜（Ａｒ３−１２０）℃
仕上温度が、（Ａｒ３−５０）℃を超えると加工フェライト量が少なくなるため、強度が低下する。一方、仕上温度が（Ａｒ３−１２０）℃未満であると、圧延負荷が高く、造形性が低下する。したがって、圧延仕上温度は（Ａｒ３−５０）℃以上、（Ａｒ３−１２０）℃以下とする。
Finishing temperature: (Ar 3-50) to (Ar 3-120) ° C.
When the finishing temperature exceeds (Ar 3-50) ° C., the amount of processed ferrite decreases, so the strength decreases. On the other hand, if the finishing temperature is less than (Ar 3-120) ° C., the rolling load is high and the formability is reduced. Therefore, the rolling finishing temperature is set to (Ar 3-50) ° C. or more and (Ar 3-120) ° C. or less.
［加速冷却］
冷却開始温度：（Ａｒ３−５０）〜（Ａｒ３−１２０）℃
熱間圧延終了後、加速冷却を行う。その際の冷却開始温度は、（Ａｒ３−５０）〜（Ａｒ３−１２０）℃とする。冷却開始温度を前記範囲とすることにより、強度を向上させることができる。
[Accelerated cooling]
Cooling start temperature: (Ar 3-50) to (Ar 3-120) ° C.
After completion of hot rolling, accelerated cooling is performed. The cooling start temperature at that time is set to (Ar 3-50) to (Ar 3-120) ° C. By setting the cooling start temperature in the above range, the strength can be improved.
上記加速冷却の方法は特に限定されないが、スプレーなどによる水冷が好ましい。また、強度を一層向上させるという観点からは、熱間圧延終了後、直ちに加速冷却を開始することが好ましく、具体的には、熱間圧延終了後５秒以内に開始することが好ましい。圧延終了後、直ちに加速冷却することで、第２相組織をベイナイト変態させ強度を一層向上させることができる。熱間圧延終了から加速冷却の開始までに時間を要すると、一部オーステナイトからパーライト変態を生じ、強度が低下する。 Although the method of the said accelerated cooling is not specifically limited, The water cooling by a spray etc. is preferable. Further, from the viewpoint of further improving the strength, it is preferable to start accelerated cooling immediately after the end of the hot rolling, and specifically, it is preferable to start within 5 seconds after the end of the hot rolling. Immediately after the end of rolling, the second phase structure can be bainite-transformed by accelerated cooling immediately to further improve the strength. When it takes time from the end of hot rolling to the start of accelerated cooling, pearlite transformation is partially caused from austenite, and the strength decreases.
冷却停止温度：６５０〜５００℃
６５０℃よりも高温で冷却を停止すると、十分な強度が得られない。一方、５００℃未満まで冷却すると、冷却時に発生する残留応力によってねじれ、曲がりや反りなどが生じ、形状が保てない。そのため、冷却停止温度は６５０〜５００℃とする。冷却停止温度は、６５０℃〜５５０℃とすることが好ましい。
Cooling stop temperature: 650 to 500 ° C
If cooling is stopped at a temperature higher than 650 ° C., sufficient strength can not be obtained. On the other hand, if it cools to less than 500 degreeC, a twist, bending, curvature, etc. will arise by the residual stress generated at the time of cooling, and a shape can not be maintained. Therefore, the cooling stop temperature is set to 650 to 500 ° C. The cooling stop temperature is preferably 650 ° C to 550 ° C.
＜実施例１＞
表１に示した成分組成を有する鋼を真空溶解炉または転炉で溶製してブルームとし、前記ブルームを加熱炉に装入して加熱後、熱間圧延および加速冷却を施して表２に示す断面寸法の不等辺不等厚山形鋼を製造した。熱間圧延前の加熱、熱間圧延、および熱間圧延後の加速冷却の条件は、表２に示した通りとした。なお、圧延温度としては、ミルの入側、出側に放射温度計を設置し、短辺の温度を測定した。表２における仕上温度は、最終圧延時の入り側温度である。その後、得られた山形鋼のそれぞれについて、ミクロ組織ならびにフランジ部と溶接ボンド部における機械的特性を評価した。測定結果を表３に示す。なお、評価方法は、それぞれ以下の通りとした。
Example 1
A steel having the component composition shown in Table 1 is melted in a vacuum melting furnace or converter to form a bloom, and the bloom is charged into a heating furnace and heated, then subjected to hot rolling and accelerated cooling, and is shown in Table 2 An irregular-edge unequal-thickness angle steel with the indicated cross-sectional dimensions was manufactured. The conditions for heating before hot rolling, hot rolling, and accelerated cooling after hot rolling were as shown in Table 2. In addition, as a rolling temperature, the radiation thermometer was installed in the entrance side of a mill, and the exit side, and the temperature of the short side was measured. The finishing temperature in Table 2 is the entry side temperature at the time of final rolling. Thereafter, for each of the obtained angle steels, the microstructure and mechanical properties in the flange portion and the weld bond portion were evaluated. The measurement results are shown in Table 3. The evaluation methods were as follows.
（ミクロ組織）
不等辺不等厚山形鋼の短辺（フランジ）１／２幅部、板厚１／４ｔ位置におけるミクロ組織を光学顕微鏡で観察した。倍率×５００で、３視野以上観察するとともに、金属組織としてフェライト部のトレースを行った。その後、画像解析ソフトにより、フェライト粒の短軸と長軸およびアスペクト比を求めた。アスペクト比が２．０以上のものを加工フェライトと定義し、それぞれの加工フェライトの面積を算出し、金属組織中に占める加工フェライトの面積分率を算出した。
(Microstructure)
The microstructure at the short side (flange) 1/2 width part of the unequal-area unequal-thickness angle steel and 1/4 t board thickness was observed with an optical microscope. While observing at least three fields of view at a magnification of × 500, a trace of a ferrite portion was performed as a metal structure. Thereafter, the minor axis and the major axis of the ferrite grain and the aspect ratio were determined by image analysis software. A ferrite having an aspect ratio of 2.0 or more was defined as processed ferrite, the area of each processed ferrite was calculated, and the area fraction of the processed ferrite occupied in the metal structure was calculated.
（機械的特性）
山形鋼の短辺から、ＪＩＳ １Ａ号引張試験片を採取し、引張特性（降伏応力ＹＳ、引張強さＴＳ、伸びＥｌ）を測定した。靭性については、同じく短辺からＪＩＳ Ｚ ２２４２に記載の２ｍｍＶノッチシャルピー衝撃試験片を採取し、−５℃での靭性を評価した。また、入熱２ｋＪ／ｍｍの多層盛り溶接を行った後、溶接ボンド部の−５℃での靭性も併せて評価した。
(Mechanical properties)
JIS 1A tensile test specimens were collected from the short side of the angle steel, and tensile properties (yield stress YS, tensile strength TS, elongation El) were measured. Regarding the toughness, a 2 mm V-notched Charpy impact test piece described in JIS Z 2242 was also obtained from the short side, and the toughness at -5 ° C. was evaluated. Moreover, after performing multilayer build welding of
表１〜３より分かるように、本発明の条件を満たす発明例の山形鋼は、ＹＳ：４６０ＭＰａ以上、ＴＳ：５７０ＭＰａ以上という優れた強度を有するともに、母材および溶接部における靭性にも優れていた。これに対して、本発明の条件を満たさない比較例では、ＹＳ、ＴＳ、および靭性のいずれかが劣っていた。なお、Ｎｏ．２１では、冷却後のねじれ反りや曲がりが過大であり、正常に成形できなかったため、機械的特性の評価を行わなかった。また、Ｎｏ．２２では、圧延負荷が過大であり、正常に熱間圧延が行えなかったため、圧延を途中で中止した。 As can be seen from Tables 1 to 3, the angle steels of the invention examples satisfying the conditions of the present invention have excellent strength of YS: 460 MPa or more, TS: 570 MPa or more, and also excellent in toughness in the base material and the weld zone. The On the other hand, in the comparative example not satisfying the conditions of the present invention, any one of YS, TS and toughness was inferior. No. In No. 21, the mechanical properties were not evaluated because the torsional warpage and bending after cooling were too large to be formed properly. Also, no. In No. 22, the rolling load was excessive, and the hot rolling could not be performed normally, so the rolling was stopped halfway.
＜実施例２＞
表４に示した成分組成を有する鋼を真空溶解炉または転炉で溶製してブルームとし、前記ブルームを加熱炉に装入して加熱後、熱間圧延および加速冷却を施して、図１および表５に示す断面形状・寸法のバルブプレートを製造した。熱間圧延前の加熱、熱間圧延、および熱間圧延後の加速冷却の条件は、表５に示した通りとした。なお、圧延温度としては、ミルの入側、出側に放射温度計を設置し、長辺（ウエブ）の温度を測定した。表５における仕上温度は、最終圧延時の入側温度である。その後、得られたバルブプレートのそれぞれについて、ミクロ組織と機械的性質および溶接ボンド部のシャルピー衝撃特性を評価した。測定結果を表６に示す。なお、評価方法は、それぞれ以下の通りとした。
Example 2
A steel having the component composition shown in Table 4 is melted in a vacuum melting furnace or converter to form a bloom, and the bloom is charged into a heating furnace and heated, and then subjected to hot rolling and accelerated cooling, as shown in FIG. And the valve plate of the cross-sectional shape and dimension shown in Table 5 was manufactured. The conditions for heating before hot rolling, hot rolling, and accelerated cooling after hot rolling were as shown in Table 5. In addition, as a rolling temperature, the radiation thermometer was installed in the entrance side of a mill, and the exit side, and the temperature of the long side (web) was measured. The finishing temperature in Table 5 is the inlet temperature at the final rolling. Thereafter, for each of the obtained valve plates, the microstructure and mechanical properties and the Charpy impact properties of the weld bond were evaluated. The measurement results are shown in Table 6. The evaluation methods were as follows.
（ミクロ組織）
図２に示す、バルブプレートの球部１／２幅部の板厚中心位置１（板厚ｔ２の中心位置）におけるミクロ組織を光学顕微鏡で観察した。倍率×５００で、３視野以上観察するとともに、金属組織としてフェライト部のトレースを行った。その後、画像解析ソフトにより、フェライト粒の短軸と長軸およびアスペクト比を求めた。アスペクト比が２．０以上のものを加工フェライトと定義し、それぞれの加工フェライトの面積を算出し、金属組織中に占める加工フェライトの面積分率を算出した。
(Microstructure)
The microstructure at the thickness center position 1 (the center position of the thickness t 2 ) of the half width portion of the bulb portion of the valve plate shown in FIG. 2 was observed with an optical microscope. While observing at least three fields of view at a magnification of × 500, a trace of a ferrite portion was performed as a metal structure. Thereafter, the minor axis and the major axis of the ferrite grain and the aspect ratio were determined by image analysis software. A ferrite having an aspect ratio of 2.0 or more was defined as processed ferrite, the area of each processed ferrite was calculated, and the area fraction of the processed ferrite occupied in the metal structure was calculated.
また、図２に示すように、バルブプレートのウエブ１／３幅部２から、引張方向がバルブプレートの長さ方向（圧延方向）と平行となるようにＪＩＳ １Ａ号引張試験片を採取し、引張特性（降伏応力ＹＳ、引張強さＴＳ、伸びＥｌ）を測定した。さらに、図２に示すように、球部１／２幅部の板厚中心位置１から、引張方向がバルブプレートの長さ方向（圧延方向）となる丸棒のミクロ引張試験片（平行部径６ｍｍφ、ＧＬ２５ｍｍ）を採取し、引張特性（降伏応力ＹＳ，引張強さＴＳ，伸びＥｌ）を測定した。靭性については、ウエブ１／３幅部２および球部１／２幅部の板厚中心位置１から、それぞれＪＩＳ Ｚ ２２４２に記載の２ｍｍＶノッチシャルピー衝撃試験片を採取し、−５℃での靭性を評価した。また、入熱２ｋＪ／ｍｍの多層盛り溶接を行った後、溶接ボンド部の−５℃での靭性も併せて評価した。
Also, as shown in FIG. 2, JIS 1A tensile test specimens are taken from the
表４〜表６より分かるように、本発明の条件を満たす発明例のバルブプレートは、ＹＳ：４６０ＭＰa以上、ＴＳ：５７０ＭＰａ以上という高い強度を断面積の大きな球部の中心においても有するとともに、溶接部も含め靭性にも優れていた。これに対して、本発明の条件を満たさない比較例では、ＹＳ、ＴＳ、および靭性のいずれかが劣っていた。また、ウエブ部強度は十分満たしても球部の強度が低い、あるいは靭性が低いデータも見られた。これらは、球部においては制御圧延効果がウエブに比べて低いことを表している。 As can be seen from Tables 4 to 6, the valve plate of the invention example satisfying the conditions of the present invention has high strength of YS: 460 MPa or more, TS: 570 MPa or more also at the center of the large cross section, and welding It was also excellent in toughness including the part. On the other hand, in the comparative example not satisfying the conditions of the present invention, any one of YS, TS and toughness was inferior. In addition, even if the web portion strength is sufficiently satisfied, data in which the strength of the ball portion is low or the toughness is low were also observed. These show that the controlled rolling effect is lower in the ball portion compared to the web.
本発明によれば、成分組成と製造条件を最適化することで、高強度と高靭性を付与したＹＳ：４６０ＭＰａ以上、ＴＳ：５７０ＭＰａ以上、−５℃でのシャルピー吸収エネルギー：４７Ｊ以上の山形鋼を生産性よく、安価に製造することができる。 According to the present invention, YS provided with high strength and high toughness by optimizing the component composition and manufacturing conditions: 460 MPa or more, TS: 570 MPa or more, Charpy absorbed energy at -5 ° C: 47 J or more It can be manufactured inexpensively with high productivity.
１ 球部１／２幅部の板厚中心位置
２ ウエブ１／３幅部
1 thickness center position of 1
Claims (6)
Ｃ ：０．０３〜０．１８％、
Ｓｉ：０．０５〜０．５０％、
Ｍｎ：０．１〜１．８％、
Ｐ ：０．０３０％以下、
Ｓ ：０．０１０％以下、
Ａｌ：０．００５〜０．０７％、
Ｎ ：０．００６〜０．０１８％、ならびに
Ｖ：０．０１〜０．１２％およびＮｂ：０．００１〜０．０５％の一方または両方を含有し、残部がＦｅおよび不可避不純物からなり、下記（１）式で定義される炭素当量Ｃｅｑが０．３６〜０．４４％である成分組成を有し、
面積分率で２２％以上の加工フェライトを含むミクロ組織を有し、
ＹＳ：４６０ＭＰａ以上、ＴＳ：５７０ＭＰａ以上、−５℃におけるシャルピー吸収エネルギー：４７Ｊ以上である機械的特性を有する、不等辺不等厚山形鋼。
記
Ｃｅｑ（質量％）＝Ｃ＋Ｍｎ／６＋（Ｃｕ＋Ｎｉ）／１５＋（Ｍｏ＋Ｖ）／５・・・（１） In mass%,
C: 0.03 to 0.18%,
Si: 0.05 to 0.50%,
Mn: 0.1 to 1.8%,
P: 0.030% or less,
S: 0.010% or less,
Al: 0.005 to 0.07%,
N: 0.006 to 0.018%, and V: 0.01 to 0.12% and Nb: 0.001 to 0.05%, containing one or both of the balance being Fe and unavoidable impurities, It has a component composition whose carbon equivalent Ceq defined by the following formula (1) is 0.36 to 0.44%,
Has a microstructure that contains at least 22 % processed ferrite in area fraction,
An irregular-edge unequal-thickness angle steel having mechanical properties of YS: 460 MPa or more, TS: 570 MPa or more, and Charpy absorbed energy at −5 ° C .: 47 J or more.
Description Ceq (mass%) = C + Mn / 6 + (Cu + Ni) / 15 + (Mo + V) / 5 (1)
Ｃｕ：０．０５〜０．５０％、
Ｎｉ：０．０５〜０．２５％、および
Ｍｏ：０．０１〜０．５０％からなる群より選択される少なくとも１種をさらに含有する、請求項１に記載の不等辺不等厚山形鋼。 The above component composition is in mass%,
Cu: 0.05 to 0.50%,
The uneven side unequal thickness angle steel according to claim 1, further comprising at least one selected from the group consisting of Ni: 0.05 to 0.25%, and Mo: 0.01 to 0.50%. .
Ｔｉ：０．００１〜０．１％および
Ｚｒ：０．００１〜０．１％の一方または両方をさらに含有する、請求項１または２に記載の不等辺不等厚山形鋼。 The above component composition is in mass%,
The uneven side unequal-thickness angle steel according to claim 1 or 2, further containing one or both of Ti: 0.001 to 0.1% and Zr: 0.001 to 0.1%.
Ｂ ：０．０００２〜０．００３％をさらに含有する、請求項１〜３のいずれか一項に記載の不等辺不等厚山形鋼。 The above component composition is in mass%,
B: The uneven side unequal thickness angle steel according to any one of claims 1 to 3, further containing 0.0002 to 0.003%.
Ｃａ：０．０００２〜０．０１％および
ＲＥＭ：０．０００２〜０．０１５％の一方または両方をさらに含有する、請求項１〜４のいずれか一項に記載の不等辺不等厚山形鋼。 The above component composition is in mass%,
The uneven side unequal-thickness angle steel according to any one of claims 1 to 4, further comprising one or both of Ca: 0.0002 to 0.01% and REM: 0.0002 to 0.015%. .
前記熱間圧延を、Ａｒ３温度以下における累積圧下率：４０〜８０％、仕上温度：（Ａｒ３−５０）〜（Ａｒ３−１２０）℃の条件で行い、
前記熱間圧延後に、冷却開始温度：（Ａｒ３−５０）〜（Ａｒ３−１２０）℃、冷却停止温度：６５０〜５００℃の条件で加速冷却を行い、
前記不等辺不等厚山形鋼が、
面積分率で２２％以上の加工フェライトを含むミクロ組織を有し、
ＹＳ：４６０ＭＰａ以上、ＴＳ：５７０ＭＰａ以上、−５℃におけるシャルピー吸収エネルギー：４７Ｊ以上である機械的特性を有する、不等辺不等厚山形鋼の製造方法。 A method of preparing a steel material having the component composition according to any one of claims 1 to 5 and heating it to a temperature of 1150 to 1350 ° C and then hot rolling to produce an uneven side unequal thickness angle steel. ,
The hot rolling is performed under the following conditions: cumulative rolling reduction at Ar 3 temperature or lower: 40 to 80%, finishing temperature: (Ar 3 to 50) to (Ar 3 to 120) ° C.,
After the hot rolling, accelerated cooling is performed under the conditions of a cooling start temperature: (Ar 3-50) to (Ar 3 120) ° C., a cooling stop temperature: 650 to 500 ° C.,
The above - mentioned unequal-edge unequal-thickness angle steels
Has a microstructure that contains at least 22 % processed ferrite in area fraction,
YS: 460 MPa or more, TS: 570 MPa or more, Charpy absorbed energy at -5 ° C.: having mechanical properties at 47J or more, a manufacturing method of a scalene unequal thickness angle steel.
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