JP6813141B1 - Square steel pipe and its manufacturing method and building structure - Google Patents
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Abstract
角形鋼管およびその製造方法、並びにこの角形鋼管を使用した建築構造物を提供する。本発明は、平板部と角部を有する角形鋼管であって、特定の成分組成を有し、鋼管の外表面から板厚ｔの１／４ｔ位置における鋼組織は、フェライトの面積率に対するベイナイトとパーライトの面積率の合計の割合が２．０以上２０．０以下で、かつパーライトの面積率に対するベイナイトの面積率の割合が５．０以上２０．０以下であり、平板部は、ＹＳが３５０ＭＰａ以上、ＴＳが５２０ＭＰａ以上であり、角部に対する平板部のＹＳの比は０．８０以上０．９０以下、角部に対する平板部のＴＳの比は０．９０以上１．００以下であり、平板部の−４０℃のシャルピー吸収エネルギーは１００Ｊ以上であり、角部のＲは（２．３×ｔ）以上（２．９×ｔ）以下である。Provided are a square steel pipe, a method for manufacturing the same, and a building structure using the square steel pipe. The present invention is a square steel pipe having a flat plate portion and a square portion, which has a specific composition, and the steel structure at a position of 1/4 t of the plate thickness t from the outer surface of the steel pipe is bainite with respect to the area ratio of ferrite. The total ratio of the area ratio of pearlite is 2.0 or more and 20.0 or less, the ratio of the area ratio of bainite to the area ratio of pearlite is 5.0 or more and 20.0 or less, and the flat plate portion has a YS of 350 MPa. As described above, the TS is 520 MPa or more, the ratio of YS of the flat plate portion to the corner portion is 0.80 or more and 0.90 or less, and the ratio of TS of the flat plate portion to the corner portion is 0.90 or more and 1.00 or less. The charpy absorption energy at −40 ° C. of the portion is 100 J or more, and the R of the corner portion is (2.3 × t) or more (2.9 × t) or less.
Description
本発明は、角形鋼管およびその製造方法並びに建築構造物に関する。本発明の角部と平板部の強度差の小さい角形鋼管は建築構造部材として好適に用いられる。 The present invention relates to a square steel pipe, a method for manufacturing the same, and a building structure. The square steel pipe having a small difference in strength between the corner portion and the flat plate portion of the present invention is suitably used as a building structural member.
角形鋼管（「角コラム」とも称する。）は、通常、熱延鋼板（熱延鋼帯）または厚板を素材として、冷間成形により製造される。冷間成形方法としては、プレス成形およびロール成形がある。しかし、これら何れの方法においても、角形鋼管の角部には角形鋼管の平板部と比較して大きな塑性ひずみが加わるため、角部の強度が上昇しやすく、角部と平板部の強度差が大きくなるという問題がある。角部と平板部で特性が大きく異なる場合、溶接材料の選定や建築設計が非常に困難となり、角形鋼管を建築構造用材料として用いることが難しくなる。 Square steel pipes (also referred to as "square columns") are usually manufactured by cold forming from hot-rolled steel plates (hot-rolled steel strips) or planks. Cold forming methods include press forming and roll forming. However, in any of these methods, since a large plastic strain is applied to the corner portion of the square steel pipe as compared with the flat plate portion of the square steel pipe, the strength of the corner portion tends to increase, and the strength difference between the corner portion and the flat plate portion increases. There is a problem of getting bigger. When the characteristics of the corner and the flat plate are significantly different, it becomes very difficult to select the welding material and the building design, and it becomes difficult to use the square steel pipe as the material for the building structure.
このような問題に対して、直接的な検討が行われた例は多くないが、例えば建築構造物用の角形鋼管として特許文献１の技術がある。特許文献１には、鋼板を冷間曲げ加工して得られる角形鋼管であって、前記角形鋼管は、Ｃ：０．０２〜０．１８％（「％」は「質量％」の意味であり、以下の化学成分について同じである。）、Ｓｉ：０．０３〜０．５％、Ｍｎ：０．７〜２．５％、Ａｌ：０．００５〜０．１２％およびＮ：０．００８％以下（０％を含まない。）を夫々含有し、残部がＦｅおよび不可避的不純物からなり、該不可避的不純物のうちＰ：０．０２％以下（０％を含まない。）、Ｓ：０．０１％以下（０％を含まない。）およびＯ：０．００４％以下（０％を含まない。）に夫々抑制されており、前記曲げ加工部は直角に加工ままの状態であり、且つ下記（Ａ）〜（Ｃ）の要件を満足することで耐震性を確保する冷間成形角形鋼管が開示されている。
（Ａ）鋼管の平坦部における降伏強度：３５５ＭＰａ以上、引張強度：５２０ＭＰａ以上である、
（Ｂ）前記平坦部のミクロ組織において、ベイナイト組織の面積分率：４０％以上である、
（Ｃ）鋼管の角部における表層部がビッカース硬さＨｖ：３５０以下、引張試験での伸び：１０％以上、０℃のシャルピー吸収エネルギーｖＥ０：７０Ｊ以上である。Although there are not many examples of direct studies on such problems, for example, there is a technique of
(A) Yield strength at a flat portion of a steel pipe: 355 MPa or more, tensile strength: 520 MPa or more.
(B) In the microstructure of the flat portion, the surface integral of the bainite structure: 40% or more.
(C) The surface layer portion at the corner of the steel pipe has a Vickers hardness Hv: 350 or less, elongation in a tensile test: 10% or more, and Charpy absorption energy vE 0: 70J or more at 0 ° C.
冷間でのロール成形により製造される角形鋼管は、熱間圧延によって造り込まれた幅方向に平坦な材料（例えば熱間圧延材）をロール成形して丸形鋼管とし、その後冷間成形を行い角部と平板部を有する角形鋼管に成形される。このような製法上、加工硬化の差によって生じる角部と平板部の強度差は大きくなりやすい。さらには、ロール成形前に行われる熱間圧延では、熱間圧延材の表面からの冷却制御によって材料の造り込みを行うため、冷却速度が相対的に大きくなる熱間圧延材の表層近傍では加工前の強度（硬さ）が大きくなるという問題があった。 Square steel pipes manufactured by cold roll forming are made by rolling a widthwise flat material (for example, hot rolled material) made by hot rolling into a round steel pipe, and then cold forming. It is formed into a square steel pipe having a corner and a flat plate. Due to such a manufacturing method, the difference in strength between the corner portion and the flat plate portion caused by the difference in work hardening tends to be large. Furthermore, in hot rolling performed before roll forming, the material is built in by cooling control from the surface of the hot rolled material, so processing is performed near the surface layer of the hot rolled material where the cooling rate is relatively high. There was a problem that the previous strength (hardness) increased.
しかし、上述の特許文献１に開示された技術では、熱間圧延での温度制御により、鋼板の表面の硬さが過度に上昇しないようにすることにとどまっており、積極的に角部と平板部の強度差を小さくするものではない。したがって、冷間曲げ加工して得られた角形鋼管は、たとえ角部の特性がある基準を満たしていても、相対的には平板部の強度と比較して角部の強度が高くなっているのは明らかであった。角部の強度の上昇を抑えるには、角部の塑性ひずみを小さくすることが有効である。角部の塑性ひずみを小さくするには、角部のＲ（丸み）を大きくすることが考えられる。しかし、角部のＲが大きい角形鋼管は、角形の部材として他の部材と組み合わせる際に、設計上の問題や、隙間の発生などにより建築物としての性能低下につながる問題があるため好ましくない。
However, in the technique disclosed in
本発明はかかる事情に鑑みてなされたものであって、角部と平板部の強度差の小さい角形鋼管およびその製造方法、並びにこの角形鋼管を使用した建築構造物を提供することを目的とする。 The present invention has been made in view of such circumstances, and an object of the present invention is to provide a square steel pipe having a small difference in strength between a corner portion and a flat plate portion, a method for manufacturing the same, and a building structure using the square steel pipe. ..
本発明者らは、上記課題を解決するために鋭意検討した結果、以下の知見を得た。 As a result of diligent studies to solve the above problems, the present inventors have obtained the following findings.
本発明では、まず、冷間でのロール成形で導入される加工ひずみ（塑性ひずみ）が特に大きくなる鋼管の表層近傍（以下、外表面近傍と称する。）において、加工硬化を生じにくくすることにより、角部と平板部の強度差を小さくすることに着想した。 In the present invention, first, by making it difficult for work hardening to occur in the vicinity of the surface layer (hereinafter, referred to as the outer surface vicinity) of the steel pipe in which the work strain (plastic strain) introduced by cold roll forming is particularly large. The idea was to reduce the difference in strength between the corners and the flat plate.
そこで、本発明者らは、鋼板および鋼管の鋼組織としてフェライト、ベイナイト、パーライトの面積率を変化させた試料を複数用意し、加工硬化のしやすさを調べた。その結果、フェライトに対するベイナイトとパーライトの合計量の割合を一定以上とすることにより、冷間でロール成形しても加工硬化しにくい鋼組織を造り込めることを見出した。これは、軟質相でかつ加工硬化能が小さいフェライトにひずみが集中することで、鋼組織全体としての加工硬化能が小さくなることによるものと考えられる。 Therefore, the present inventors prepared a plurality of samples in which the area ratios of ferrite, bainite, and pearlite were changed as the steel structure of the steel plate and the steel pipe, and investigated the ease of work hardening. As a result, it was found that by setting the ratio of the total amount of bainite and pearlite to ferrite to a certain level or more, it is possible to create a steel structure that is difficult to work harden even if it is roll-formed in the cold. It is considered that this is because the strain is concentrated on the ferrite which is in the soft phase and has a small work hardening ability, so that the work hardening ability of the entire steel structure becomes small.
また、本発明者らは、素材（以下、熱間圧延材あるいは鋼板と称する場合もある。）の鋼組織を活かして角部の加工硬化を抑制するためには、角形鋼管を製造する際に、一旦、縦径／横径の比で０．９９以上１．０１以下の円筒状の丸形鋼管に成形した後、上下および左右に配置されたロールにより角状に成形する。これにより、角部を過度に加工硬化させることなく角形鋼管を得られることを見出した。 Further, the present inventors utilize the steel structure of the material (hereinafter, also referred to as hot-rolled material or steel plate) to suppress the processing hardening of the corners when manufacturing a square steel pipe. Once formed into a cylindrical round steel pipe having a vertical diameter / horizontal diameter ratio of 0.99 or more and 1.01 or less, it is formed into a square shape by rolls arranged vertically and horizontally. As a result, it has been found that a square steel pipe can be obtained without excessive work hardening of the corners.
ここで、「縦径」とは、上記丸形鋼管の管軸に対する鉛直方向の外径をさし、「横径」とは、上記丸形鋼管の管軸に対する水平方向の外径をさす。 Here, the "vertical diameter" refers to the outer diameter in the vertical direction with respect to the pipe axis of the round steel pipe, and the "horizontal diameter" refers to the outer diameter in the horizontal direction with respect to the pipe axis of the round steel pipe.
上記検討により、本発明では、冷間でのロール成形で導入される加工ひずみが最も大きくなる鋼管の外表面近傍の鋼組織について、フェライトに対するベイナイトとパーライトの合計量の割合を特定の範囲とした熱間圧延材（鋼板）を用い、この熱間圧延材を縦径／横径の比で０．９９以上１．０１以下の円筒状に成形した後、上下および左右に配置されたロールにより角状に成形することで、角部と平板部の強度差の小さい角形鋼管を製造することができると考えた。 Based on the above studies, in the present invention, the ratio of the total amount of bainite and pearlite to ferrite was set to a specific range for the steel structure near the outer surface of the steel pipe with the largest processing strain introduced by cold roll forming. Using a hot-rolled material (steel plate), this hot-rolled material is formed into a cylindrical shape with a vertical / horizontal diameter ratio of 0.99 or more and 1.01 or less, and then the corners are formed by rolls arranged vertically and horizontally. It was considered that a square steel pipe having a small difference in strength between the corner portion and the flat plate portion could be manufactured by forming the shape into a shape.
なお、本発明において「角部と平板部の強度差が小さい角形鋼管」とは、角部に対する平板部のＹＳの比が０．８０以上０．９０以下、角部に対する平板部のＴＳの比が０．９０以上１．００以下であることを示す。 In the present invention, the "square steel pipe having a small difference in strength between the corner portion and the flat plate portion" means that the ratio of YS of the flat plate portion to the corner portion is 0.80 or more and 0.90 or less, and the ratio of TS of the flat plate portion to the corner portion. Indicates that is 0.90 or more and 1.00 or less.
本発明者らは、さらに詳細な検討を重ね、本発明を完成するに至った。本発明の要旨は、次の通りである。
[１] 平板部と角部を有する角形鋼管であって、
成分組成は、質量％で、
Ｃ：０．０７〜０．２０％、
Ｓｉ：１．０％以下、
Ｍｎ：０．５〜２．０％、
Ｐ：０．０３０％以下、
Ｓ：０．０１５％以下、
Ａｌ：０．０１〜０．０６％、
Ｎ：０．００６％以下
を含有し、残部がＦｅおよび不可避的不純物からなり、
鋼管の外表面から板厚ｔの１／４ｔ位置における鋼組織は、フェライトの面積率に対するベイナイトとパーライトの面積率の合計の割合が２．０以上２０．０以下で、かつパーライトの面積率に対するベイナイトの面積率の割合が５．０以上２０．０以下であり、
前記平板部は、ＹＳが３５０ＭＰａ以上、ＴＳが５２０ＭＰａ以上であり、
前記角部に対する前記平板部のＹＳの比は０．８０以上０．９０以下、前記角部に対する前記平板部のＴＳの比は０．９０以上１．００以下であり、
前記平板部の−４０℃のシャルピー吸収エネルギーは１００Ｊ以上であり、
前記角部のＲは（２．３×ｔ）以上（２．９×ｔ）以下
である角形鋼管。
［２］ 前記成分組成に加えてさらに、質量％で、下記Ａ群〜Ｃ群のうちから選ばれた１群または２群以上を含有する[１]に記載の角形鋼管。
記
Ａ群：Ｎｂ：０．０５％以下、Ｔｉ：０．０５％以下、Ｖ：０．１０％以下のうちから選ばれた１種または２種以上
Ｂ群：Ｂ：０．００８％以下
Ｃ群：Ｃｒ：０．０１〜１．０％、Ｍｏ：０．０１〜１．０％、Ｃｕ：０．０１〜０．５０％、Ｎｉ：０．０１〜０．３０％、Ｃａ：０．００１〜０．０１０％のうちから選ばれた１種または２種以上
［３］ ［１］または［２］に記載の角形鋼管の製造方法であって、
鋼板を冷間でロール成形して円筒状にした端面を溶接し、縦径／横径の比で０．９９以上１．０１以下の円筒状に成形した後、角状に成形する造管工程を施す角形鋼管の製造方法。
［４］ ［１］または［２］に記載の角形鋼管の製造方法であって、
鋼素材に、熱間圧延工程、冷却工程、巻取工程および造管工程をこの順に施して角形鋼管を製造するに際し、
前記鋼素材を加熱温度：１１００〜１３００℃に加熱した後、
加熱炉から抽出後、粗圧延が終了するまでの間に、加熱された前記鋼素材に対して、板厚中心温度が１０００℃以上の状態で３０秒以上静止する回数を１回以上５回以下に制御した上で、粗圧延終了温度：１０００〜８００℃、仕上圧延開始温度：１０００〜８００℃、仕上圧延終了温度：９００〜７５０℃とする熱間圧延工程を施し、
次いで、冷却開始から１０ｓ間における０．２ｓ以上３．０ｓ未満の放冷を１回以上有し、板厚中心温度での平均冷却速度：４〜２５℃／ｓ、冷却停止温度：５８０℃以下とする冷却工程を施し、
次いで、巻取温度：５８０℃以下で巻取る巻取工程を施して鋼板とし、
次いで、前記巻取工程後の鋼板を冷間でロール成形して円筒状にした端面を溶接し、縦径／横径の比で０．９９以上１．０１以下の円筒状に成形した後、角状に成形する造管工程を施す角形鋼管の製造方法。
［５］ ［１］または［２］に記載の角形鋼管を使用した建築構造物。The present inventors have repeated more detailed studies and have completed the present invention. The gist of the present invention is as follows.
[1] A square steel pipe having a flat plate portion and a corner portion.
Ingredient composition is mass%,
C: 0.07 to 0.20%,
Si: 1.0% or less,
Mn: 0.5-2.0%,
P: 0.030% or less,
S: 0.015% or less,
Al: 0.01-0.06%,
N: Contains 0.006% or less, the balance consists of Fe and unavoidable impurities,
In the steel structure at the position of 1/4 t of the plate thickness t from the outer surface of the steel pipe, the total ratio of the total area ratio of bainite and pearlite to the area ratio of ferrite is 2.0 or more and 20.0 or less, and the ratio to the area ratio of pearlite. The ratio of the area ratio of bainite is 5.0 or more and 20.0 or less.
The flat plate portion has a YS of 350 MPa or more and a TS of 520 MPa or more.
The ratio of YS of the flat plate portion to the corner portion is 0.80 or more and 0.90 or less, and the ratio of TS of the flat plate portion to the corner portion is 0.90 or more and 1.00 or less.
The Charpy absorption energy at −40 ° C. of the flat plate portion is 100 J or more.
A square steel pipe having an R of the corner portion of (2.3 × t) or more and (2.9 × t) or less.
[2] The square steel pipe according to [1], which further contains one group or two or more groups selected from the following groups A to C in mass% in addition to the component composition.
Group A: Nb: 0.05% or less, Ti: 0.05% or less, V: 0.10% or less, one or more selected Group B: B: 0.008% or less C Group: 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. The method for producing a square steel pipe according to [3] [1] or [2], wherein one type or two or more types selected from 001 to 0.010%.
A pipe making process in which a steel plate is coldly roll-formed to form a cylindrical end face, welded, formed into a cylindrical shape with a vertical / horizontal diameter ratio of 0.99 or more and 1.01 or less, and then formed into a square shape. A method of manufacturing a square steel pipe.
[4] The method for manufacturing a square steel pipe according to [1] or [2].
When a square steel pipe is manufactured by subjecting a steel material to a hot rolling process, a cooling process, a winding process, and a pipe making process in this order.
After heating the steel material to a heating temperature: 1100 to 1300 ° C.
From the extraction from the heating furnace to the end of rough rolling, the number of times the heated steel material is allowed to stand still for 30 seconds or more at a plate thickness center temperature of 1000 ° C. or more is 1 to 5 times. A hot rolling process was performed in which the rough rolling end temperature: 1000 to 800 ° C., the finish rolling start temperature: 1000 to 800 ° C., and the finish rolling end temperature: 900 to 750 ° C. were controlled.
Next, it has one or more cooling releases of 0.2 s or more and less than 3.0 s during 10 s from the start of cooling, the average cooling rate at the center temperature of the plate thickness: 4 to 25 ° C / s, and the cooling stop temperature: 580 ° C or less. A cooling process is applied to
Next, a winding process is performed at a winding temperature of 580 ° C. or lower to obtain a steel sheet.
Next, the steel sheet after the winding step is coldly roll-formed to form a cylindrical end face, and the end face is welded to form a cylindrical shape having a vertical diameter / horizontal diameter ratio of 0.99 or more and 1.01 or less. A method for manufacturing a square steel pipe, which is subjected to a pipe forming process for forming into a square shape.
[5] A building structure using the square steel pipe according to [1] or [2].
本発明によれば、特に冷間のロール成形によって角形鋼管を製造する際に角部と平板部の強度差が小さい角形鋼管を得ることができる。この角形鋼管は、角部のＲが適切な大きさに制御されているため、例えば建築構造部材向け角形鋼管として好適に用いることができる。 According to the present invention, it is possible to obtain a square steel pipe having a small difference in strength between a square portion and a flat plate portion, particularly when a square steel pipe is manufactured by cold roll forming. Since the R of the corner portion is controlled to an appropriate size, this square steel pipe can be suitably used as, for example, a square steel pipe for building structural members.
以下、本発明について詳細に説明する。 Hereinafter, the present invention will be described in detail.
本発明の角形鋼管は以下の通りである。成分組成は、質量％で、Ｃ：０．０７〜０．２０％、Ｓｉ：１．０％以下、Ｍｎ：０．５〜２．０％、Ｐ：０．０３０％以下、Ｓ：０．０１５％以下、Ａｌ：０．０１〜０．０６％、Ｎ：０．００６％以下を含有し、残部Ｆｅおよび不可避的不純物からなる。この角形鋼管の外表面から板厚ｔの１／４深さ位置（以下、１／４ｔ位置と称する。）における鋼組織は、フェライトの面積率に対するベイナイトとパーライトの面積率の合計の割合が２．０以上２０．０以下で、かつパーライトの面積率に対するベイナイトの面積率の割合が５．０〜２０．０である。また、角形鋼板の平板部は、ＹＳが３５０ＭＰａ以上、ＴＳが５２０ＭＰａ以上であり、角部に対する平板部のＹＳの比は０．８０以上０．９０以下、角部に対する平板部のＴＳの比は０．９０以上１．００以下であり、平板部の板厚１／４ｔ位置における−４０℃のシャルピー吸収エネルギーは１００Ｊ以上であり、角部のＲは（２．３×ｔ）以上（２．９×ｔ）以下である。
The square steel pipe of the present invention is as follows. The composition of the components is C: 0.07 to 0.20%, Si: 1.0% or less, Mn: 0.5 to 2.0%, P: 0.030% or less, S: 0. It contains 015% or less, Al: 0.01 to 0.06%, N: 0.006% or less, and consists of the balance Fe and unavoidable impurities. In the steel structure at the 1/4 depth position (hereinafter referred to as 1 / 4t position) of the plate thickness t from the outer surface of this square steel pipe, the ratio of the total area ratio of bainite and pearlite to the area ratio of ferrite is 2. It is 0.0 or more and 20.0 or less, and the ratio of the bainite area ratio to the pearlite area ratio is 5.0 to 20.0. The flat plate portion of the square steel plate has a YS of 350 MPa or more and a TS of 520 MPa or more, the ratio of YS of the flat plate portion to the corner portion is 0.80 or more and 0.90 or less, and the ratio of TS of the flat plate portion to the corner portion is It is 0.90 or more and 1.00 or less, the Charpy absorption energy at −40 ° C. at the
まず、本発明の成分組成の限定理由について説明する。なお、特に断らない限り質量％は、単に％で記す。なお、本発明では、角形鋼管と角形鋼管の素材に用いる鋼板との成分組成は同一である。そのため、以下においては、角形鋼管と素材に用いる鋼板の成分組成の限定理由として説明する。 First, the reason for limiting the component composition of the present invention will be described. Unless otherwise specified, mass% is simply expressed as%. In the present invention, the composition of the square steel pipe and the steel plate used as the material of the square steel pipe are the same. Therefore, in the following, the reason for limiting the component composition of the square steel pipe and the steel plate used as the material will be described.
Ｃ：０．０７〜０．２０％
Ｃは、固溶強化により鋼板および角形鋼管の強度を増加させるとともに、後述する本発明の鋼組織の一つであるパーライトの形成に寄与する元素である。所望の強度、さらに所望の鋼板組織を確保するためには、Ｃは０．０７％以上の含有を必要とする。一方、０．２０％を超えるＣの含有は、角形鋼管の現場での溶接時に熱影響により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は０．０７〜０．２０％とする。Ｃは、好ましくは０．０９％以上であり、より好ましくは０．１０％以上である。また、Ｃは、好ましくは０．１８％以下であり、より好ましくは０．１７％以下である。C: 0.07 to 0.20%
C is an element that increases the strength of steel sheets and square steel pipes by solid solution strengthening and contributes to the formation of pearlite, which is one of the steel structures of the present invention described later. In order to secure the desired strength and the desired steel sheet structure, C needs to be contained in an amount of 0.07% or more. On the other hand, if the content of C exceeds 0.20%, a martensite structure is generated due to the heat effect during welding of the square steel pipe at the site, and there is a concern that it may cause welding cracks. Therefore, C is set to 0.07 to 0.20%. C is preferably 0.09% or more, and more preferably 0.10% or more. Further, C is preferably 0.18% or less, and more preferably 0.17% or less.
Ｓｉ：１．０％以下
Ｓｉは、固溶強化で鋼板および角形鋼管の強度増加に寄与する元素である。所望の鋼板および角形鋼管の強度を確保するためには、Ｓｉは０．０１％を超えて含有することが望ましい。しかし、１．０％を超えてＳｉを含有すると、靱性が低下する。このため、Ｓｉは１．０％以下とする。なお、Ｓｉは、好ましくは０．８％以下であり、より好ましくは０．６％以下である。より好ましくは０．０３％以上である。Si: 1.0% or less Si is an element that contributes to increasing the strength of steel sheets and square steel pipes by solid solution strengthening. In order to secure the desired strength of the steel plate and the square steel pipe, it is desirable that Si is contained in an amount of more than 0.01%. However, if Si is contained in excess of 1.0%, the toughness decreases. Therefore, Si is set to 1.0% or less. Si is preferably 0.8% or less, more preferably 0.6% or less. More preferably, it is 0.03% or more.
Ｍｎ：０．５〜２．０％
Ｍｎは、固溶強化を介して鋼板および角形鋼管の強度を増加させる元素であり、所望の鋼板および角形鋼管の強度を確保するために、０．５％以上のＭｎの含有を必要とする。Ｍｎが０．５％未満の含有では、フェライト変態開始温度の上昇を招き、組織が過度に粗大化し、靱性が低下する。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、角形鋼管の現場での溶接時の割れの原因となる懸念がある。このため、Ｍｎは０．５〜２．０％とする。Ｍｎは、好ましくは１．８％以下であり、より好ましくは１．６％以下である。Ｍｎは、好ましくは０．６％以上であり、より好ましくは０．７％以上である。Mn: 0.5-2.0%
Mn is an element that increases the strength of the steel plate and the square steel pipe through solid solution strengthening, and the content of Mn of 0.5% or more is required to secure the desired strength of the steel plate and the square steel pipe. If Mn is less than 0.5%, the ferrite transformation start temperature is increased, the structure becomes excessively coarse, and the toughness is lowered. On the other hand, if 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 welding of the square steel pipe at the site. Therefore, Mn is set to 0.5 to 2.0%. Mn is preferably 1.8% or less, more preferably 1.6% or less. Mn is preferably 0.6% or more, more preferably 0.7% or more.
Ｐ：０．０３０％以下
Ｐは、フェライト粒界に偏析して、鋼板および角形鋼管の靭性を低下させる作用を有する元素である。本発明では、不純物としてできるだけ低減することが望ましい。しかし、過度の低減は、精錬コストの高騰を招くため、Ｐは０．００２％以上とすることが好ましい。なお、Ｐの含有は０．０３０％までは許容できる。このため、Ｐは０．０３０％以下とする。Ｐは、好ましくは０．０２５％以下である。Ｐは、より好ましくは０．０２０％以下である。P: 0.030% or less P is an element that segregates into ferrite grain boundaries and has the effect of reducing the toughness of steel sheets and square steel pipes. In the present invention, it is desirable to reduce impurities as much as possible. However, excessive reduction causes an increase in refining cost, so P is preferably 0.002% or more. The content of P is acceptable up to 0.030%. Therefore, P is set to 0.030% or less. P is preferably 0.025% or less. P is more preferably 0.020% or less.
Ｓ：０．０１５％以下
Ｓは、鋼中では硫化物として存在し、本発明の成分組成の範囲であれば、主としてＭｎＳとして存在する。ＭｎＳは、熱間圧延工程で薄く延伸され、鋼板および角形鋼管の延性および靭性に悪影響を及ぼす。このため、本発明ではできるだけＭｎＳを低減することが望ましい。しかし、過度の低減は、精錬コストの高騰を招くため、Ｓは０．０００２％以上とすることが好ましい。なお、Ｓの含有は０．０１５％までは許容できる。このため、Ｓは０．０１５％以下とする。Ｓは、好ましくは０．０１０％以下であり、より好ましくは０．００８％以下である。S: 0.015% or less S exists as a sulfide in steel, and mainly exists as MnS within the range of the component composition of the present invention. MnS is thinly stretched in the hot rolling process and adversely affects the ductility and toughness of steel sheets and square steel pipes. Therefore, in the present invention, it is desirable to reduce MnS as much as possible. However, excessive reduction causes an increase in refining cost, so S is preferably 0.0002% or more. The content of S is acceptable up to 0.015%. Therefore, S is set to 0.015% or less. S is preferably 0.010% or less, and more preferably 0.008% or less.
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、Ａｌは０．０１％以上の含有を必要とする。Ａｌは０．０１％未満では、Ｓｉ無添加の場合に脱酸力が不足し、酸化物系介在物が増加し、鋼板の清浄度が低下する。一方、０．０６％を超えるＡｌの含有は、固溶Ａｌ量が増加し、角形鋼管の長手溶接時（すなわち、角形鋼管の製造における鋼管長手方向の電縫溶接時）、特に大気中での溶接の場合に、溶接部に酸化物を形成させる危険性が高くなり、角形鋼管溶接部の靭性が低下する。このため、Ａｌは０．０１〜０．０６％にする。Ａｌは、好ましくは０．０２％以上である。また、Ａｌは、好ましくは０．０５％以下である。Al: 0.01-0.06%
Al is an element that acts as an antacid and also has an action of fixing N as AlN. In order to obtain such an effect, Al needs to be contained in an amount of 0.01% or more. If Al 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 sheet decreases. On the other hand, if the content of Al exceeds 0.06%, the amount of solid-dissolved Al increases, and during longitudinal welding of square steel pipes (that is, during electric welding in the longitudinal direction of steel pipes in the production of square steel pipes), especially in the atmosphere. In the case of welding, the risk of forming oxides in the welded portion increases, and the toughness of the square steel pipe welded portion decreases. Therefore, Al is set to 0.01 to 0.06%. Al is preferably 0.02% or more. Further, Al is preferably 0.05% or less.
Ｎ：０．００６％以下
Ｎは、転位の運動を強固に固着することで鋼板および角形鋼管の靭性を低下させる作用を有する元素である。本発明では、Ｎは不純物としてできるだけ低減することが望ましく、０．００６％までは許容できる。このため、Ｎは０．００６％以下とする。Ｎは、好ましくは０．００５％以下である。本発明では特に規定しないが、製造コストの観点より、Ｎは０．００１％以上とすることが好ましい。N: 0.006% or less N is an element that has the effect of reducing the toughness of steel sheets and square steel pipes by firmly fixing the motion of dislocations. In the present invention, it is desirable to reduce N as an impurity as much as possible, and up to 0.006% is acceptable. Therefore, N is set to 0.006% or less. N is preferably 0.005% or less. Although not particularly specified in the present invention, N is preferably 0.001% or more from the viewpoint of manufacturing cost.
残部はＦｅおよび不可避的不純物である。ただし、本発明の効果を損なわない範囲においては、不可避的不純物として、例えばＯ（酸素）：０．００５％以下を含有することを許容できる。 The balance is Fe and unavoidable impurities. However, as long as the effect of the present invention is not impaired, it is permissible to contain, for example, O (oxygen): 0.005% or less as an unavoidable impurity.
以上が本発明の基本の成分組成である。上記した必須元素で本発明で目的とする特性は得られるが、必要に応じて下記の元素を含有することができる。 The above is the basic composition of the present invention. Although the above-mentioned essential elements can obtain the properties desired in the present invention, the following elements can be contained as needed.
Ｎｂ：０．０５％以下、Ｔｉ：０．０５％以下、Ｖ：０．１０％以下のうちから選ばれた１種または２種以上
Ｎｂ、Ｔｉ、Ｖはいずれも、鋼中で微細な炭化物、窒化物を形成し、析出強化を通じて鋼の強度向上に寄与する元素である。このような効果を得るために、Ｎｂ、Ｔｉ、Ｖを含有する場合は、それぞれ、Ｎｂ：０．０５％以下、Ｔｉ：０．０５％以下、Ｖ：０．１０％以下とすることが好ましく、Ｎｂ：０．０４％以下、Ｔｉ：０．０４％以下、Ｖ：０．０８％以下とすることがより好ましい。Ｎｂ、Ｔｉ、Ｖを含有する場合は、それぞれ、Ｎｂ：０．００１％以上、Ｔｉ：０．００１％以上、Ｖ：０．００１％以上とすることが好ましく、Ｎｂ：０．００３％以上、Ｔｉ：０．００３％以上、Ｖ：０．００３％以上とすることがより好ましい。One or more selected from Nb: 0.05% or less, Ti: 0.05% or less, V: 0.10% or less Nb, Ti, V are all fine carbides in steel. , It is an element that forms nitride and contributes to the improvement of steel strength through precipitation strengthening. In order to obtain such an effect, when Nb, Ti, and V are contained, it is preferable that Nb: 0.05% or less, Ti: 0.05% or less, and V: 0.10% or less, respectively. , Nb: 0.04% or less, Ti: 0.04% or less, V: 0.08% or less, more preferably. When Nb, Ti, and V are contained, Nb: 0.001% or more, Ti: 0.001% or more, V: 0.001% or more are preferable, and Nb: 0.003% or more, respectively. It is more preferable that Ti: 0.003% or more and V: 0.003% or more.
なお、Ｎｂ、Ｔｉ、Ｖのうちから選ばれた２種以上を含有する場合には、合計で０．２％以下とすることが好ましく、０．００５％以上とすることが好ましい。 When two or more kinds selected from Nb, Ti, and V are contained, the total content is preferably 0.2% or less, and preferably 0.005% or more.
Ｂ：０．００８％以下
Ｂは、冷却過程のフェライト変態を遅延させ、低温変態フェライトの形成を促進し、鋼板および角形鋼管の強度を増加させる作用を有する元素である。Ｂの含有は、鋼板の降伏比、すなわち角形鋼管の降伏比の増加に繋がる。このため、本発明では、角形鋼管の降伏比が９０％以下となるような範囲であれば、強度を調整する目的で必要に応じてＢを含有できる。Ｂを含有する場合は、０．００８％以下とすることが好ましい。Ｂは、より好ましくは０．００１５％以下であり、さらに好ましくは０．０００８％以下である。Ｂは、好ましくは０．０００１％以上であり、より好ましくは０．０００３％以上である。B: 0.008% or less B is an element having an action of delaying the ferrite transformation in the cooling process, promoting the formation of low temperature transformed ferrite, and increasing the strength of the steel plate and the square steel pipe. The content of B leads to an increase in the yield ratio of the steel sheet, that is, the yield ratio of the square steel pipe. Therefore, in the present invention, B can be contained as necessary for the purpose of adjusting the strength as long as the yield ratio of the square steel pipe is within the range of 90% or less. When B is contained, it is preferably 0.008% or less. B is more preferably 0.0015% or less, still more preferably 0.0008% or less. B is preferably 0.0001% or more, and more preferably 0.0003% or more.
Ｃｒ：０．０１〜１．０％、Ｍｏ：０．０１〜１．０％、Ｃｕ：０．０１〜０．５０％、Ｎｉ：０．０１〜０．３０％、Ｃａ：０．００１〜０．０１０％のうちから選ばれた１種または２種以上
Ｃｒ：０．０１〜１．０％
Ｃｒは、焼入れ性を高めることで、鋼板および角形鋼管の強度を上昇させる元素であり、必要に応じて含有することができる。そのような効果を得るためにＣｒを含有する場合は、０．０１％以上のＣｒを含有することが好ましい。一方、１．０％を超えてＣｒを含有すると靱性や溶接性を低下させるおそれがあるので、Ｃｒを含有する場合は１．０％以下とすることが好ましい。Ｃｒは、より好ましくは０．０２％以上であり、より好ましくは０．８％以下である。Cr: 0.01 to 1.0%, Mo: 0.01 to 1.0%, Cu: 0.01 to 0.50%, Ni: 0.01 to 0.30%, Ca: 0.001 to One or more selected from 0.010% Cr: 0.01-1.0%
Cr is an element that increases the strength of steel sheets and square steel pipes by enhancing hardenability, and can be contained as necessary. When Cr is contained in order to obtain such an effect, it is preferable to contain Cr of 0.01% or more. On the other hand, if Cr is contained in excess of 1.0%, the toughness and weldability may be deteriorated. Therefore, when Cr is contained, it is preferably 1.0% or less. Cr is more preferably 0.02% or more, and more preferably 0.8% or less.
Ｍｏ：０．０１〜１．０％
Ｍｏは、焼入れ性を高めることで、鋼板および角形鋼管の強度を上昇させる元素であり、必要に応じて含有することができる。そのような効果を得るためにＭｏを含有する場合は、０．０１%以上のＭｏを含有することが好ましい。一方、１．０％を超えてＭｏを含有すると靱性を低下させるおそれがあるので、Ｍｏを含有する場合は１．０％以下とすることが好ましい。Ｍｏは、より好ましくは０．０２％以上であり、より好ましくは０．８％以下である。Mo: 0.01-1.0%
Mo is an element that increases the strength of steel plates and square steel pipes by enhancing hardenability, and can be contained as necessary. When Mo is contained in order to obtain such an effect, it is preferable to contain 0.01% or more of Mo. On the other hand, if Mo is contained in excess of 1.0%, the toughness may be lowered. Therefore, when Mo is contained, it is preferably 1.0% or less. Mo is more preferably 0.02% or more, and more preferably 0.8% or less.
Ｃｕ：０．０１〜０．５０％
Ｃｕは、固溶強化により鋼板および角形鋼管の強度を上昇させる元素であり、必要に応じて含有することができる。そのような効果を得るためにＣｕを含有する場合は、０．０１％以上のＣｕを含有することが好ましい。一方、０．５０％を超えてＣｕを含有すると靱性を低下させるおそれがあるので、Ｃｕを含有する場合は０．５０％以下とすることが好ましい。Ｃｕは、より好ましくは０．０２％以上であり、より好ましくは０．４％以下である。Cu: 0.01-0.50%
Cu is an element that increases the strength of steel sheets and square steel pipes by solid solution strengthening, and can be contained as needed. When Cu is contained in order to obtain such an effect, it is preferable to contain 0.01% or more of Cu. On the other hand, if Cu is contained in excess of 0.50%, the toughness may be lowered. Therefore, when Cu is contained, it is preferably 0.50% or less. Cu is more preferably 0.02% or more, and more preferably 0.4% or less.
Ｎｉ：０．０１〜０．３０％
Ｎｉは、固溶強化により鋼板および角形鋼管の強度を上昇させる元素であり、必要に応じて含有することができる。そのような効果を得るためにＮｉを含有する場合は、０．０１％以上のＮｉを含有することが好ましい。一方、０．３０％を超えてＮｉを含有するとフェライトの面積率が低下しやすくなるおそれがあるので、Ｎｉを含有する場合は０．３０％以下とすることが好ましい。Ｎｉは、より好ましくは０．０２％以上であり、より好ましくは０．２％以下である。Ni: 0.01 to 0.30%
Ni is an element that increases the strength of steel sheets and square steel pipes by solid solution strengthening, and can be contained as needed. When Ni is contained in order to obtain such an effect, it is preferable to contain 0.01% or more of Ni. On the other hand, if Ni is contained in excess of 0.30%, the area ratio of ferrite may easily decrease. Therefore, when Ni is contained, it is preferably 0.30% or less. Ni is more preferably 0.02% or more, and more preferably 0.2% or less.
Ｃａ：０．００１〜０．０１０％
Ｃａは、熱間圧延工程で薄く延伸されるＭｎＳ等の硫化物を、球状化することで鋼の靱性向上に寄与する元素であり、必要に応じて含有することができる。このような効果を得るためにＣａを含有する場合は、０．００１％以上のＣａを含有することが好ましい。一方、Ｃａ含有量が０．０１０％を超えると、鋼中にＣａ酸化物クラスターが形成され、靱性が悪化するおそれがある。このため、Ｃａを含有する場合は、Ｃａ含有量は０．００１〜０．０１０％とすることが好ましい。Ｃａは、より好ましくは０．００１５％以上であり、より好ましくは０．００５０％以下である。Ca: 0.001 to 0.010%
Ca is an element that contributes to improving the toughness of steel by spheroidizing sulfides such as MnS that are thinly stretched in the hot rolling process, and can be contained as needed. When Ca is contained in order to obtain such an effect, it is preferable to contain 0.001% or more of Ca. On the other hand, 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 preferably 0.001 to 0.010%. Ca is more preferably 0.0015% or more, and more preferably 0.0050% or less.
次に、本発明の角形鋼管の鋼組織の限定理由について説明する。 Next, the reason for limiting the steel structure of the square steel pipe of the present invention will be described.
本発明の角形鋼管における１／４ｔ位置の鋼組織は、主にフェライト、パーライトおよびベイナイトを有し、各組織の割合は、フェライト（Ｆ）の面積率に対するベイナイト（Ｂ）とパーライト（Ｐ）の面積率の合計の割合（（Ｂ＋Ｐ）／Ｆ）が２．０以上２０．０以下で、かつパーライトの面積率に対するベイナイトの面積率の割合（Ｂ／Ｐ）が５．０以上２０．０以下である。 The steel structure at the 1 / 4t position in the square steel pipe of the present invention mainly has ferrite, pearlite and bainite, and the ratio of each structure is that of bainite (B) and pearlite (P) with respect to the area ratio of ferrite (F). The total ratio of area ratios ((B + P) / F) is 2.0 or more and 20.0 or less, and the ratio of bainite area ratio to pearlite area ratio (B / P) is 5.0 or more and 20.0 or less. Is.
フェライトの面積率に対するベイナイトとパーライトの面積率の合計の割合：２．０以上２０．０以下
フェライトの面積率に対するベイナイトとパーライトの面積率の合計の割合が２．０未満では、強度を担うベイナイトやパーライトが不足し、所望の強度を得られない。一方、フェライトの面積率に対するベイナイトとパーライトの面積率の合計の割合が２０．０を超えると、冷間ロール成形による角形鋼管を製造する際にベイナイトやパーライトにひずみが分散しやすくなり、加工硬化しやすくなる。その結果、角部と平板部の強度差の小さい角形鋼管を得られない。Total ratio of bainite and pearlite area ratio to ferrite area ratio: 2.0 or more and 20.0 or less When the total ratio of bainite and pearlite area ratio to ferrite area ratio is less than 2.0, bainite is responsible for strength. And pearlite are insufficient, and the desired strength cannot be obtained. On the other hand, if the total ratio of the area ratio of bainite and pearlite to the area ratio of ferrite exceeds 20.0, strain is likely to be dispersed in bainite and pearlite when manufacturing a square steel tube by cold roll forming, and work hardening is likely to occur. It will be easier to do. As a result, it is not possible to obtain a square steel pipe having a small difference in strength between the corner portion and the flat plate portion.
パーライトの面積率に対するベイナイトの面積率の割合：５．０以上２０．０以下
パーライトの面積率に対するベイナイトの面積率の割合が５．０未満ではパーライトが過剰となり靱性が低下する。一方、パーライトの面積率に対するベイナイトの面積率の割合が２０．０を超えるとベイナイトにひずみが分散しやすくなり、加工硬化しやすくなる。その結果、角部と平板部の強度差の小さい角形鋼管を得られない。Ratio of bainite area ratio to pearlite area ratio: 5.0 or more and 20.0 or less If the ratio of bainite area ratio to pearlite area ratio is less than 5.0, pearlite becomes excessive and toughness decreases. On the other hand, if the ratio of the area ratio of bainite to the area ratio of pearlite exceeds 20.0, strain is likely to be dispersed in bainite, and work hardening is likely to occur. As a result, it is not possible to obtain a square steel pipe having a small difference in strength between the corner portion and the flat plate portion.
なお、一般的に、鋼板（熱延鋼板）を素材としてロール成形により製造される角形鋼管は、角部および平板部ともに１／４ｔ位置の鋼組織が同じになるため、平板部１／４ｔ位置あるいは角部の１／４ｔ位置のどちらで測定してもよい。ここでは、平板部の１／４ｔ位置の鋼組織を規定している。 In general, a square steel pipe manufactured by roll forming using a steel plate (hot-rolled steel plate) has the same steel structure at the 1 / 4t position in both the corner portion and the flat plate portion, so that the flat plate portion is located at the 1 / 4t position. Alternatively, measurement may be performed at either the 1 / 4t position of the corner portion. Here, the steel structure at the 1 / 4t position of the flat plate portion is defined.
本発明では、鋼管の３／１６ｔ位置〜５／１６ｔ位置の範囲内に、上述の鋼組織が存在していても同様に上述の効果は得られる。そのため、本発明において「１／４ｔ位置における鋼組織」とは、上記した３／１６ｔ位置〜５／１６ｔ位置の範囲のいずれかにおいて、上述の鋼組織が存在していることを意味する。 In the present invention, the above-mentioned effect can be obtained even if the above-mentioned steel structure is present within the range of the 3 / 16t position to the 5 / 16t position of the steel pipe. Therefore, in the present invention, the "steel structure at the 1 / 4t position" means that the above-mentioned steel structure exists in any of the above-mentioned ranges from the 3 / 16t position to the 5 / 16t position.
上記の鋼組織は、以下の方法で観察し、組織の種類および面積率（％）を求める。組織観察用試験片は、角形鋼管から採取し、圧延方向断面（Ｌ断面）が観察面となるように研磨し、ナイタール腐食を施して作製する。組織観察は、組織観察用試験片の表面（すなわち、角形鋼管の外表面）から板厚１／４ｔ位置における組織を観察の中心とし、光学顕微鏡（倍率：５００倍）または走査型電子顕微鏡（ＳＥＭ、倍率：５００倍）を用いて鋼組織を観察し、撮像する。ここで「ｔ」とは鋼板の厚さ（板厚）を示す。得られた組織写真から、画像解析装置（画像解析ソフト：Photoshop、Adobe社製)を用いて、組織の種類を特定し、各組織（フェライト、パーライト、ベイナイト）の面積率を算出する。各組織の面積率は、５視野以上で観察を行い、各視野で得られた値の平均値として求めた。 The above steel structure is observed by the following method, and the type of structure and area ratio (%) are determined. The test piece for structure observation is collected from a square steel pipe, polished so that the cross section in the rolling direction (L cross section) becomes the observation surface, and subjected to nital corrosion to prepare the test piece. For structure observation, the structure at a position of 1/4 t in thickness from the surface of the test piece for structure observation (that is, the outer surface of the square steel tube) is the center of observation, and an optical microscope (magnification: 500 times) or a scanning electron microscope (SEM) is used. , Magnification: 500 times) to observe and image the steel structure. Here, "t" indicates the thickness (plate thickness) of the steel plate. From the obtained tissue photograph, an image analysis device (image analysis software: Photoshop, manufactured by Adobe) is used to identify the type of structure and calculate the area ratio of each structure (ferrite, pearlite, bainite). The area ratio of each tissue was determined by observing in 5 or more visual fields and as an average value of the values obtained in each visual field.
次に、図１、図２を用いて、本発明の角形鋼管の製造方法について説明する。図１は、電縫鋼管の製造設備の一例を示す模式図である。図２は、角鋼管の成形過程を示す模式図である。 Next, the method for manufacturing the square steel pipe of the present invention will be described with reference to FIGS. 1 and 2. FIG. 1 is a schematic view showing an example of an electric resistance pipe manufacturing facility. FIG. 2 is a schematic view showing a molding process of a square steel pipe.
本発明の角形鋼管の製造方法は、鋼板に造管工程を施して角形鋼管とするものである。本発明の造管工程では、鋼板を冷間でロール成形して円筒状にした端面を溶接する。次いで、縦径／横径の比で０．９９以上１．０１以下の円筒状の丸形鋼管に成形した後、上下および左右に配置されたロールにより、さらに冷間で丸形鋼管を角状に成形し、角部と平板部を有する角形鋼管に成形する。 In the method for manufacturing a square steel pipe of the present invention, a steel plate is subjected to a pipe making process to obtain a square steel pipe. In the pipe making process of the present invention, a steel plate is coldly rolled and a cylindrical end face is welded. Next, after forming into a cylindrical round steel pipe with a vertical diameter / horizontal diameter ratio of 0.99 or more and 1.01 or less, the round steel pipe is further coldly formed into a square shape by rolls arranged vertically and horizontally. It is formed into a square steel pipe having a square portion and a flat plate portion.
まず、図１に示すように、電縫鋼管の素材である鋼帯１は、例えばレベラー２による入側矯正を施した後、複数のロールからなるケージロール群３で中間成形されてオープン管とされた後、複数のロールからなるフィンパスロール群４で仕上げ成形される。仕上げ成形の後は、スクイズロール５で圧接しながら鋼帯１の幅端部を溶接機６で電気抵抗溶接して、円筒状の電縫鋼管７となる。また、本発明では、電縫鋼管７の製造設備は図１のような造管工程に限定されない。
First, as shown in FIG. 1, the
その後、図２に示すように、電縫鋼管７は複数のロールからなるサイジングロール群（サイジングスタンド）８によって円筒状のまま縮径され、縦径／横径の比で０．９９以上１．０１以下の円筒状とされる。その後、複数のロールからなる角成形ロール群（角成形スタンド）９によって、順次Ｒ１、Ｒ２、Ｒ３のような形状に成形され、角形鋼管１０となる。なお、サイジングロール群８および角成形ロール群９のスタンド数は特に制限されない。
After that, as shown in FIG. 2, the
ここで、角状に成形する前に、縦径／横径の比で０．９９以上１．０１以下の円筒状に成形する理由について説明する。 Here, the reason for forming into a cylindrical shape having a vertical diameter / horizontal diameter ratio of 0.99 or more and 1.01 or less before forming into a square shape will be described.
本発明では、次の理由により、縦径／横径の比で０．９９以上１．０１以下とすることが重要である。一般に、ロール成形により鋼管を製造する場合、その過程において、スプリングバックの抑制を目的として円周方向に不均一なひずみを付与することが多い。しかし、最後に角形に成形することを前提とした場合には、その前段階である円筒形状の断面は必ずしも真円であることを必要としない。そのため、円筒状といっても角形鋼管を製造する途中段階では必ずしも真円ではなく、その結果、得られる角形鋼管は平板部と角部の特性差を小さくすることができない。このことから、本発明では、平板部と角部の特性差を小さくするために、前段階において形状を縦径／横径の比で０．９９以上１．０１以下の円筒状に成形することが必須である。 In the present invention, it is important that the ratio of vertical diameter / horizontal diameter is 0.99 or more and 1.01 or less for the following reasons. In general, when a steel pipe is manufactured by roll forming, a non-uniform strain is often applied in the circumferential direction for the purpose of suppressing springback in the process. However, on the premise that the shape is finally formed into a square shape, the cross section of the cylindrical shape, which is the previous step, does not necessarily have to be a perfect circle. Therefore, even if it is cylindrical, it is not necessarily a perfect circle in the middle of manufacturing a square steel pipe, and as a result, the obtained square steel pipe cannot reduce the characteristic difference between the flat plate portion and the square portion. From this, in the present invention, in order to reduce the characteristic difference between the flat plate portion and the corner portion, the shape is formed into a cylindrical shape having a vertical diameter / horizontal diameter ratio of 0.99 or more and 1.01 or less in the previous step. Is essential.
上記した縦径／横径の比で０．９９以上１．０１以下の円筒状に成形しなければ、平板部に比べて角部の塑性ひずみが大きくなりすぎる。その結果、角部に対する平板部のＹＳの比が０．８０未満、および角部に対する平板部のＴＳの比が０．９０未満となる。なお、平板部に比べて角部の塑性ひずみが大きくなることから、角部に対する平板部のＹＳの比が０．９０以下、および角部に対する平板部のＴＳの比が１．００以下となるのは当然である。したがって、本発明で目的とする平板部のＹＳを３５０ＭＰａ以上、ＴＳを５２０ＭＰａ以上であり、角部に対する平板部のＹＳの比を０．８０以上０．９０以下、角部に対する平板部のＴＳの比を０．９０以上１．００以下とするためには、縦径／横径の比を０．９９以上１．０１以下の円筒状に成形する。 Unless the shape is formed into a cylindrical shape having a vertical diameter / horizontal diameter ratio of 0.99 or more and 1.01 or less, the plastic strain of the corner portion becomes too large as compared with the flat plate portion. As a result, the ratio of YS of the flat plate portion to the corner portion is less than 0.80, and the ratio of TS of the flat plate portion to the corner portion is less than 0.90. Since the plastic strain of the corner portion is larger than that of the flat plate portion, the ratio of YS of the flat plate portion to the corner portion is 0.90 or less, and the ratio of TS of the flat plate portion to the corner portion is 1.00 or less. Of course. Therefore, the YS of the flat plate portion, which is the object of the present invention, is 350 MPa or more, the TS is 520 MPa or more, the ratio of the YS of the flat plate portion to the corner portion is 0.80 or more and 0.90 or less, and the TS of the flat plate portion with respect to the corner portion. In order to make the ratio 0.90 or more and 1.00 or less, the vertical diameter / horizontal diameter ratio is formed into a cylindrical shape of 0.99 or more and 1.01 or less.
また、上記した縦径／横径の比で０．９９以上１．０１以下の円筒状に成形することにより、角成形の際に均等に角部を成形できるため、角部のＲは（２．３×ｔ）以上（２．９×ｔ）以下（ここで、ｔは板厚である。）とすることができる。角部のＲが（２．３×ｔ）以上（２．９×ｔ）以下（ここで、ｔは板厚である。）となることにより、角部と平板部の強度差を小さくすることができる。 Further, by molding into a cylindrical shape having a vertical diameter / horizontal diameter ratio of 0.99 or more and 1.01 or less, the corners can be uniformly molded at the time of square molding, so that the R of the corners is (2). It can be .3 × t) or more (2.9 × t) or less (where t is the plate thickness). By making the R of the corner portion equal to or greater than (2.3 × t) (2.9 × t) or less (where t is the plate thickness), the difference in strength between the corner portion and the flat plate portion is reduced. Can be done.
以上より、本発明によれば、平板部のＹＳが３５０ＭＰａ以上、ＴＳが５２０ＭＰａ以上であり、角部に対する平板部のＹＳの比が０．８０以上０．９０以下、角部に対する平板部のＴＳの比が０．９０以上１．００以下、平板部の−４０℃のシャルピー吸収エネルギーが１００Ｊ以上、角部のＲが（２．３×ｔ）以上（２．９×ｔ）以下となるため、角部と平板部の強度差の小さい角形鋼管を得ることができる。この角形鋼管は、角部のＲが適切な大きさに制御され、さらに角部と平板部の強度差が小さいため、特に建築構造部材向け角形鋼管として好適に用いることができる。 From the above, according to the present invention, the YS of the flat plate portion is 350 MPa or more, the TS is 520 MPa or more, the ratio of the YS of the flat plate portion to the corner portion is 0.80 or more and 0.90 or less, and the TS of the flat plate portion with respect to the corner portion. The ratio of is 0.90 or more and 1.00 or less, the Charpy absorption energy at -40 ° C of the flat plate part is 100J or more, and the R of the corner part is (2.3 × t) or more and (2.9 × t) or less. , A square steel pipe having a small difference in strength between the corner portion and the flat plate portion can be obtained. Since the R of the corner portion is controlled to an appropriate size and the strength difference between the corner portion and the flat plate portion is small, this square steel pipe can be particularly suitably used as a square steel pipe for building structural members.
なお、上述したように、本発明の角形鋼管はその素材として、以下に説明する熱延工程、冷却工程および巻取工程をこの順に施して得られた鋼板（熱延鋼板）を好適に用いることができる。本発明では、この鋼板に対して上述した造管工程を施して角形鋼管としてもよい。 As described above, as the material of the square steel pipe of the present invention, a steel plate (hot-rolled steel plate) obtained by performing the hot-rolling step, the cooling step, and the winding step described below in this order is preferably used. Can be done. In the present invention, the steel sheet may be subjected to the above-mentioned pipe making process to form a square steel pipe.
本発明の角形鋼管の素材として好適な鋼板の製造方法の一例について説明する。 An example of a method for manufacturing a steel plate suitable as a material for a square steel pipe of the present invention will be described.
本発明の角形鋼管の素材として好適な鋼板の製造方法は、例えば、上述した成分組成を有する鋼素材に、以下に説明する条件で、熱間圧延工程（以下、熱延工程と称する。）、冷却工程および巻取工程をこの順に施して鋼板（熱延鋼板）とすることができる。 A method for producing a steel sheet suitable as a material for a square steel pipe of the present invention is, for example, a hot rolling step (hereinafter referred to as a hot rolling step) on a steel material having the above-mentioned composition under the conditions described below. A steel sheet (hot-rolled steel sheet) can be obtained by performing a cooling step and a winding step in this order.
例えば、上記した成分組成を有する鋼素材を加熱温度：１１００〜１３００℃に加熱した後、加熱炉から抽出後、粗圧延が終了するまでの間に、加熱された鋼素材に対して、鋼素材の板厚中心温度が１０００℃以上の状態で３０秒以上静止させる放置時間の回数を１回以上５回以下となるように制御した上で、粗圧延終了温度：１０００〜８００℃、仕上圧延開始温度：１０００〜８００℃、仕上圧延終了温度：９００〜７５０℃とする熱間圧延工程を施して熱延板とする。次いで、熱間圧延工程後の熱延板に、冷却開始から１０ｓ間における０．２ｓ以上３．０ｓ未満の放冷を１回以上有し、熱延板の板厚中心温度での平均冷却速度：４〜２５℃／ｓ、冷却停止温度：５８０℃以下とする冷却工程を施す。次いで、冷却工程後の熱延板を巻取温度：５８０℃以下で巻取り、その後放冷する巻取工程を施して鋼板（熱延鋼板）を得る。 For example, after heating a steel material having the above-mentioned component composition to a heating temperature of 1100 to 1300 ° C., after extraction from a heating furnace, and before the completion of rough rolling, the steel material is compared with the heated steel material. Rough rolling end temperature: 1000 to 800 ° C, finish rolling start after controlling the number of times of leaving time to stand still for 30 seconds or more with the plate thickness center temperature of 1000 ° C or more to be 1 to 5 times or less. A hot rolling step of temperature: 1000 to 800 ° C. and finish rolling end temperature: 900 to 750 ° C. is performed to obtain a hot-rolled plate. Next, the hot-rolled plate after the hot-rolling step has one or more cooling releases of 0.2 s or more and less than 3.0 s within 10 s from the start of cooling, and the average cooling rate at the center temperature of the hot-rolled plate : Perform a cooling step of 4 to 25 ° C./s and a cooling stop temperature: 580 ° C. or lower. Next, the hot-rolled sheet after the cooling step is wound at a winding temperature of 580 ° C. or lower, and then a winding step of allowing to cool is performed to obtain a steel sheet (hot-rolled steel sheet).
以下に、各工程について詳細に説明する。なお、以下の製造方法の説明において、温度（℃）は、特に断らない限り鋼素材、シートバー、熱延板あるいは鋼板等の表面温度とする。これらの表面温度は、放射温度計等で測定することができる。平均冷却速度（℃／ｓ）は、特に断らない限り
（（冷却前の温度（℃）−冷却後の温度（℃））／冷却時間（ｓ））
で求められる値とする。Each step will be described in detail below. In the following description of the manufacturing method, the temperature (° C.) is the surface temperature of a steel material, a sheet bar, a hot-rolled plate, a steel plate, or the like unless otherwise specified. These surface temperatures can be measured with a radiation thermometer or the like. The average cooling rate (° C./s) shall be ((Temperature before cooling (° C.)-Temperature after cooling (° C.)) / Cooling time (s)) unless otherwise specified.
The value obtained in.
上記した成分組成を有する鋼素材（鋼スラブ）の溶製方法は、特に限定されず、転炉、電気炉、真空溶解炉等の公知の溶製方法を用いて溶製することができる。鋳造方法も特に限定されず、連続鋳造法等の公知の鋳造方法により、所望の寸法に製造することができる。なお、連続鋳造法に代えて、造塊−分塊圧延法を適用しても何ら問題はない。溶鋼にはさらに、取鍋精錬等の二次精錬を施してもよい。 The melting method of the steel material (steel slab) having the above-mentioned composition is not particularly limited, and melting can be performed by using a known melting method such as a converter, an electric furnace, or a vacuum melting furnace. The casting method is not particularly limited, and it can be manufactured to a desired size by a known casting method such as a continuous casting method. It should be noted that there is no problem even if the ingot-lump rolling method is applied instead of the continuous casting method. The molten steel may be further subjected to secondary refining such as ladle refining.
次いで、得られた鋼素材（鋼スラブ）に熱延工程を施す。熱延工程では、鋼素材を加熱温度：１１００〜１３００℃に加熱する。その後、加熱された鋼素材に粗圧延を施す。この際、鋼素材を加熱炉から抽出した後、粗圧延が終了するまでの間に、鋼素材の板厚中心温度が１０００℃以上の状態で３０秒以上静止させる放置時間の回数を１回以上５回以下となるように制御した上で、粗圧延終了温度：１０００〜８００℃とする粗圧延を施す。その後、仕上圧延開始温度：１０００〜８００℃、仕上圧延終了温度：９００〜７５０℃とする仕上圧延を施して熱延板とする。 Next, the obtained steel material (steel slab) is subjected to a hot spreading process. In the hot rolling process, the steel material is heated to a heating temperature of 1100 to 1300 ° C. Then, the heated steel material is roughly rolled. At this time, after the steel material is extracted from the heating furnace and before the rough rolling is completed, the number of times of leaving the steel material to stand still for 30 seconds or more at a plate thickness center temperature of 1000 ° C. or more is one or more times. After controlling the number of times to be 5 times or less, rough rolling is performed so that the rough rolling end temperature is 1000 to 800 ° C. After that, the finish rolling is performed so that the finish rolling start temperature is 1000 to 800 ° C. and the finish rolling end temperature is 900 to 750 ° C. to obtain a hot-rolled plate.
なお、熱延工程における鋼素材の板厚中心の温度は、伝熱解析により鋼素材断面内の温度分布を計算することにより求める。 The temperature at the center of the thickness of the steel material in the heat spreading process is obtained by calculating the temperature distribution in the cross section of the steel material by heat transfer analysis.
加熱温度：１１００〜１３００℃
鋼素材の加熱温度が１１００℃未満では、被圧延材の変形抵抗が大きくなり過ぎて、粗圧延機および仕上圧延機で耐荷重、圧延トルクの不足が生じ、圧延が困難となる。一方、加熱温度が１３００℃を超えると、オーステナイト結晶粒が粗大化し、粗圧延および仕上圧延でオーステナイト粒の加工および再結晶を繰返しても、細粒化することが困難となり、熱延鋼板における所望の靱性を確保することが困難となる。このため、鋼素材の加熱温度は１１００〜１３００℃とする。加熱温度は、好ましくは１２８０℃以下である。加熱温度は、好ましくは１１５０℃以上である。Heating temperature: 1100 to 1300 ° C
If the heating temperature of the steel material is less than 1100 ° C., the deformation resistance of the material to be rolled becomes too large, and the rough rolling mill and the finishing rolling mill lack the load capacity and rolling torque, which makes rolling difficult. On the other hand, when the heating temperature exceeds 1300 ° C., the austenite crystal grains become coarse, and even if the austenite grains are repeatedly processed and recrystallized by rough rolling and finish rolling, it becomes difficult to make them finer, which is desired in hot-rolled steel sheets. It becomes difficult to secure the toughness of. Therefore, the heating temperature of the steel material is set to 1100 to 1300 ° C. The heating temperature is preferably 1280 ° C. or lower. The heating temperature is preferably 1150 ° C. or higher.
なお、各圧延機の耐荷重、圧延トルクに余裕がある場合には、１１００℃以下Ａｒ３変態点以上の範囲の温度を、加熱温度として選択してもよい。 If there is a margin in the load capacity and rolling torque of each rolling mill, a temperature in the range of 1100 ° C. or lower and Ar3 transformation point or higher may be selected as the heating temperature.
加熱された鋼素材は、次いで粗圧延を施され、シートバー等とされる。 The heated steel material is then roughly rolled to form a seat bar or the like.
板厚中心温度が１０００℃以上の状態で３０秒以上静止させる放置時間の回数：１回以上５回以下
鋼素材を加熱炉から抽出した後、粗圧延が終了するまでの間に、鋼素材の板厚中心温度が１０００℃以上の状態で３０秒以上静止させる放置時間の回数を１回以上とすることにより、酸化スケールの成長が促進されて粗さが大きくなる。これにより、その後の冷却工程において表面近傍から１／４ｔ位置の冷却速度が増加し、フェライトの面積率に対するベイナイトとパーライトの面積率の合計の割合を２．０以上とすることができる。一方、上記した放置時間の回数は５回を超えるとスケールの成長が過剰となり、フェライトの面積率に対するベイナイトとパーライトの面積率の合計の割合が２０．０を超え、また、パーライトの面積率に対するベイナイトの面積率の割合が２０．０を超えることになる。上記した放置時間の回数は、好ましくは２回以上である。好ましくは４回以下である。放置時間の回数を２回以上とする場合には、複数台の粗圧延機を配列した設備を用いて、最初の粗圧延機の入側で放置することに加え、複数の粗圧延機間でも放置することなどによって、この回数を適宜設定すればよい。Plate thickness Number of times of leaving to stand still for 30 seconds or more when the center temperature is 1000 ° C or more: 1 time or more and 5 times or less After extracting the steel material from the heating furnace, until the rough rolling is completed, the steel material By setting the number of standing times of standing still for 30 seconds or more at a plate thickness center temperature of 1000 ° C. or higher to one or more, the growth of the oxide scale is promoted and the roughness is increased. As a result, in the subsequent cooling step, the cooling rate at the 1 / 4t position from the vicinity of the surface is increased, and the total ratio of the area ratio of bainite and pearlite to the area ratio of ferrite can be set to 2.0 or more. On the other hand, if the number of times of the above-mentioned leaving time exceeds 5, the scale growth becomes excessive, the total ratio of the area ratio of bainite and pearlite to the area ratio of ferrite exceeds 20.0, and the area ratio of pearlite. The ratio of the area ratio of bainite will exceed 20.0. The number of times of the above-mentioned leaving time is preferably 2 times or more. It is preferably 4 times or less. When the number of times of leaving time is set to 2 or more, in addition to leaving on the entrance side of the first rough rolling mill by using the equipment in which multiple rough rolling mills are arranged, even between multiple rough rolling mills. This number of times may be set appropriately by leaving it unattended.
粗圧延終了温度：１０００〜８００℃
加熱された鋼素材は、粗圧延により、オーステナイト粒が加工、再結晶されて微細化する。粗圧延終了温度が８００℃未満では、粗圧延機の耐荷重、圧延トルクの不足が生じやすくなる。一方、粗圧延終了温度が１０００℃を超えて高温となると、オーステナイト粒が粗大化し、鋼板および角形鋼管の靱性が低下しやすくなる。粗圧延終了温度は、好ましくは８２０℃以上であり、さらに好ましくは８４０℃以上である。粗圧延終了温度は、好ましくは９８０℃以下であり、さらに好ましくは９５０℃以下である。Rough rolling end temperature: 1000-800 ° C
Austenite grains are processed and recrystallized in the heated steel material by rough rolling to make it finer. If the rough rolling end temperature is less than 800 ° C., the load capacity and rolling torque of the rough rolling mill are likely to be insufficient. On the other hand, when the rough rolling end temperature exceeds 1000 ° C. and becomes high, the austenite grains become coarse and the toughness of the steel plate and the square steel pipe tends to decrease. The rough rolling end temperature is preferably 820 ° C. or higher, more preferably 840 ° C. or higher. The rough rolling end temperature is preferably 980 ° C. or lower, more preferably 950 ° C. or lower.
なお、この粗圧延終了温度は、鋼素材の加熱温度、上記の粗圧延中の冷却条件、粗圧延のパス間での滞留、鋼素材厚さ等を調整することにより達成できる。粗圧延が終了した段階での被圧延材の厚さ（シートバー等の厚さ）は、特に限定する必要はなく、仕上圧延で所望の製品厚さの製品板（熱延鋼板）とすることができればよい。例えば建築構造部材向け角形鋼管の製造では、製品厚さは１２〜２８ｍｍ程度が好ましい。 The rough rolling end temperature can be achieved by adjusting the heating temperature of the steel material, the cooling conditions during the rough rolling, the retention between the rough rolling passes, the thickness of the steel material, and the like. The thickness of the material to be rolled (thickness of the sheet bar, etc.) at the stage when the rough rolling is completed is not particularly limited, and a product plate (hot-rolled steel plate) having a desired product thickness for finish rolling shall be used. I wish I could. For example, in the production of square steel pipes for building structural members, the product thickness is preferably about 12 to 28 mm.
粗圧延後は、被圧延材は、例えばタンデム圧延機により仕上圧延を施され、熱延板とされる。 After rough rolling, the material to be rolled is finished rolled by, for example, a tandem rolling mill to be a hot-rolled plate.
仕上圧延開始温度：１０００〜８００℃
仕上圧延では、圧延加工および再結晶が繰り返され、オーステナイト（γ）粒の微細化が進行する。仕上圧延開始温度（仕上圧延入側温度）が低くなると、圧延加工により導入される加工歪が残存しやすくなり、γ粒の微細化を達成しやすい。仕上圧延開始温度が８００℃未満では、仕上圧延機内で鋼板表面近傍の温度がＡｒ３変態点以下となりフェライトが生成する危険性が増大する。仕上圧延前および仕上圧延中に生成したフェライトは、その後の仕上圧延加工により圧延方向に伸長したフェライト粒となり、靱性低下の原因となる。一方、仕上圧延開始温度が１０００℃を超えて高温となると、上記した仕上圧延によるγ粒の微細化効果が低減し、鋼板および角形鋼管の靱性が低下しやすくなる。このため、仕上圧延開始温度は８００〜１０００℃とする。仕上圧延開始温度は、好ましくは８２５〜９７５℃である。Finish rolling start temperature: 1000-800 ° C
In finish rolling, rolling and recrystallization are repeated, and miniaturization of austenite (γ) grains progresses. When the finish rolling start temperature (finish rolling inlet side temperature) becomes low, the machining strain introduced by the rolling process tends to remain, and the miniaturization of γ grains is likely to be achieved. If the finish rolling start temperature is less than 800 ° C., the temperature near the surface of the steel sheet in the finish rolling mill becomes equal to or lower than the Ar3 transformation point, and the risk of ferrite formation increases. The ferrite generated before and during the finish rolling becomes ferrite grains elongated in the rolling direction by the subsequent finish rolling, which causes a decrease in toughness. On the other hand, when the finish rolling start temperature exceeds 1000 ° C. and becomes high, the effect of miniaturization of γ grains by the finish rolling described above is reduced, and the toughness of the steel plate and the square steel pipe is likely to be lowered. Therefore, the finish rolling start temperature is set to 800 to 1000 ° C. The finish rolling start temperature is preferably 825 to 975 ° C.
仕上圧延終了温度：９００〜７５０℃
仕上圧延終了温度（仕上圧延出側温度）が９００℃を超えて高温となると、仕上圧延時に付加される加工ひずみが不足し、γ粒の微細化が達成されず、鋼板および角形鋼管の靱性が低下しやすくなる。一方、仕上圧延終了温度が７５０℃未満では、仕上圧延機内で鋼板表面近傍の温度がＡｒ３変態点以下となり、圧延方向に伸長したフェライト粒が形成され、フェライト粒が混粒となる。これにより、靱性が低下する危険性が増大する。このため、仕上圧延終了温度は９００〜７５０℃とする。仕上圧延終了温度は、好ましくは８５０℃以下である。好ましくは７７０℃以上である。Finish rolling end temperature: 900-750 ° C
When the finish rolling end temperature (finish rolling output side temperature) exceeds 900 ° C., the processing strain applied during finish rolling is insufficient, γ grain miniaturization is not achieved, and the toughness of steel sheets and square steel pipes is reduced. It tends to decrease. On the other hand, when the finish rolling end temperature is less than 750 ° C., the temperature near the surface of the steel sheet in the finish rolling mill becomes equal to or lower than the Ar3 transformation point, ferrite grains elongated in the rolling direction are formed, and the ferrite grains are mixed. This increases the risk of reduced toughness. Therefore, the finish rolling end temperature is set to 900 to 750 ° C. The finish rolling end temperature is preferably 850 ° C. or lower. It is preferably 770 ° C. or higher.
次いで、熱延工程で得られた熱延板に冷却工程を施す。 Next, a cooling step is performed on the hot-rolled plate obtained in the hot-rolling step.
冷却開始から１０ｓ間における０．２ｓ以上３．０ｓ未満の放冷の回数：１回以上
本発明では、熱延工程で得られた熱延板の冷却を開始してから１０秒間（１０ｓ間）を初期冷却とする。冷却工程の初期冷却では、０．２ｓ以上３．０ｓ未満の放冷を１回以上設けて冷却する。これは、鋼板の表裏面において、マルテンサイト組織の生成を抑制するために行なう。初期冷却において、放冷を設けないか、あるいは放冷が０．２ｓ未満の場合、マルテンサイト組織が生成し、鋼板および角形鋼管の靱性が低下する。また、初期冷却において、放冷が３．０ｓ以上の場合、ベイナイトが不足し、主にフェライトおよびパーライトからなる組織となり、所望の鋼組織を得ることができない。このため、冷却工程の初期冷却中に行う１回の放冷時間は、０．２ｓ以上３．０ｓ未満とする。１回の放冷時間は、好ましくは０．４ｓ以上であり、好ましくは２．０ｓ以下である。Number of times of cooling of 0.2 s or more and less than 3.0 s during 10 s from the start of cooling: 1 time or more In the present invention, 10 seconds (10 s) after starting cooling of the hot-rolled plate obtained in the hot-rolling step. Is the initial cooling. In the initial cooling of the cooling step, cooling is provided at least once for 0.2 s or more and less than 3.0 s for cooling. This is done to suppress the formation of martensite structure on the front and back surfaces of the steel sheet. In the initial cooling, if no cooling is provided or the cooling is less than 0.2 s, a martensite structure is formed and the toughness of the steel plate and the square steel pipe is lowered. Further, in the initial cooling, when the cooling rate is 3.0 s or more, bainite is insufficient and the structure is mainly composed of ferrite and pearlite, and a desired steel structure cannot be obtained. Therefore, one cooling time performed during the initial cooling of the cooling step is set to 0.2 s or more and less than 3.0 s. The cooling time at one time is preferably 0.4 s or more, and preferably 2.0 s or less.
上記効果を得るためには、初期冷却中に行う放冷の回数は、１回以上を必要とする。なお、放冷の回数は、冷却設備の配列や冷却停止温度などによって適宜設定すればよい。ここで、放冷とは自然冷却とする。放冷の回数の上限は特に限定しないが、生産性の観点より、好ましくは１０回以下とする。放冷の回数を複数回とする場合には、例えば後述する水冷用のノズルの一部区間におけるノズルからの水の噴射を停止することにより、間欠噴射とするなどによって適宜設定すればよい。 In order to obtain the above effect, the number of times of cooling allowed during the initial cooling needs to be one or more. The number of times of cooling may be appropriately set depending on the arrangement of cooling equipment, the cooling stop temperature, and the like. Here, the cooling is naturally cooled. The upper limit of the number of times of cooling is not particularly limited, but from the viewpoint of productivity, it is preferably 10 times or less. When the number of times of cooling is set to a plurality of times, it may be appropriately set by, for example, intermittent injection by stopping the injection of water from the nozzle in a part section of the water cooling nozzle described later.
板厚中心温度での平均冷却速度：４〜２５℃／ｓ、冷却停止温度：５８０℃以下
冷却工程では、仕上圧延で得られた熱延板に、冷却開始から冷却停止（冷却終了）までの板厚中心温度での平均冷却速度が４〜２５℃／ｓ、冷却停止温度が５８０℃以下となる冷却を施す。冷却工程で施す冷却は、例えばノズルから水を噴射する、水柱冷却、スプレー冷却、ミスト冷却等の水冷（水冷却）や、冷却ガスを噴射するガスジェット冷却等で行われる。なお、熱延板（鋼板）の両面（表裏面）が同条件で冷却されるように熱延板の両面に冷却操作を施すことが好ましい。Plate thickness Average cooling rate at center temperature: 4 to 25 ° C / s, cooling stop temperature: 580 ° C or less In the cooling process, the hot-rolled plate obtained by finish rolling is cooled from the start to the stop (cooling end). Cooling is performed so that the average cooling rate at the center temperature of the plate thickness is 4 to 25 ° C./s and the cooling stop temperature is 580 ° C. or less. The cooling performed in the cooling step is performed by, for example, water cooling (water cooling) such as water column cooling, spray cooling, mist cooling, etc., in which water is injected from a nozzle, gas jet cooling in which cooling gas is injected, or the like. It is preferable to perform a cooling operation on both sides of the hot-rolled plate (steel plate) so that both sides (front and back surfaces) of the hot-rolled plate are cooled under the same conditions.
熱延板の板厚中心の平均冷却速度が４℃／ｓ未満では、パーライトの面積率に対するベイナイトの面積率の割合が５．０未満となり靱性が低下する。一方、平均冷却速度が２５℃／ｓを超えると、パーライトの面積率に対するベイナイトの面積率の割合が２０．０を超え、ベイナイトにひずみが分散しやすくなり、加工硬化しやすくなる。その結果、角部と平板部の強度差の小さい角形鋼管を得られなくなる。このため、熱延板の板厚中心の平均冷却速度は４〜２５℃／ｓとする。熱延板の板厚中心の平均冷却速度は、好ましくは５℃／ｓ以上であり、好ましくは１５℃／ｓ以下である。 If the average cooling rate at the center of the thickness of the hot-rolled plate is less than 4 ° C./s, the ratio of the bainite area ratio to the pearlite area ratio becomes less than 5.0, and the toughness decreases. On the other hand, when the average cooling rate exceeds 25 ° C./s, the ratio of the area ratio of bainite to the area ratio of pearlite exceeds 20.0, strain is easily dispersed in bainite, and work hardening is easily performed. As a result, it becomes impossible to obtain a square steel pipe having a small difference in strength between the corner portion and the flat plate portion. Therefore, the average cooling rate at the center of the thickness of the hot-rolled plate is set to 4 to 25 ° C./s. The average cooling rate at the center of the thickness of the hot-rolled plate is preferably 5 ° C./s or more, and preferably 15 ° C./s or less.
ここで、熱延板の板厚中心の平均冷却速度は、
（（冷却開始時の板厚中心の温度（℃）−冷却停止時の板厚中心の温度（℃））／冷却時間（ｓ））
で求められる。熱延板の板厚中心の温度は、伝熱解析により鋼板断面内の温度分布を計算することにより求める。Here, the average cooling rate at the center of the thickness of the hot-rolled plate is
((Temperature at the center of plate thickness at the start of cooling (° C.)-Temperature at the center of plate thickness at the start of cooling (° C.)) / Cooling time (s))
Is required by. The temperature at the center of the thickness of the hot-rolled sheet is obtained by calculating the temperature distribution in the cross section of the steel sheet by heat transfer analysis.
冷却停止温度が５８０℃を超えると、パーライトの面積率に対するベイナイトの面積率の割合が５．０未満となり靱性が低下する。冷却停止温度は、好ましくは５６０℃以下である。 When the cooling stop temperature exceeds 580 ° C., the ratio of the area ratio of bainite to the area ratio of pearlite becomes less than 5.0, and the toughness decreases. The cooling stop temperature is preferably 560 ° C. or lower.
なお、所望の１／４ｔ位置の鋼組織を得るためには、熱延板の表面温度で７５０〜６５０℃の温度域における平均冷却速度は２０℃／ｓ以上とすることが好ましい。この温度域での平均冷却速度が２０℃／ｓ未満では、パーライトの面積率に対するベイナイトの面積率の割合が５．０未満となる場合がある。熱延板の表面温度で７５０〜６５０℃の温度域における平均冷却速度は８０℃／ｓ以下とすることが好ましい。この温度域での平均冷却速度が８０℃／ｓを超えると、パーライトの面積率に対するベイナイトの面積率の割合が２０．０超えとなる場合がある。また、パーライトとベイナイトの生成量を制御するため、仕上圧延終了から直ちに（５秒以内に）冷却工程を開始することが好ましい。 In order to obtain a steel structure at a desired 1 / 4t position, the average cooling rate in the temperature range of 750 to 650 ° C. at the surface temperature of the hot-rolled plate is preferably 20 ° C./s or more. If the average cooling rate in this temperature range is less than 20 ° C./s, the ratio of the area ratio of bainite to the area ratio of pearlite may be less than 5.0. The average cooling rate in the temperature range of 750 to 650 ° C. at the surface temperature of the hot-rolled plate is preferably 80 ° C./s or less. If the average cooling rate in this temperature range exceeds 80 ° C./s, the ratio of the area ratio of bainite to the area ratio of pearlite may exceed 20.0. Further, in order to control the amount of pearlite and bainite produced, it is preferable to start the cooling step immediately (within 5 seconds) from the end of finish rolling.
次いで、冷却終了後の熱延板に巻取工程を施して鋼板（熱延鋼板）を得る。 Next, the hot-rolled plate after cooling is subjected to a winding process to obtain a steel plate (hot-rolled steel plate).
巻取温度：５８０℃以下
巻取工程では、熱延板を巻取温度：５８０℃以下で巻取り、その後放冷する工程を施す。巻取温度が５８０℃を超えると、巻取り後にフェライト変態とパーライト変態が進行して、パーライトの割合が過剰となり、鋼板および角形鋼管の靱性が低下する。このため、巻取温度は５８０℃以下とする。巻取温度は、好ましくは５５０℃以下である。なお、巻取温度を低くしても材質上の問題は生じないが、巻取温度が４００℃未満となると、特に板厚が２５ｍｍを超えるような厚肉鋼板では、巻取り変形抵抗が多大になり、きれいに巻き取れない場合がある。このため、巻取り温度は４００℃以上とすることが好ましい。Winding temperature: 580 ° C. or less In the winding process, the hot rolled plate is wound at a winding temperature: 580 ° C. or less, and then allowed to cool. When the winding temperature exceeds 580 ° C., ferrite transformation and pearlite transformation proceed after winding, the proportion of pearlite becomes excessive, and the toughness of the steel plate and the square steel pipe decreases. Therefore, the winding temperature is set to 580 ° C. or lower. The take-up temperature is preferably 550 ° C. or lower. Although there is no problem with the material even if the take-up temperature is lowered, when the take-up temperature is less than 400 ° C., the take-up deformation resistance becomes large especially in a thick steel sheet having a plate thickness of more than 25 mm. It may not be able to be wound cleanly. Therefore, the winding temperature is preferably 400 ° C. or higher.
その後、巻取工程後の鋼板（熱延鋼板）に上述の造管工程を施して角形鋼管を得る。 Then, the steel sheet (hot-rolled steel sheet) after the winding process is subjected to the above-mentioned pipe making process to obtain a square steel pipe.
次に、本発明の角形鋼管を使用した建築構造物の一例について説明する。 Next, an example of a building structure using the square steel pipe of the present invention will be described.
図３は、本発明の実施形態に係る建築構造物を模式的に示す斜視図である。図３に示すように、本実施形態の建築構造物は、本発明の角形鋼管１１が複数立設され、柱材として用いられている。隣り合う角形鋼管１１の間には、Ｈ形鋼等の鋼材からなる大梁１４が複数架設されている。また、隣り合う大梁１４の間には、Ｈ形鋼等の鋼材からなる小梁１５が複数架設されている。角形鋼管１１とダイアフラム１６とを溶接し、それに大梁１４となるＨ型鋼を溶接することによって、隣り合う角形鋼管１１の間にＨ形鋼等の鋼材からなる大梁１４が架設されている。また、壁等の取り付けのため、必要に応じて間柱１７が設けられる。
FIG. 3 is a perspective view schematically showing a building structure according to an embodiment of the present invention. As shown in FIG. 3, in the building structure of the present embodiment, a plurality of
本発明の建築構造物は、角部と平板部の強度差が小さい本発明の角形鋼管１１を使用するため、角形鋼管１１とダイアフラム１６とを溶接する溶接材料の選定が容易となり、アンダーマッチなどの溶接材料との強度差が生じにくい。アンダーマッチが生じにくいことにより、溶接部における破断などのトラブルを抑止できる。また、角形鋼管１１の角Ｒ（角部のＲ）が適切な大きさに制御されているため、断面が直角である他の構造部材との組み合わせが容易である。また、角形鋼管１１の角Ｒが適切な大きさに制御されていることにより、より大きな外力に耐えることができ、耐震性などが向上する。
Since the building structure of the present invention uses the
以下、本発明の更なる理解のために実施例を用いて説明する。なお、以下の実施例は本発明を何ら限定するものではない。 Hereinafter, examples will be used for further understanding of the present invention. The following examples do not limit the present invention in any way.
＜実施例１＞
本発明の角形鋼管について説明する。<Example 1>
The square steel pipe of the present invention will be described.
溶鋼を転炉で溶製し、連続鋳造法で表１に示す成分組成のスラブ（鋼素材：肉厚２５０ｍｍ）とした。それらのスラブ（鋼素材）を、表２−１および表２−２に示す条件で加熱温度に加熱した後、熱間圧延工程、冷却工程、巻取工程を施した後、放冷し、板厚：１６〜２８ｍｍの鋼板（熱延鋼板）とした。なお、仕上圧延終了後、直ちに（５秒以内に）冷却工程を開始した。冷却は水冷で行った。初期冷却中の放冷は、冷却開始から１０ｓ間の初期冷却中に、水冷を行わない放冷区間を設けることで行った。その後、得られた鋼板を素材として、表２−１および表２−２に示す条件で冷間でのロール成形により丸形鋼管とし、次いで、冷間でロール成形により角形鋼管（４００〜５５０ｍｍ角）とした。 The molten steel was melted in a converter to obtain a slab (steel material: wall thickness 250 mm) having the composition shown in Table 1 by a continuous casting method. These slabs (steel materials) are heated to the heating temperature under the conditions shown in Table 2-1 and Table 2-2, and then subjected to a hot rolling step, a cooling step, and a winding step, and then allowed to cool to form a plate. A steel plate having a thickness of 16 to 28 mm (hot-rolled steel plate) was used. The cooling process was started immediately (within 5 seconds) after the finish rolling was completed. Cooling was done by water cooling. The cooling during the initial cooling was performed by providing a cooling section in which water cooling was not performed during the initial cooling for 10 seconds from the start of cooling. Then, using the obtained steel sheet as a material, a round steel pipe was formed by cold roll forming under the conditions shown in Tables 2-1 and 2-2, and then a square steel pipe (400 to 550 mm square) was obtained by cold roll forming. ).
本発明の実施例では、得られた角形鋼管から試験片をそれぞれ採取して、組織観察、引張試験、シャルピー衝撃試験、角部のＲの測定をそれぞれ実施した。なお、組織観察は上記の方法で観察し、測定した。また、引張試験、シャルピー衝撃試験の試験方法、および角部のＲの測定方法は次の通りとした。
（１）角形鋼管引張試験
得られた角形鋼管の平板部および角部から、引張方向が管長手方向となるように、ＪＩＳ５号引張試験片を採取した。次いで、ＪＩＳ Ｚ ２２４１（２０１１）の規定に準拠して引張試験を実施し、降伏強さＹＳ、引張強さＴＳを測定した。得られた測定値を用いて、（降伏強さ）／（引張強さ）×１００（％）で定義される降伏比ＹＲ（％）を算出した。
（２）角形鋼管衝撃試験
得られた角形鋼管の平板部の板厚１／４ｔ位置から、試験片長手方向が管周方向となるように、Ｖノッチ試験片を採取した。次いで、ＪＩＳ Ｚ ２２４２（２０１１）の規定に準拠して、試験温度：−４０℃で、シャルピー衝撃試験を実施し、吸収エネルギー（Ｊ）を求めた。なお、試験片の本数は各３本とし、各３本の平均値を表４−１および表４−２に示す衝撃試験結果の値とした。
（３）角部のＲ（角Ｒ）の測定方法
得られた角形鋼管から、管軸方向に対して垂直な断面１０箇所を任意で切出し、垂直断面の４隅にある角部の曲率半径を測定し、その平均値をその断面の角部のＲとした。具体的には、図４に示すように、鋼管の溶接部（シーム部）を０°とし、この０°を基準として、４５°、１３５°、２２５°、３１５°の位置をそれぞれ角部中央とした場合、角部の曲率半径とは、管の中心を起点とし隣り合う辺と４５°をなす線（Ｌ）と、角部外側（角部の管外表面側）との交点での曲率半径をいう。角部の曲率半径は、上記Ｌ上に中心を置き、角形鋼管の平坦部と円弧部との接続点（Ａ、Ａ’）に向かって引かれる線で定まる中心角が６５°となるような扇形の半径とする。なお、図４に示した「ｔ」は板厚であり、「Ｈ」は外形の辺の長さを指す。曲率半径の算出方法としては、例えば、３点（角部外側の交点、および、平坦部と円弧部との接続点である２点）の距離関係の測定結果から正弦定理を用いて曲率半径を算出する方法や、前記３点の領域内のコーナー部とよく一致するラジアルゲージから曲率半径を計測する方法などがあるが、この限りではない。本実施例では、角部の曲率半径の測定にはラジアルゲージを使用した。なお、角Ｒは、上記したように管軸方向に対して垂直な断面１０箇所の平均値とした。In the examples of the present invention, test pieces were taken from the obtained square steel pipes, and microstructure observation, tensile test, Charpy impact test, and corner radius measurement were performed, respectively. The tissue was observed and measured by the above method. The test method of the tensile test, the Charpy impact test, and the method of measuring the R of the corner are as follows.
(1) Tensile test of square steel pipe From the flat plate portion and the corner portion of the obtained square steel pipe, JIS No. 5 tensile test pieces were collected so that the tensile direction was the longitudinal direction of the pipe. Next, a tensile test was carried out in accordance with the provisions of JIS Z 2241 (2011), and the yield strength YS and the tensile strength TS were measured. Using the obtained measured values, the yield ratio YR (%) defined by (yield strength) / (tensile strength) × 100 (%) was calculated.
(2) Impact Test of Square Steel Pipe A V-notch test piece was taken from the
(3) Method for measuring R (angle R) of corners From the obtained square steel pipe, 10 cross sections perpendicular to the pipe axis direction are arbitrarily cut out, and the radii of curvature of the corners at the four corners of the vertical cross section are obtained. The measurement was performed, and the average value was taken as the radius of the corner of the cross section. Specifically, as shown in FIG. 4, the welded portion (seam portion) of the steel pipe is set to 0 °, and the positions of 45 °, 135 °, 225 °, and 315 ° are set at the center of each corner with reference to this 0 °. If, the radius of curvature of the corner is the curvature at the intersection of the line (L) that starts at the center of the pipe and forms 45 ° with the adjacent sides and the outside of the corner (the outer surface side of the pipe). Refers to the radius. The radius of curvature of the corner is centered on L, and the central angle determined by the line drawn toward the connection point (A, A') between the flat part and the arc part of the square steel pipe is 65 °. Use a fan-shaped radius. In addition, "t" shown in FIG. 4 is a plate thickness, and "H" indicates the length of the side of the outer shape. As a method of calculating the radius of curvature, for example, the radius of curvature is calculated using the law of sines from the measurement results of the distance relationship of three points (the intersection on the outside of the corner and the two points that are the connection points between the flat portion and the arc portion). There are a method of calculating and a method of measuring the radius of curvature from a radial gauge that matches well with the corners in the three points, but the present invention is not limited to this. In this example, a radial gauge was used to measure the radius of curvature of the corner. The angle R is an average value of 10 cross sections perpendicular to the pipe axis direction as described above.
得られた結果を表３−１、表３−２、表４−１および表４−２に示す。 The results obtained are shown in Table 3-1 and 3-2, Table 4-1 and Table 4-2.
本発明範囲であった発明例では、いずれも本発明の特性（平板部のＹＳが３５０ＭＰａ以上、ＴＳが５２０ＭＰａ以上、平板部と角部のＹＳの比が０．８０以上０．９０以下、平板部と角部のＴＳの比が０．９０以上１．００以下、平板部の−４０℃のシャルピー吸収エネルギーが１００Ｊ以上、角部のＲが（２．３×ｔ）以上（２．９×ｔ）以下）（ここで、ｔは板厚である。）を得られた。一方、本発明範囲を外れる比較例では、本発明の特性を得られなかった。 In the examples of the invention that were within the scope of the present invention, the characteristics of the present invention (YS of the flat plate portion is 350 MPa or more, TS is 520 MPa or more, the ratio of YS between the flat plate portion and the corner portion is 0.80 or more and 0.90 or less, the flat plate The ratio of TS between the corners is 0.90 or more and 1.00 or less, the charpy absorption energy at -40 ° C of the flat plate is 100J or more, and the R of the corners is (2.3 × t) or more (2.9 ×). t) or less) (where t is the plate thickness) was obtained. On the other hand, in the comparative example outside the scope of the present invention, the characteristics of the present invention could not be obtained.
１ 鋼帯
２ レベラー
３ ケージロール群
４ フィンパスロール群
５ スクイズロール
６ 溶接機
７ 電縫鋼管
８ サイジングロール群
９ 角成形ロール群
１０ 角形鋼管
１１ 角形鋼管
１４ 大梁
１５ 小梁
１６ ダイアフラム
１７ 間柱1
Claims (5)
成分組成は、質量％で、
Ｃ：０．０７〜０．２０％、
Ｓｉ：１．０％以下、
Ｍｎ：０．５〜２．０％、
Ｐ：０．０３０％以下、
Ｓ：０．０１５％以下、
Ａｌ：０．０１〜０．０６％、
Ｎ：０．００６％以下
を含有し、残部がＦｅおよび不可避的不純物からなり、
鋼管の外表面から板厚ｔの１／４ｔ位置における鋼組織は、フェライトの面積率に対するベイナイトとパーライトの面積率の合計の割合が２．０以上２０．０以下で、かつパーライトの面積率に対するベイナイトの面積率の割合が５．０以上２０．０以下であり、
前記平板部は、ＹＳが３５０ＭＰａ以上、ＴＳが５２０ＭＰａ以上であり、
前記角部に対する前記平板部のＹＳの比は０．８０以上０．９０以下、前記角部に対する前記平板部のＴＳの比は０．９０以上１．００以下であり、
前記平板部の−４０℃のシャルピー吸収エネルギーは１００Ｊ以上であり、
前記角部のＲは（２．３×ｔ）以上（２．９×ｔ）以下
である角形鋼管。A square steel pipe having a flat plate and corners,
Ingredient composition is mass%,
C: 0.07 to 0.20%,
Si: 1.0% or less,
Mn: 0.5-2.0%,
P: 0.030% or less,
S: 0.015% or less,
Al: 0.01-0.06%,
N: Contains 0.006% or less, the balance consists of Fe and unavoidable impurities,
In the steel structure at the position of 1/4 t of the plate thickness t from the outer surface of the steel pipe, the total ratio of the total area ratio of bainite and pearlite to the area ratio of ferrite is 2.0 or more and 20.0 or less, and the ratio to the area ratio of pearlite. The ratio of the area ratio of bainite is 5.0 or more and 20.0 or less.
The flat plate portion has a YS of 350 MPa or more and a TS of 520 MPa or more.
The ratio of YS of the flat plate portion to the corner portion is 0.80 or more and 0.90 or less, and the ratio of TS of the flat plate portion to the corner portion is 0.90 or more and 1.00 or less.
The Charpy absorption energy at −40 ° C. of the flat plate portion is 100 J or more.
A square steel pipe having an R of the corner portion of (2.3 × t) or more and (2.9 × t) or less.
記
Ａ群：Ｎｂ：０．０５％以下、Ｔｉ：０．０５％以下、Ｖ：０．１０％以下のうちから選ばれた１種または２種以上
Ｂ群：Ｂ：０．００８％以下
Ｃ群：Ｃｒ：０．０１〜１．０％、Ｍｏ：０．０１〜１．０％、Ｃｕ：０．０１〜０．５０％、Ｎｉ：０．０１〜０．３０％、Ｃａ：０．００１〜０．０１０％のうちから選ばれた１種または２種以上The square steel pipe according to claim 1, further containing one group or two or more groups selected from the following groups A to C in mass% in addition to the component composition.
Group A: Nb: 0.05% or less, Ti: 0.05% or less, V: 0.10% or less, one or more selected from Group B: B: 0.008% or less C Group: 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. One or more selected from 001 to 0.010%
鋼板を冷間でロール成形して円筒状にした端面を溶接し、縦径／横径の比で０．９９以上１．０１以下の円筒状に成形した後、角状に成形する造管工程を施す角形鋼管の製造方法。The method for manufacturing a square steel pipe according to claim 1 or 2.
A pipe making process in which a steel plate is coldly roll-formed to form a cylindrical end face, welded, formed into a cylindrical shape with a vertical / horizontal diameter ratio of 0.99 or more and 1.01 or less, and then formed into a square shape. A method of manufacturing a square steel pipe.
鋼素材に、熱間圧延工程、冷却工程、巻取工程および造管工程をこの順に施して角形鋼管を製造するに際し、
前記鋼素材を加熱温度：１１００〜１３００℃に加熱した後、
加熱炉から抽出後、粗圧延が終了するまでの間に、加熱された前記鋼素材に対して、板厚中心温度が１０００℃以上の状態で３０秒以上静止する回数を１回以上５回以下に制御した上で、粗圧延終了温度：１０００〜８００℃、仕上圧延開始温度：１０００〜８００℃、仕上圧延終了温度：９００〜７５０℃とする熱間圧延工程を施し、
次いで、冷却開始から１０ｓ間における０．２ｓ以上３．０ｓ未満の放冷を１回以上有し、板厚中心温度での平均冷却速度：４〜２５℃／ｓ、冷却停止温度：５８０℃以下とする冷却工程を施し、
次いで、巻取温度：５８０℃以下で巻取る巻取工程を施して鋼板とし、
次いで、前記巻取工程後の鋼板を冷間でロール成形して円筒状にした端面を溶接し、縦径／横径の比で０．９９以上１．０１以下の円筒状に成形した後、角状に成形する造管工程を施す角形鋼管の製造方法。The method for manufacturing a square steel pipe according to claim 1 or 2.
When a square steel pipe is manufactured by subjecting a steel material to a hot rolling process, a cooling process, a winding process, and a pipe making process in this order.
After heating the steel material to a heating temperature: 1100 to 1300 ° C.
From the extraction from the heating furnace to the end of rough rolling, the number of times the heated steel material is allowed to stand still for 30 seconds or more at a plate thickness center temperature of 1000 ° C. or more is 1 to 5 times. The hot rolling process was performed so that the rough rolling end temperature: 1000 to 800 ° C., the finish rolling start temperature: 1000 to 800 ° C., and the finish rolling end temperature: 900 to 750 ° C. were controlled.
Next, it has one or more cooling releases of 0.2 s or more and less than 3.0 s during 10 s from the start of cooling, the average cooling rate at the center temperature of the plate thickness: 4 to 25 ° C / s, and the cooling stop temperature: 580 ° C or less. A cooling process is applied to
Next, a winding process is performed at a winding temperature of 580 ° C. or lower to obtain a steel sheet.
Next, the steel sheet after the winding step is coldly roll-formed to form a cylindrical end face, and the end face is welded to form a cylindrical shape having a vertical diameter / horizontal diameter ratio of 0.99 or more and 1.01 or less. A method for manufacturing a square steel pipe, which is subjected to a pipe forming process for forming into a square shape.
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