JP7031477B2 - 熱延鋼板、角形鋼管、およびその製造方法 - Google Patents

Description

本発明は、熱延鋼板、角形鋼管、およびその製造方法に関する。

建築構造部材向けに、低降伏比高靭性角形鋼管というものがある。これは、熱延鋼板を素材として、丸形鋼管を造管したのち、この丸形鋼管を冷間でロール成形により角形鋼管（角コラム）に成形したものである。
この角形鋼管には、容易に破壊しないための衝撃特性（靭性）が要求される。また、角形鋼管には、降伏比（ＹＲ＝降伏応力（ＹＰ）／引張強さ（ＴＳ））が低いことが要求されている。角形鋼管に荷重が加わり変形し始めてから、さらに荷重が加わり破断するまでを考えたときに、角形鋼管の降伏比が低いことにより、変形から破壊までの時間がより長く持ちこたえるので、建築物に使用した際に安全である。

このような低降伏比高靭性角形鋼管の素材として用いられる熱延鋼板には、角形鋼管に成形するための高い成形性を備えつつ、角形鋼管に求められる靭性や降伏比ＹＲの特性値以上に、高い靭性や低い降伏比ＹＲが要求される。これら理由は次のようなことによる。
すなわち、角形鋼管は、熱延鋼板を素材として、丸形鋼管を造管したのち、この丸形鋼管を冷間でロール成形により角形鋼管（角コラム）に成形する。丸形鋼管から角形鋼管に成形する際には、角形鋼管のコーナー部は、丸形鋼管の丸形部分に追加して角状にする曲げ加工を受ける。このため、角形鋼管の素材として用いられる熱延鋼板には、厳しい加工を受けても割れることなく成形される高い成形性が要求される。この高い成形性を表す指標として、伸び（ＥＬ）から均一伸び（Ｕ．Ｅｌ）を引いた、局部伸びの値が高いことが求められる。また、角形鋼管の平坦部は、丸形形状に曲げた後に、逆に曲げ戻し加工を受ける。
そして、ロール成形によって冷間で製造される角形鋼管は、冷間歪が多く加わることによって降伏応力が上昇して、降伏比ＹＲが高くなり、靭性も大きく劣化してしまう。

このような、低降伏比高靭性角形鋼管用の鋼板（鋼材）は、例えば、特許文献１、２に開示されているものがある。

特許文献１では、特にＮを、Ｎと化合物を形成する元素の量との関係で規定し、さらに熱間圧延条件を規定することにより、低降伏比高靭性角形鋼管用鋼材を得ることが可能になるとしている。
特許文献２では、鋼板の状態で、降伏強さ：２１５ＭＰａ以上、引張強さ：４００～５１０ＭＰａの強度、７５％以下の低降伏比で、試験温度０℃におけるシャルピー衝撃試験の吸収エネルギー：１８０Ｊ以上となる高靭性を有することを特徴とする建築構造部材向け角形鋼管用厚肉熱延鋼板が示されている。この鋼板を用いることで、管軸方向で、降伏強さ：２９５～４４５ＭＰａ、引張強さ：４００～５５０ＭＰａの強度と、８０％以下の低降伏比で、試験温度０℃におけるシャルピー衝撃試験の吸収エネルギー：１５０Ｊ以上となる高靭性を有する建築構造部材向け角形鋼管を得ることができることが示されている。

この特許文献２では、素材として用いる熱延鋼板の合金組織（主相（フェライト）、第二相（ベイナイトおよびパーライト））のうち、特に第二相の存在が、冷間成形で製造された角形鋼管の降伏比ＹＲ、靭性に大きく影響すると述べている。そして、その影響は、通常用いられる第二相の体積分率、第二相の平均粒径では、うまく靭性を評価できないとして、第二相頻度＝（所定長さの線分と交叉する第二相粒の粒数）／（所定長さの線分と交叉する主相粒および第二相粒の合計粒数）を定義している。特許文献２では、この第二相頻度が０．２０～０．４２であり、主相と第二相とを含む平均結晶粒径が７～１５μｍである合金組織を有することを特徴とする鋼板が示されている。

特開平８－２４６０９５号公報 特開２０１２－１３２０８８号公報

しかしながら、建築構造部材向けの低降伏比高靭性角形鋼管には、更なる高強度化が求められている。高強度化を追求すると、靭性が劣化し、降伏比ＹＲは高くなるので、これらの特性をすべて高めることは困難であった。すなわち、十分に低降伏比高靭性で高強度な角形鋼管、およびそのような角形鋼管を製造できる熱延鋼板についての技術は未だになかった。

本発明は、降伏応力：３００～４６０ＭＰａ、引張強さ：４６０～６００ＭＰａの強度と、８５％以下の低降伏比で、試験温度－２０℃におけるシャルピー衝撃試験の吸収エネルギーｖＥ－２０℃：１８０Ｊ以上となる高靭性を有する熱延鋼板およびその製造方法を提供することを目的とする。
そして、この熱延鋼板により、管軸方向で、降伏応力：３６５～５１５ＭＰａ、引張強さ：４９０～６４０ＭＰａの強度と、９０％以下の低降伏比で、試験温度０℃におけるシャルピー衝撃試験の吸収エネルギーｖＥ０℃：７０Ｊ以上となる高靭性を有する角形鋼管を提供することを目的とする。

上記の課題を解決するための本発明の要旨は以下のとおりである。
〔１〕質量％で、
Ｃ ：０．０５０～０．１００％、
Ｓｉ：０．１０～０．３０％、
Ｍｎ：０．８０～１．４０％、
Ｐ ：０．０５０％以下、
Ｓ ：０．０２０％以下、
Ａｌ：０．０１０～０．０４０％、
Ｎ ：０．００６０％以下（０は含まない）、
Ｎｂ：０．０１５～０．０４５％を含有し、
残部がＦｅおよび不可避的不純物である熱延鋼板であり、
前記熱延鋼板の合金組織は、主相と第二相からなり、
前記主相は、フェライトであり、
前記主相の面積率が８５～９７％であり、
前記主相の硬さが、マイクロビッカース硬さ試験で１５０～２００Ｈｖであり、
前記第二相は、パーライト、またはパーライトおよびベイナイトであり、
前記第二相は、鋼板の１／４厚における下記（１）式により定義される第二相頻度が０．０５～０．１５であり、かつ、第二相面積率が３～１５％であり、
鋼板の１／４厚における主相と第二相の平均結晶粒径が１０～２５μｍである
ことを特徴とする熱延鋼板。
第二相頻度＝（所定長さの線分と交叉する第二相粒の粒数）／（所定長さの線分と交叉する主相粒および第二相粒の合計粒数） （１）
〔２〕さらに質量％で、前記Ｆｅの一部に代えて、
Ｔｉ：０～０．０８０％、
Ｖ ：０～０．１５０％、
Ｃｕ：０～０．４０％、
Ｎｉ：０～０．４０％、
Ｃｒ：０～０．４０％、
Ｍｏ：０～０．２２％、
の一種または二種以上を、
下記（２）式の範囲内で含むことを特徴とする〔１〕に記載の熱延鋼板。
Ｃｕ＋Ｎｉ＋Ｃｒ＋１．８×Ｍｏ≦０．４０％ （２）
〔３〕さらに質量％で、前記Ｆｅの一部に代えて、
Ｍｇ：０～０．０１００％、
Ｃａ：０～０．０１００％、
ＲＥＭ：０～０．１０００％、
Ｂ ：０～０．０１００％、
の一種または二種以上を含むことを特徴とする〔１〕または〔２〕に記載の熱延鋼板。
〔４〕〔１〕～〔３〕のいずれか１つに記載の成分組成を有するスラブについて、
前記スラブを加熱し、熱間粗圧延し、熱間仕上圧延して圧延材とし、前記圧延材を冷却し、巻取る熱延鋼板の製造方法であって、
前記加熱は、前記スラブを１１００～１２３０℃に加熱し、
前記熱間粗圧延は、出側温度を９００～１０６０℃で施し、
前記熱間仕上圧延は、
総圧下率を５５～８０％、
最終パスの圧下率を２～１０％、
仕上圧延終了温度を７５０～８４０℃で施し、
前記冷却は、
前記仕上圧延の終了から、冷却開始までの時間を、４～１０秒とし、
前記仕上圧延が終了し、前記冷却開始したときの１／４厚部の温度から、前記１／４厚部の冷却終了温度が５７０～６５０℃になるまで、１／４厚部の平均冷却速度が、１０～３０℃／秒となるように冷却し、
前記冷却後、前記巻取までは、前記１／４厚部の冷却終了温度から、前記巻取したときの１／４厚部の温度になるまで、１／４厚部の平均冷却速度が、５℃／秒以下となるように冷却し、
前記巻取は、
前記圧延材の巻取温度が５００～６５０℃で行うことを
特徴とする〔１〕～〔３〕のいずれか１つに記載の熱延鋼板の製造方法。
〔５〕〔１〕～〔３〕のいずれか１つに記載の熱延鋼板を素材として丸形鋼管に造管し、冷間成形により製造される角形鋼管であって、
管軸方向で、降伏応力が３６５～５１５ＭＰａ、引張強さが４９０～６４０ＭＰａ、降伏比が９０％以下で、０℃におけるシャルピー衝撃試験の吸収エネルギーが７０Ｊ以上であることを特徴とする角形鋼管。
〔６〕〔４〕に記載された熱延鋼板の製造方法によって製造された熱延鋼板を素材とし、前記素材を丸形鋼管に造管し、冷間成形して製造することを特徴とする〔５〕に記載の角形鋼管の製造方法。

本発明により、高強度、高靱性、低降伏比の建築構造部材向け角形鋼管用厚肉熱延鋼板が提供できる。そして、この熱延鋼板によって高強度、高靱性、低降伏比の角形鋼管が製造できる。本発明の高強度、高靱性、低降伏比の建築構造部材向け角形鋼管は、高強度、高靱性のため変形しがたく、変形しても変形から破壊までの時間がより長く持ちこたえるので、建築物に使用した際に安全である。

高靭性化のためには、結晶粒（平均結晶粒径）を小さくすることが有効であることが知られている。また、結晶粒を微細化すると、降伏応力が大きくなることも、Ｈａｌｌ－Ｐｅｔｃｈの式で知られている。

降伏比ＹＲを低くするためには、引張強さを大きくすることが必要なので、２相組織化し、フェライトの生成を促進し、フェライトの強度を下げるとともに、パーライト、またはパーライトおよびベイナイトである第二相を増やすことが有効である。しかしながら、これらの第二相を増やしすぎると、これらの硬質相を起点とした破壊が発生し、靭性は劣化する。

このように、高靱性化、あるいは高強度化のための結晶粒の微細化と、降伏比ＹＲを低くすることは二律背反となる。

そこで本発明においては、靱性を付与するために、Ｎｂを添加した。Ｎｂを添加し、熱間仕上げ圧延の圧延条件を調整し、熱間仕上げ圧延後の冷却速度を調整することで、γ粒を微細化し、平均結晶粒径の粗大化を抑制した。このように、平均結晶粒径を小さくすることで、靭性を確保する。また、Ｎｂを添加することで、Ｎｂの炭化物、または窒化物を析出させるＮｂの析出強化により強度を確保することができる。
熱間仕上げ圧延の圧延条件を調整し、熱間仕上げ圧延後の冷却条件を調整したことで、本願で得られたフェライトは、硬さが適切な範囲であり、本願で得られた第二相は、第二相頻度が適切な範囲であるので、降伏比ＹＲを低くすることができる。フェライトを生成させることにより、降伏比ＹＲを低くすることができる。

本発明について、各事項をさらに詳細に説明する。
（化学成分）
本発明の熱延鋼板、角形鋼管の成分組成について詳細に説明する。以下の％は、すべて質量％である。なお、本明細書中において、「～」を用いて表される数値範囲は、「～」の前後に記載される数値を下限値及び上限値として含む範囲を意味する。

Ｃ ：０．０５０～０．１００％。
Ｃは、熱延鋼板および角形鋼管に含有されると、固溶強化により強度を増加させる。また、第二相であるパーライトやベイナイトの形成に寄与する元素である。本発明が目的とする強度、靭性を確保するための後述の合金組織とするには、０．０５０％以上の含有を必要とする。一方、０．１００％を超える含有は、目的の合金組織が得られず、熱延鋼板の、さらには角形鋼管の引張特性、靭性を確保できなくなる。このため、Ｃは０．０５０～０．１００％の範囲に限定した。なお、好ましくは０．０７０～０．０９０％である。

Ｓｉ：０．１０～０．３０％。
Ｓｉは、固溶強化で熱延鋼板および角形鋼管の強度増加に寄与する元素であり、強度を確保するために０．１０％以上含有させる。一方、０．３０％を超える含有は、熱延鋼板表面に、赤スケールと称するファイアライトが形成しやすくなり、表面の外観性状が低下する場合が多くなる。このため、０．１０～０．３０％とする。なお、好ましくは０．１５～０．２５％である。

Ｍｎ：０．８０～１．４０％。
Ｍｎは、固溶強化を介して熱延鋼板および角形鋼板の強度を増加させる元素であり、目的の強度を確保するために、０．８０％以上の含有を必要とする。なお、０．８０％未満の含有では、フェライト変態開始温度の上昇を招き、合金組織が粗大化しやすい。一方、１．４０％を超えて含有すると、熱延鋼板の降伏応力が高くなりすぎるため、冷間成形して製造される角形鋼管の降伏比ＹＲが高くなり、目的の降伏比ＹＲを確保できなくなる。このため、Ｍｎは０．８０～１．４０％の範囲に限定した。なお、好ましくは０．９０～１．２０％である。

Ｐ ：０．０５０％以下。
Ｐは、フェライト粒界に偏析して、靭性を低下させる作用を有する元素であり、本発明では、不純物としてできるだけ低減することが好ましいが、過度の低減は、精錬コストの高騰を招くため、０．００２％以上とすることが好ましい。なお、０．０５０％までは許容できる。このため、Ｐは０．０５０％以下に限定した。なお、好ましくは０．０２５％以下である。

Ｓ ：０．０２０％以下。
Ｓは、熱延鋼板および角形鋼管中では硫化物として存在し、本発明の組成範囲であれば、主としてＭｎＳとして存在する。ＭｎＳは、熱間圧延工程で薄く延伸され、延性、靭性に悪影響を及ぼすため、本発明ではできるだけ低減することが好ましいが、過度の低減は、精錬コストの高騰を招くため、０．００２％以上とすることが好ましい。なお、０．０２０％までは許容できる。このため、Ｓは０．０２０％以下に限定した。なお、好ましくは０．０１０％以下である。

Ａｌ：０．０１０～０．０４０％。
Ａｌは、脱酸剤として作用するとともに、ＡｌＮとしてＮを固定する作用を有する元素である。このような効果を得るためには、０．０１０％以上の含有を必要とする。０．０１０％未満では、脱酸力が不足し、ＣＯガスが溶鋼内に捕捉された状態となり、熱延鋼板の表面性状や材質特性が悪化する。一方、０．０４０％を超える含有は、溶鋼中の酸素と反応した酸化物が介在物として多く含むようになるため、熱延鋼板及び角形鋼管の清浄度が低下し、靭性が低下する。また、角形鋼管の溶接部の靭性も低下する。このため、Ａｌは０．０１０～０．０４０％に限定した。なお、好ましくは０．０２０～０．０３０％である。

Ｎ ：０．００６０％以下（０は含まない）。
Ｎは、不純物として含まれ、熱延鋼板の延性、角形鋼管の溶接性が低下するため、本発明ではできるだけ低減することが好ましいが、０．００６０％までは許容できる。このため、Ｎは０．００６０％以下に限定した。なお、好ましくは０．００５０％以下である。

Ｎｂ：０．０１５～０．０４５％。
Ｎｂは、熱延鋼板および角形鋼管のフェライト硬さを確保し、平均結晶粒径を小さくし、第二相頻度を向上させるために、０．０１５％以上含有させる。Ｎｂを含有することで、熱延鋼板のフェライト硬さ、平均結晶粒径、第二相頻度が適正化し、熱延鋼板および角形鋼管の靱性と強度が向上する。一方、０．０４５％を超えると、主相の硬さ、第二相分率、第二相頻度が本発明の範囲を超過し、必要以上に平均結晶粒径が小さくするため、強度が高くなりすぎて靱性や局部伸びが確保できず、降伏比ＹＲも高くなる。なお、好ましくは０．０２０～０．０４０％である。

Ｆｅおよび不可避的不純物。
本発明の熱延鋼板および角形鋼管の成分組成は、以上の元素の他、Ｆｅおよび不可避的不純物からなる。Ｆｅは、主成分であり、不可避的不純物とは、熱延鋼板を製造する際の原材料に含まれる、あるいは製造の過程で混入する成分であり、意図的に鋼に含有させたものではない成分のことをいう。不可避的不純物として、例えば、Ｏ（酸素）が挙げられるが、Ｏについては、通常の鋼板の上限である０．００５％程度であればよい。その他の不純物成分については、特に規定しないが、Ｓｂ、Ａｓ等の元素が、原料のスクラップから不可避的不純物として混入する場合がある。しかしながら、不可避的不純物として混入するレベルの含有量では、本実施形態における熱延鋼板および角形鋼管の特性には著しい影響を与えない。

以上が必須元素、あるいは不可避的に含まれる元素についての説明であるが、次に、必要に応じてＦｅの一部に代えて、選択的に含有してもよい元素について説明する。

Ｔｉ：０～０．０８０％、
Ｖ ：０～０．１５０％。
Ｔｉ、Ｖはいずれも、炭化物、窒化物を形成し、結晶粒径を小さくする作用を有する元素であり、熱延鋼板および角形鋼管に含有させることにより、降伏比ＹＲが高くなる傾向となる。このため、本発明では、含有しないことが好ましいが、結晶粒を必要以上に極微細化しない範囲であれば、すなわち、フェライト相と第二相（パーライト、ベイナイト）を含む平均粒径で１０μｍ以上を確保できる範囲であれば、含有してもよい。このような含有範囲はそれぞれ、Ｔｉ：０．０８０％以下、Ｖ：０．１５０％以下である。

Ｃｕ：０～０．４０％、
Ｎｉ：０～０．４０％、
Ｃｒ：０～０．４０％、
Ｍｏ：０～０．２２％、の一種以上、かつ、
Ｃｕ＋Ｎｉ＋Ｃｒ＋１．８×Ｍｏ≦０．４０％ （２）

Ｃｕ、Ｎｉ、Ｃｒ、Ｍｏは、熱延鋼板および角形鋼管に含有させることによって強度が向上するため、Ｃｕ：０．４０％以下、Ｎｉ：０．４０％以下、Ｃｒ：０．４０％以下、Ｍｏ：０．２２％以下、かつ、上記（２）式を満たす範囲であればＦｅの一部に代えて含有させてもよい。しかしながら、これらの元素の各々の含有量が上限を超えるか、Ｃｕ＋Ｎｉ＋Ｃｒ＋１．８×Ｍｏが０．４０％を超えると、フェライト面積率が低く、第二相面積率が高く、平均結晶粒径が小さくなり、第二相頻度が高くなり、降伏比ＹＲが高くなる。より好ましくは、Ｃｕ＋Ｎｉ＋Ｃｒ＋１．８×Ｍｏが０．２０％以下である。一方、強度を向上させるためには、Ｃｕ＋Ｎｉ＋Ｃｒ＋１．８×Ｍｏは０．０５％以上が好ましい。

Ｍｇ：０～０．０１００％、
Ｃａ：０～０．０１００％、
ＲＥＭ：０～０．１０００％、
Ｂ ：０～０．０１００％。

Ｍｇ：０．０１００％以下。
Ｍｇは、微量の添加で酸化物、硫化物の形態制御に有効な元素であるため、０．０１００％以下であればＦｅの一部に代えて含有させてもよい。しかしながら、Ｍｇ含有量が０．０１００％を超えると、局部伸びが低下する。より好ましくは、０．００５０％以下である。一方、酸化物、硫化物の形態を制御するためには、Ｍｇ含有量は０．０００３％以上が好ましい。

Ｃａ：０．０１００％以下。
Ｃａは、微量の添加で酸化物、硫化物の形態制御に有効な元素であるため、０．０１００％以下であればＦｅの一部に代えて含有させてもよい。しかしながら、Ｃａ含有量が０．０１００％を超えると、局部伸びが低下する。より好ましくは、０．００２０％以下である。一方、酸化物、硫化物の形態を制御するためには、Ｃａ含有量は０．０００５％以上が好ましい。

ＲＥＭ：０．１０００％以下。
Ｓｃ、Ｙ、およびランタノイド元素の合計１７元素の総称であるＲＥＭは、微量の添加で酸化物、硫化物の形態制御に有効な元素であるため、０．１０００％以下であればＦｅの一部に代えて含有させてもよい。しかしながら、ＲＥＭ含有量が０．１０００％を超えると、局部伸びが低下する。より好ましくは、０．０３００％以下である。一方、酸化物、硫化物の形態を制御するためには、ＲＥＭ含有量は０．０００２％以上が好ましい。また、ＲＥＭとしては、Ｌａ、Ｃｅ、Ｙ、ミッシュメタルなどが好ましい。

Ｂ ：０～０．０１００％
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、すなわちアシュキュラーフェライト相の形成を促進し、鋼板強度を増加させる作用を有する元素であり、Ｂの含有は、鋼板の降伏比ＹＲ、したがって角形鋼管の降伏比ＹＲを増加させる。このため、本発明では、角形鋼管の降伏比ＹＲが９０％以下となるような範囲であれば、必要に応じて含有できる。このような範囲はＢ：０．０１００％以下である。

また、本発明の熱延鋼板は、Ｆｅの一部に代えて、Ｚｒ、Ｓｎ、Ｃｏ、Ｚｎ、Ｗを、合計で０．０５％以下であれば含有しても本発明の効果は損なわれない。このうちＳｎに関しては、０．０１％以下であることが好ましい。

（合金組織）
本発明は、成分組成を規定するとともに、熱延鋼板において、以下の要件を必須とする合金組織を規定した。

鋼板の１／４厚における主相と第二相の平均結晶粒径：１０～２５μｍ。
本発明の熱延鋼板の合金組織は、主相と第二相からなる。本発明において、主相（フェライト）と第二相（パーライト、ベイナイト）以外は存在しない。本発明の熱延鋼板は、主相であるフェライト相と第二相の平均結晶粒径が１０～２５μｍである組織を有する。
ここでいう「主相と第二相の平均結晶粒径」とは、主相であるフェライト相と第二相であるパーライト相、ベイナイト相を含んだ、全結晶粒について測定した平均結晶粒径を意味する。この平均結晶粒径の測定は、熱延鋼板の幅方向で１／４幅部の位置から採取した組織観察用試験片について、圧延方向断面（Ｌ断面）を研磨、ナイタール腐食を施し、板厚１／４ｔ位置を、光学顕微鏡（倍率：５００倍）、または走査型電子顕微鏡（倍率：５００倍）を用いて、板厚方向３００μｍ×圧延方向３００μｍの範囲を観察し、撮像し、画像処理して、切断法で板厚方向の粒径と圧延方向の粒径を求め、これらを単純平均して、平均粒径を算出するものとする。
上記した方法で測定された平均結晶粒径が、１０μｍ未満では、微細すぎて、熱延鋼板および角形鋼管の降伏比ＹＲが高くなる。一方、２５μｍを超えて粗大化すると、熱延鋼板および角形鋼管の靭性が低下する。

主相：フェライト。
本発明でいう、主相とは、Ｌ断面（圧延方向および板厚方向に平行な断面）において、圧延面から板厚方向に板厚ｔの１／４深さ位置１／４厚（１／４ｔ部）で、視野３００μｍ×３００μｍの範囲で観察し、３～１５％の面積率であるパーライト、またはパーライトおよびベイナイトを除いた残部である。すなわち、面積率で、８５～９７％を占める組織である。この主相が、フェライトであることを規定する。熱延鋼板の主相をフェライトとすることは、熱延鋼板および角形鋼管の靱性と局部伸びの確保と、降伏比ＹＲを低くするために必要である。

主相の硬さ：マイクロビッカース硬さ試験で１５０～２００Ｈｖ。
本発明の熱延鋼板の合金組織の大部分を占める主相の硬さが、マイクロビッカース硬さ試験で１５０Ｈｖ未満であると、組織を規定する他の条件との関係で、強度や靱性が十分ではない場合がある。一方、主相の硬さが２００Ｈｖを超えると、降伏比ＹＲが高くなり、また、硬化しすぎて熱延鋼板および角形鋼管の靱性が確保できない場合がある。なお、好ましくは１６０～１８０Ｈｖである。

第二相：パーライト、またはパーライトおよびベイナイト。
主相以外の第二相は、パーライト、またはパーライトおよびベイナイトである。第二相を主相のフェライトに比べて強度、硬度が高いパーライト、またはパーライトおよびベイナイトとすることで、必要な強度を確保する。

第二相の面積率：３～１５％
第二相の面積率は、主相以外のパーライト、またはパーライトおよびベイナイトの面積率である。第二相の面積率は、熱延鋼板のＬ断面（圧延方向および板厚方向に平行な断面）において、圧延面から板厚方向に板厚ｔの１／４深さ位置１／４厚（１／４ｔ部）で、視野３００μｍ×３００μｍの範囲で観察した際の第二相の面積率である。
第二相の面積率が３％未満であると、引張強さが不足するなど強度不足となる、また靱性も不足する。一方、１５％を超えると、必要以上に高強度化するため、熱延鋼板および角形鋼管の局部伸びが低下し、降伏比ＹＲが高くなる。また、靱性が低下することもある。

第二相頻度：０．０５～０．１５。
パーライト、または、パーライトおよびベイナイトからなる第二相は、０．０５～０．１５の第二相頻度を有する。第二相頻度が０．０５未満では、熱延鋼板の－２０℃におけるシャルピー衝撃試験の吸収エネルギーｖＥ－２０℃で、１８０Ｊ以上、建築構造部材用として角形鋼管に要求される、試験温度０℃におけるシャルピー衝撃試験の吸収エネルギーｖＥ０℃で、７０Ｊ以上という、所望の靭性を確保できなくなる。一方、第二相頻度が０．１５を超えると、熱延鋼板の降伏比ＹＲが、８５％超となり、冷間成形して得た角形鋼管の降伏比ＹＲが９０％超となる。このため、第二相頻度を０．０５～０．１５の範囲に限定した。なお、好ましくは０．０８～０．１２である。

なお、本発明でいう「第二相頻度」とは、つぎのようにして、求めた値である。
まず、素材である熱延鋼板の圧延方向断面（Ｌ断面）組織を光学顕微鏡、走査型電子顕微鏡を用いて撮像する。得られた組織写真に、圧延方向および板厚方向にそれぞれ、所定長さの線分（たとえば１２５μｍ）を所定本数（たとえば６本）だけ描き、該線分と交差する結晶粒の粒数を、主相、第二相の各相についてそれぞれ測定する。なお、線分の端部が結晶粒内に留まる場合には、０．５個とする。得られた、各線分と交差する第二相の合計粒数（第二相の粒数）と、得られた、各線分と交差する各相の粒数の合計粒数（総粒数）との比、（第二相の粒数）／（総粒数）を求め、第二相頻度と定義する。なお、各線分の所定長さは、組織の大きさに応じて適宜決定すればよい。

（製造方法）
次に、本発明の熱延鋼板の製造方法について説明する。本発明の製造方法は、上記の化学組成を有する溶鋼を製造する。製造された溶鋼から連続鋳造法などにより鋳片（スラブ）を製造する。このスラブを以下に規定する特定の条件によりスラブを加熱し、熱間粗圧延し、熱間仕上圧延して圧延材とし、圧延材を冷却し、巻取ることにより本発明の熱延鋼板を製造することができる。ただし、以下の製造工程は、製造方法の一例であって、本発明の熱延鋼板は、以下の製造方法によって限定されるものではない。

スラブ加熱温度：１１００～１２３０℃。
スラブの加熱温度が１１００℃未満では、被圧延材の変形抵抗が大きくなりすぎて、粗圧延機、仕上圧延機の耐荷重、圧延トルクの不足が生じ、圧延が困難となる。一方、１２３０℃を超えると、オーステナイト結晶粒が粗大化し、粗圧延、仕上圧延でオーステナイト粒の加工・再結晶を繰返しても、細粒化することが困難となり、所望の熱延鋼板の平均結晶粒径を確保することが困難となる。このため、スラブの加熱温度は１１００～１２３０℃に限定する。なお、より好ましくは１１５０～１２２０℃である。スラブ厚さは、通常用いられる２００～３５０ｍｍ程度でよく、特に限定されない。
なお、スラブ加熱温度は、加熱炉へスラブを装入したときのスラブの実測温度から、逐次、伝熱計算を行い求めた、スラブ厚方向の各点（５点以上）のスラブ温度の計算値を平均したものである。

熱間粗圧延の出側温度：９００～１０６０℃。
加熱されたスラブは、熱間粗圧延により、オーステナイト粒が加工、再結晶されて微細化する。熱間粗圧延の出側温度が９００℃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、１０６０℃を超えて高温となると、オーステナイト粒が粗大化し、その後に熱間仕上圧延を施しても、平均結晶粒径：２５μｍ以下という所望の平均結晶粒径を確保することが困難となる。このため、熱間粗圧延の出側温度は９００～１０６０℃の範囲に限定する。この熱間粗圧延の出側温度範囲は、スラブの加熱温度、熱間粗圧延のパス間での滞留、スラブ厚さ等を調整することにより達成できる。なお、シートバー厚は、後述する仕上圧延で、所望の製品厚さの製品板（熱延鋼板）とするときに、仕上圧延での総圧下率を確保できるように調整すればよい。本発明では、シートバー厚さは３２～６０ｍｍ程度が適当である。
なお、粗圧延の出側温度は、鋼板の表面を実測した温度である。

熱間仕上圧延。
熱間粗圧延に引き続き、熱間仕上圧延を施す。

総圧下率（以下、「圧下率１」ともいう）：５５～８０％。
熱間仕上圧延の総圧下率が５５％未満であると、平均結晶粒径が十分に小さくならず、第二相頻度も十分でない。その結果、熱延鋼板および角形鋼管の靱性が確保できない。一方、総圧下率が８０％を超えると、平均結晶粒径が小さくなりすぎ、第二相頻度が規定を超える。その結果、降伏応力が高くなりすぎ、局部伸びが低くなり、熱延鋼板および角形鋼管の降伏比ＹＲが高くなる。なお、総圧下率（圧下率１）は、以下（３）式のとおり定義する。
圧下率１＝（粗圧延後の板厚－仕上圧延後の板厚）／粗圧延後の板厚×１００％ （３）

最終パスの圧下率（以下、「圧下率２」ともいう）：２～１０％。
熱間仕上圧延の最終パスでは、それまでの圧延に比べて温度が落ちてきている。そのため、温度が低いので、再結晶することが少なくなり、微細歪が付与されやすい。熱間仕上圧延の最終パスの圧下率が１０％を超えると、微細歪の付与が大きくなり、平均結晶粒径が小さくなりすぎて、降伏応力が高くなり、熱延鋼板および角形鋼管の降伏比ＹＲが高くなる。
一方、熱間仕上圧延の最終パスの圧下率が２％未満であると、平均結晶粒径が十分に小さくならず、熱延鋼板および角形鋼管の靱性が確保できない。
なお、最終パスの圧下率（圧下率２）は、以下（４）式のとおり定義する。
圧下率２＝（仕上圧延機（ｎ－１）圧延後の板厚－仕上圧延機（ｎ）圧延後の板厚）／仕上圧延機（ｎ－１）圧延後の板厚×１００％ （４）
ここで、ｎは、熱間仕上圧延の最終圧延パスを表し、ｎ－１は、熱間仕上圧延の最終圧延パスの一つ前の圧延パスを表す。

仕上圧延終了温度：７５０～８４０℃。
仕上圧延終了温度（仕上圧延出側温度）が８４０℃を超えて高温となると、仕上圧延時に付加される加工歪が不足し、γ粒の微細化が達成されず、したがって、平均結晶粒径：２５μｍ以下という所望の熱延鋼板の平均結晶粒径を確保することが困難となる。一方、仕上圧延終了温度（仕上圧延出側温度）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り、局所伸びが小さくなるなどして加工性が低下する危険性が増大する。このため、仕上圧延出側温度（仕上圧延終了温度）８４０～７５０℃の範囲に限定する。より好ましくは８２０～７８０℃である。
なお、仕上圧延終了温度は、鋼板の表面を実測した温度である。

仕上圧延終了後、鋼板を冷却する。
仕上圧延の終了から、冷却開始までの時間：４～１０秒。
冷却では、仕上圧延終了後、４～１０秒で熱延鋼板の冷却を開始する。冷却開始までの時間が４秒未満であると、フェライト面積率が低くなり、第二相の面積率が過剰となり、平均結晶粒径が小さくなりすぎ、第二相頻度が規定を超える。その結果、降伏応力が高くなりすぎ、局部伸びが低くなり、熱延鋼板および角形鋼管の降伏比ＹＲが高くなる。
一方、仕上圧延終了後、１０秒を超えて冷却を開始すると、すなわち高温での滞留時間が長くなると、結晶粒の成長が進行して、平均結晶粒径が十分に小さくならず、第二相頻度も十分でない。その結果、熱延鋼板および角形鋼管の靱性が確保できない。なお、好ましくは８秒以内である。

仕上圧延が終了し、冷却開始したときの１／４厚部の温度から、１／４厚部の冷却終了温度が５７０～６５０℃になるまでの、１／４厚部の平均冷却速度：１０～３０℃／秒。
仕上圧延が終了し、冷却開始したときの１／４厚部の温度から、１／４厚部の冷却終了温度が５７０～６５０℃になるまでの、１／４厚部の平均冷却速度が１０℃／秒未満では、フェライト粒の生成頻度が減少し、フェライト結晶粒が粗大化して、平均結晶粒径：２５μｍ以下という平均結晶粒径を確保できず、第二相頻度も十分でない。その結果、熱延鋼板および角形鋼管の靱性が確保できない。一方、３０℃／秒を超えると、フェライト面積率が低くなり、第二相の面積率が過剰となり、平均結晶粒径が小さくなりすぎ、第二相頻度が規定を超える。その結果、降伏応力が高くなりすぎ、局部伸びが低くなり、熱延鋼板および角形鋼管の降伏比ＹＲが高くなる。このため、１／４厚部の平均冷却速度を１０～３０℃／秒の範囲とする。より好ましくは１５～２５℃／秒である。
なお、１／４厚部の温度や冷却速度は、伝熱計算により求めた値を用いるものとする。

冷却終了温度：５７０～６５０℃。
冷却終了温度が５７０℃未満であると、フェライト面積率が低くなり、第二相の面積率が過剰となり、平均結晶粒径が小さくなりすぎ、第二相頻度が規定を超える。その結果、降伏応力が高くなりすぎ、局部伸びが低くなり、熱延鋼板および角形鋼管の降伏比ＹＲが高くなる。
一方、冷却終了温度が６５０℃を超えると、すなわち高温の状態で鋼板が滞留する時間が長くなると、粒成長が進行して、平均結晶粒径が十分に小さくならず、第二相頻度も十分でない。その結果、熱延鋼板および角形鋼管の靱性が確保できない。
なお、上述した、仕上圧延終了後の鋼板の冷却は、ラミナー冷却、スプレー冷却等の冷却装置による、冷却水を用いて行う鋼板の冷却（水冷）であり、ここでいう「冷却終了温度」とは、ラミナー冷却、スプレー冷却等の冷却装置により、鋼板に冷却水が噴射されて、冷却水を用いて行う鋼板の冷却（水冷）を最後に行った地点での鋼板の温度を、鋼板の表面から鋼板の板厚方向に伝熱計算上５つ以上分割して、板厚方向の各位置での鋼板の温度を求めたときの、上述の伝熱計算により求めた、１／４厚部の温度である。

冷却後、巻取を行う。
１／４厚部の冷却終了温度から、巻取したときの１／４厚部の温度になるまでの、１／４厚部の平均冷却速度：５℃／秒以下。
上記の冷却終了温度から後述の巻取温度までの冷却速度が５℃／秒を超えると、平均結晶粒径が小さくなりすぎ、第二相頻度が規定を超える。その結果、降伏応力が高くなりすぎ、局部伸びが低くなり、熱延鋼板および角形鋼管の降伏比ＹＲが高くなる。この冷却速度は、たとえば、空冷、放冷等の水冷によらない方式による冷却の冷却速度に対応する。
なお、１／４厚部の温度や冷却速度は、伝熱計算により求めた値を用いる。

巻取温度：５００～６５０℃。
巻取温度が５００℃未満では、パーライト生成が抑制され、塊状でラス間隔の粗いベイナイト粒が混在する割合が高くなり、所望の組織を確保できなくなり、冷間成形により製造される角形鋼管や、角形鋼管用の厚肉熱延鋼板で所望の降伏比ＹＲ、靭性を達成できなくなる。一方、６５０℃を超えて高くなると、平均粒径が大きくなり所望の靭性を確保できない。このため、巻取温度は５００～６５０℃の範囲とする。なお、より好ましくは５２０～６３０℃である。
なお、巻取温度は、鋼板の表面を実測した温度である。

巻き取った後は、特段冷却条件を限定せずとも本発明の熱延鋼板は製造できるので、通常の条件で放冷するなど、適宜冷却すればよい。

（機械的条件）
本発明の熱延鋼板は、丸形鋼管、さらには、角形鋼管に成形するためには、板厚１２～２５ｍｍとすることが好ましい。より好ましい板厚は、１６～２５ｍｍである。
本発明の熱延鋼板は、降伏応力が３００～４６０ＭＰａ、引張強さが４６０～６００ＭＰａ、降伏比ＹＲが８５％以下で、試験温度－２０℃におけるシャルピー衝撃試験の吸収エネルギーｖＥ－２０℃が１８０Ｊ以上であることが好ましい。

さらに、本発明の熱延鋼板は、熱延鋼板の板厚が、１２ｍｍ以上１６ｍｍ以下では、局所伸びが１９％以上、１６ｍｍ超、１９ｍｍ以下では、局所伸びが２３％以上、１９ｍｍ超、２２ｍｍ以下では、局所伸びが２６％以上、２２ｍｍ超、２５ｍｍ以下では、局所伸びが２９％以上であることが好ましい。なお、局所伸びは、伸び（ＥＬ）から均一伸び（Ｕ．Ｅｌ）を引いたものである。

本発明の角形鋼管は、本発明の上記熱延鋼板を素材として丸形鋼管に造管し、冷間成形により製造することができる。
本発明の角形鋼管は、各辺の寸法が１５０×１５０～５５０×５５０ｍｍ、厚さが１２～２５ｍｍであることが好ましい。
本発明の角形鋼管は、管軸方向で、降伏応力が３６５～５１５ＭＰａ、引張強さが４９０～６４０ＭＰａ、降伏比ＹＲが９０％以下で、０℃におけるシャルピー衝撃試験の吸収エネルギーｖＥ０℃が７０Ｊ以上であることが好ましい。

種々の化学組成を有する熱延鋼板を種々の製造条件で製造し、降伏応力（ＭＰａ）、引張強さ（ＭＰａ）、降伏比ＹＲ（％）、局部伸び（％）、－２０℃におけるシャルピー衝撃試験の吸収エネルギーｖＥ－２０℃（Ｊ）について調査した。さらに、種々の熱延鋼板から、角形鋼管を造管し、降伏応力（ＭＰａ）、引張強さ（ＭＰａ）、降伏比ＹＲ（％）、局部伸び（％）、０℃におけるシャルピー衝撃試験の吸収エネルギーｖＥ０℃（Ｊ）について調査した。

表１に示す成分組成の鋼種記号Ａ～Ｖのスラブを製造した。

各鋼種のスラブを、表２に示す熱延条件（加熱温度（℃）、粗圧延出側温度（℃）、仕上圧延終了温度（℃）、圧下率１（％）、圧下率２（％）、冷却開始迄の時間（秒）、仕上圧延後の冷却の平均冷却速度（℃／秒）、仕上圧延後の冷却の冷却終了温度（℃）、冷却終了から巻取迄の平均冷却速度（℃／秒）、巻取温度（℃））で熱間圧延を実施して、表２に示す板厚の熱延鋼板を製造した。

得られた熱延鋼板について、合金組織と機械的特性を測定した。結果を表３に示した。また、角形鋼管については、機械的特性を測定した。結果を表４に示した。

［試験方法］
（合金組織観察）
フェライトの面積分率。
フェライトの面積分率は、圧延方向および板厚方向に平行な断面を取り、熱延鋼板表面から板厚方向に板厚ｔの１／４深さ位置（１／４ｔ部）について、視野３００μｍ×３００μｍの範囲でフェライトの面積分率を測定した。なお、フェライトは、試料をナイタールエッチングして、白色に見えるものとした。
なお、本願発明では、フェライト以外の第二相は、ベイナイトまたはパーライトである。ベイナイトは灰色に観察され、パーライトは黒色に観察される。そのため、第二相の面積分率も測定することができる。

フェライトの硬さ。
フェライトの硬さは、圧延方向および板厚方向に平行な断面を取り、熱延鋼板表面から板厚方向に板厚ｔの１／４深さ位置（１／４ｔ部）について、組織観察用試験片を採取し、研磨、ナイタール腐食して、光学顕微鏡（倍率：５００倍）または走査型電子顕微鏡（倍率：５００倍）を用いて、板厚１／４ｔ位置における組織を観察し、白色に見える箇所（すわなちフェライト）について、硬さ（ＨＶ）を測定した。詳細には、マイクロビッカース硬さ試験機を用い、硬さ測定の荷重は５ｇとし、鋼板の圧延方向と平行な方向の線上で、１０点の硬さ（ＨＶ）測定を行い、その単純平均値をフェライト硬さとした。

平均結晶粒径。
得られた熱延鋼板から、観察面が、Ｌ断面となるように、組織観察用試験片を採取し、研磨、ナイタール腐食して、光学顕微鏡（倍率：５００倍）または走査型電子顕微鏡（倍率：５００倍）を用いて、板厚１／４ｔ位置における組織を観察し、撮像した。得られた組織写真について、画像解析装置を用いて、主相と第二相（ベイナイト、パーライト）とを含めた、全結晶粒の平均結晶粒径（直径）を求めた。詳細には、圧延方向と板厚方向にそれぞれ長さ１２５μｍの線分を６本描き、切断法を用いて結晶粒径（直径）を求め、単純平均して平均結晶粒径（直径）を求めた。

第二相頻度。
得られた組織写真に、圧延方向と板厚方向にそれぞれ長さ１２５μｍの線分を６本描き、それら線分と交差する各相の結晶粒数を測定した。そして、得られた、線分と交差する各相の結晶粒数から、（１）式で定義される、第二相頻度を算出した。
第二相頻度＝（線分と交叉する第二相粒の粒数）／（線分と交叉する主相粒および第二相粒の合計粒数） （１）

引張試験。
得られた熱延鋼板から、引張方向が圧延方向となるように、ＪＩＳ ５号引張試験片を採取し、ＪＩＳ Ｚ ２２４１（２０１１）の規定に準拠して引張試験を実施し、０．２％塑性伸び時の耐力オフセット法に基づき降伏応力、引張強さ、伸び（ＥＬ）から均一伸び（ｕ－ＥＬ）を引いた、局部伸びを測定し、（降伏応力）／（引張強さ）で定義される降伏比ＹＲ（％）を算出した。

衝撃試験。
得られた熱延鋼板の板厚１／４ｔ位置から、試験片長手方向が圧延方向となるように、Ｖノッチ試験片を採取し、ＪＩＳ Ｚ ２２４２（２００５）の規定に準拠して、試験温度：－２０℃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、試験片本数は各３本とした。
また、得られた角形鋼管の平坦部から、試験片を採取し、引張試験、衝撃試験を実施し、降伏比ＹＲ、靭性を評価した。試験方法はつぎの通りとした。

角形鋼管引張試験。
得られた角形鋼管平坦部から、引張方向が管長手方向となるように、ＪＩＳ ５号引張試験片を採取し、ＪＩＳ Ｚ ２２４１（２０１１）の規定に準拠して引張試験を実施し、熱延鋼板の引張試験と同様に、降伏応力、引張強さを測定し、（降伏応力）／（引張強さ）で定義される降伏比ＹＲ（％）を算出した。

角形鋼管衝撃試験。
得られた角形鋼管平坦部の板厚１／４ｔ位置から、試験片長手方向が管長手方向となるように、Ｖノッチ試験片を採取し、ＪＩＳ Ｚ ２２４２（２００５）の規定に準拠して、試験温度：０℃で、シャルピー衝撃試験を実施し、吸収エネルギー（Ｊ）を求めた。なお、試験片本数は各３本とした。

（試験結果）
Ｎｏ．３０（比較例）は、Ｎｂの量が、本発明に規定する量を超えていたので、フェライト面積率が低く、第二相の面積率が過剰で、フェライト硬さが過剰で、平均結晶粒径が小さく、第二相頻度が過剰であった。その結果、熱延鋼板および角形鋼管の強度が高くなりすぎ、靱性、局部伸びが低くなり、降伏比ＹＲが高くなった。

Ｎｏ．３１（比較例）は、Ｃｕ＋Ｎｉ＋Ｃｒ＋１．８×Ｍｏが規定する量を超えていたので、フェライト面積率が低く、第二相の面積率が過剰で、フェライト硬さが過剰で、平均結晶粒径が小さかった。その結果、降伏応力が高くなりすぎ、熱延鋼板および角形鋼管の降伏比ＹＲが高くなった。

Ｎｏ．３２、３３（比較例）は、Ｎｂを含有していないので、平均結晶粒径が大きく、第二相頻度が満たなかった。その結果、熱延鋼板および角形鋼管の強度が低かった。

Ｎｏ．３４（比較例）は、圧下率２が過剰であるため、フェライト面積率が低く、第二相の面積率が過剰で、平均結晶粒径が小さく、第二相頻度が過剰であった。その結果、降伏応力が高くなりすぎ、局部伸びが低くなり、熱延鋼板および角形鋼管の降伏比ＹＲが高かった。

Ｎｏ．３５（比較例）は、圧下率２が満たないため、平均結晶粒径が十分に小さくならず、第二相頻度も不十分であった。その結果、熱延鋼板および角形鋼管の靱性が確保できなかった。

Ｎｏ．３６（比較例）は、冷却開始までの時間が短かったため、フェライト面積率が低く、第二相の面積率が過剰で、平均結晶粒径が小さく、第二相頻度が過剰であった。その結果、降伏応力が高くなりすぎ、局部伸びが低くなり、熱延鋼板および角形鋼管の降伏比ＹＲが高かった。

Ｎｏ．３７（比較例）は、冷却開始までの時間が長すぎたため、結晶粒が成長して、平均結晶粒径が十分に小さくならず、第二相頻度も不十分であった。その結果、熱延鋼板および角形鋼管の靱性が確保できなかった。

Ｎｏ．３８（比較例）は、圧下率１が満たないため、平均結晶粒径が十分に小さくならず、第二相頻度も不十分であった。その結果、局所伸びが低くなり、熱延鋼板および角形鋼管の靱性が確保できなかった。

Ｎｏ．３９（比較例）は、圧下率１が過剰あるため、フェライト面積率が低く、第二相の面積率が過剰で、平均結晶粒径が小さく、第二相頻度が過剰であった。その結果、降伏応力が高くなりすぎ、局部伸びが低くなり、熱延鋼板および角形鋼管の降伏比ＹＲが高かった。

Ｎｏ．４０（比較例）は、圧下率１が満たず、平均冷却速度が遅すぎるため、平均結晶粒径が十分に小さくならず、第二相頻度も不十分であった。その結果、局所伸びが低くなり、熱延鋼板および角形鋼管の靱性が確保できなかった。

Ｎｏ．４１（比較例）は、平均冷却速度が速すぎるため、フェライト面積率が低く、第二相の面積率が過剰で、平均結晶粒径が小さく、第二相頻度が過剰であった。その結果、降伏応力が高くなりすぎ、局部伸びが低くなり、熱延鋼板および角形鋼管の降伏比ＹＲが高かった。

Ｎｏ．４２（比較例）は、冷却終了温度が高すぎるため、平均結晶粒径が十分に小さくならず、第二相頻度も不十分であった。その結果、熱延鋼板および角形鋼管の靱性が確保できなかった。

Ｎｏ．４３（比較例）は、冷却終了温度が低すぎるため、フェライト面積率が低く、第二相の面積率が過剰で、平均結晶粒径が小さく、第二相頻度が過剰であった。その結果、降伏応力が高くなりすぎ、局部伸びが低くなり、熱延鋼板および角形鋼管の降伏比ＹＲが高かった。

Ｎｏ．４４（比較例）は、冷却終了温度から巻取までの平均冷却速度が速すぎるため、平均結晶粒径が小さく、第二相頻度が過剰であった。その結果、降伏応力が高くなりすぎ、局部伸びが低くなり、熱延鋼板および角形鋼管の降伏比ＹＲが高かった。

これに対し、本発明であるＮｏ．１～２９では、熱延鋼板において、降伏応力：３００～４６０ＭＰａ、引張強さ：４６０～６００ＭＰａの強度、８５％以下の低降伏比で、試験温度－２０℃におけるシャルピー衝撃試験の吸収エネルギーｖＥ－２０℃：１８０Ｊ以上となる高靭性を実現した。その結果、この熱延鋼板を使用した角形鋼管において、管軸方向で、降伏応力：３６５～５１５ＭＰａ、引張強さ：４９０～６４０ＭＰａの強度と、９０％以下の低降伏比で、試験温度０℃におけるシャルピー衝撃試験の吸収エネルギーｖＥ０℃：７０Ｊ以上となる高靭性を実現したことが確認できた。

以上のように、本発明の熱延鋼板および角形鋼管は、高い強度と局部伸びが付与され、高い靱性と低い降伏比ＹＲを有するから、角形鋼管を建築物、たとえば立体駐車場の柱部等に利用した際に、変形から破壊までの時間がより長く持ちこたえるので、建築物に使用した際に安全である。

Claims (6)

1. 質量％で、
   Ｃ ：０．０５０～０．１００％、
   Ｓｉ：０．１０～０．３０％、
   Ｍｎ：０．８０～１．４０％、
   Ｐ ：０．０５０％以下、
   Ｓ ：０．０２０％以下、
   Ａｌ：０．０１０～０．０４０％、
   Ｎ ：０．００６０％以下（０は含まない）、
   Ｎｂ：０．０１５～０．０４５％を含有し、
   残部がＦｅおよび不可避的不純物である熱延鋼板であり、
   前記熱延鋼板の合金組織は、主相と第二相からなり、
   前記主相は、フェライトであり、
   前記主相の面積率が８５～９７％であり、
   前記主相の硬さが、マイクロビッカース硬さ試験で１５０～２００Ｈｖであり、
   前記第二相は、パーライト、またはパーライトおよびベイナイトであり、
   前記第二相は、鋼板の１／４厚における下記（１）式により定義される第二相頻度が０．０５～０．１５であり、かつ、第二相面積率が３～１５％であり、
   鋼板の１／４厚における主相と第二相の平均結晶粒径が１０～２５μｍであることを特徴とする熱延鋼板。
   第二相頻度＝（所定長さの線分と交叉する第二相粒の粒数）／（所定長さの線分と交叉する主相粒および第二相粒の合計粒数） （１）
2. さらに質量％で、前記Ｆｅの一部に代えて、
   Ｔｉ：０～０．０８０％、
   Ｖ ：０～０．１５０％、
   Ｃｕ：０～０．４０％、
   Ｎｉ：０～０．４０％、
   Ｃｒ：０～０．４０％、
   Ｍｏ：０～０．２２％、
   の一種または二種以上を、
   下記（２）式の範囲内で含むことを特徴とする請求項１に記載の熱延鋼板。
   Ｃｕ＋Ｎｉ＋Ｃｒ＋１．８×Ｍｏ≦０．４０％ （２）
3. さらに質量％で、前記Ｆｅの一部に代えて、
   Ｍｇ：０～０．０１００％、
   Ｃａ：０～０．０１００％、
   ＲＥＭ：０～０．１０００％、
   Ｂ ：０～０．０１００％、
   の一種または二種以上を含むことを特徴とする請求項１または請求項２に記載の熱延鋼板。
4. 請求項１～請求項３のいずれか１項に記載の成分組成を有するスラブについて、
   前記スラブを加熱し、熱間粗圧延し、熱間仕上圧延して圧延材とし、前記圧延材を冷却し、巻取る熱延鋼板の製造方法であって、
   前記加熱は、前記スラブを１１００～１２３０℃に加熱し、
   前記熱間粗圧延は、出側温度を９００～１０６０℃で施し、
   前記熱間仕上圧延は、
   総圧下率を５５～８０％、
   最終パスの圧下率を２～１０％、
   仕上圧延終了温度を７５０～８４０℃で施し、
   前記冷却は、
   前記仕上圧延の終了から、冷却開始までの時間を、４～１０秒とし、
   前記仕上圧延が終了し、前記冷却開始したときの１／４厚部の温度から、前記１／４厚部の冷却終了温度が５７０～６５０℃になるまで、１／４厚部の平均冷却速度が、１０～３０℃／秒となるように冷却し、
   前記冷却後、前記巻取までは、前記１／４厚部の冷却終了温度から、前記巻取したときの１／４厚部の温度になるまで、１／４厚部の平均冷却速度が、５℃／秒以下となるように冷却し、
   前記巻取は、
   前記圧延材の巻取温度が５００～６５０℃で行う
   ことを特徴とする請求項１～請求項３のいずれか１項に記載の熱延鋼板の製造方法。
5. 請求項１～請求項３のいずれか１項に記載の熱延鋼板を素材として丸形鋼管に造管し、冷間成形により製造される角形鋼管であって、
   管軸方向で、降伏応力が３６５～５１５ＭＰａ、引張強さが４９０～６４０ＭＰａ、降伏比が９０％以下で、０℃におけるシャルピー衝撃試験の吸収エネルギーが７０Ｊ以上であることを特徴とする角形鋼管。
6. 請求項４に記載された熱延鋼板の製造方法によって製造された熱延鋼板を素材とし、前記素材を丸形鋼管に造管し、冷間成形して製造することを特徴とする請求項５に記載の角形鋼管の製造方法。