方形钢管及其制造方法以及建筑构造物与流程

1.本发明涉及被用于建筑构造物的柱材且变形能力优异、角部加工硬化影响小的方形钢管及其制造方法以及建筑构造物。


背景技术：

2.以往，被用作建筑物的柱材的方形钢管，是在通过利用冲压机将厚钢板冲压成形为方形之后进行焊接的方法(bcp法)来制造的。另一方面，近年来，替代生产率低的bcp法，从降低成本的观点出发，进行了通过辊轧成型后进行焊接并进行方形成型而得到方钢管的方法(bcr法)来制造方钢管的尝试。
3.bcr法，是将热轧钢板通过辊轧成型而形成为圆筒状的开口管形状，对其对接部分进行电阻焊接之后，利用在上下左右配置的辊以圆筒状的状态沿管轴向施加百分之几的拉深，然后成形为方形地进行制造。通过辊轧成型进行的方形钢管的制造是冷轧，因此加工硬化的影响明显。因此，与通过bcp得到的方形钢管相比，特别是平板部的塑性变形能力受损，设计上受到限制。
4.为了缓和该设计上的限制，需要使通过bcr法得到的方形钢管的平板部的屈服比yr与通过bcp法得到的方形钢管的平板部相当，该屈服比yr为0.80以下。
5.此外，在通过bcr法得到的方形钢管的角部内表面，在温热条件下进行处于后续工序的镀zn处理，因此产生残余应力的释放，而存在以因加工硬化而脆化的部位为起点产生脆化裂纹这样的问题。因此，在方形成型工序中，需要选定对方形钢管的角部内表面的过度的加工硬化加以抑制的制造条件。
6.根据上述情况，在利用bcr法制造方形钢管的情况下，减小冷成形时的加工硬化所致的平板部的屈服比yr的增加这样的材料的选定、抑制角部内表面的残余应力的产生这样的制造方法的选定等是有效的，其中，进行对方形钢管整体进行加热的热处理也是有效的手段。
7.在专利文献1中，提出了连续地进行利用bcr法的方形钢管的成形、和利用感应加热装置进行方形钢管的去应力退火的热处理、实施热浸镀锌的镀覆处理的方形钢管的制造方法。
8.在专利文献2中，提出了对通过冷成形得到的方形钢管在ac1相变点以下的温度下进行回火热处理的制造方法。
9.在专利文献3中，提出了如下制造方法：先在方形钢管的精加工成形之前进行方形成型，在中间进行加热处理，在超过ac3相变点的温度范围内进行精加工的方形成型。
10.专利文献1：日本特开平9－155447号公报
11.专利文献2：日本特开2005－163159号公报
12.专利文献3；日本特许第2852317号公报
13.顺便说一下，近年来，对于用于抗震性能优异的建筑构造物等的方形钢管，作为平板部的机械特性，要求使屈服强度和抗拉强度为规定值以上，并且上述那样使屈服比为
0.80以下。
14.另外，作为角部，要求充分确保韧性，并且如上述那样抑制加工硬化。
15.此外，关于在管的内外表面形成的氧化皮，还要求确保作为保护膜的功能，并且抑制氧化皮剥离。
16.然而，上述专利文献1～3中记载的技术作为获得满足这些请求的方形钢管的技术，还谈不上是足够的。


技术实现要素：

17.本发明是鉴于上述情况而完成的，其目的在于提供一种使平板部的机械特性优异、且充分确保在管的内外表面形成的氧化皮的功能、而且在角部充分确保韧性并且抑制了加工硬化的方形钢管及其制造方法、以及使用了该方形钢管的建筑构造物。
18.本发明人为了解决上述课题而进行了深入研究。
19.首先，作为本发明中平板部(管轴向垂直截面中的边部)所要求的机械特性，判断为使屈服强度ys为295mpa以上，抗拉强度ts为400mpa以上，屈服比yr为0.80以下即可。另外，作为角部所要求的韧性，判断为使0℃时的夏比吸收能量为70j以上即可。
20.另外，得出：为了充分确保在管的内外表面产生的氧化皮的功能，具体而言，为了抑制氧化皮的剥离并且确保作为保护膜的功能，在本发明中其厚度为1μm以上且20μm以下即可。
21.另外，得出：为了充分抑制角部的加工硬化，使角部顶点的距离内表面1mm
±
0.1mm的壁厚方向位置处的平均维氏硬度与平板部的管周向中央部的距离外表面1mm
±
0.1mm的壁厚方向位置处的平均维氏硬度之差为5hv以上且60hv以下即可。
22.另外，本发明人得出：为了使方形钢管具有上述特性，对通过冷成形由钢板精加工成方形的特定的方形管坯，只要以低于ac1相变点的温度进行加热，使管的壁厚方向的加热温度偏差为50℃以下，并且使500℃以上的加热保持时间为100sec以上，这样进行退火热处理即可。详细而言，首先，着眼于若以ac1相变点以上的温度进行热处理，则有时韧性明显变差。
23.另外，本发明人对管的壁厚方向的加热温度偏差与管的机械特性之间的关系性进行了研究。
24.具体而言，对于管的壁厚方向的加热温度偏差，着眼于去应力退火处理等退火热处理中加热温度的影响较大。另外，还着眼于在感应加热等退火热处理中，外表面侧被电阻加热，内表面侧的温度比外表面侧低。通过这些，得出若加热温度偏差大，则在管的外表面、内表面，去应力退火等退火热处理的影响之差变大，结果，在管的外表面以及内表面机械特性的差异变大，成为具有不均匀的特性的管，对该点进行了深入研究。另外，着眼于在去应力退火处理中，为了除去应变而需要确保充分的加热保持时间，并进行了研究。
25.通过这样的研究，得出：为了使方形钢管具有上述特性，对通过冷成形由钢板精加工成方形的方形管坯，只要以低于ac1相变点的温度进行加热，使管的壁厚方向的加热温度偏差为50℃以下，并且使500℃以上的加热保持时间为100sec以上，这样进行退火热处理即可。
26.关于上述见解，本发明人通过研究对方形钢管进行了使用工作线圈的高频感应加
热来作为退火热处理的一个例子，得到了证实。
27.在该高频感应加热中，处于与交流电源连接的工作线圈之中的被加热体，被因电阻而产生的焦耳热加热。因此，高频感应加热的热损失小，加热效率优异。
28.另外，通过控制加热的频率，能够调整作为产生焦耳热的重要因素的涡流的浸透深度，通过减小频率，能够加热到被加热体的更内部侧。因此，在高频感应加热中，即使被加热体的厚度增加，也能够通过适当地控制频率，来减小被加热体的表面与内部的加热温度的温度偏差。
29.本发明人一边将用于建筑构造物的柱材的各种方形钢管输送到工作线圈中，一边通过高频感应加热对方形钢管整体进行了加热。结果，通过将频率设定在适当范围内，能够得到在壁厚方向上均匀的加热分布。另外，通过增大电流的浸透深度，能够抑制由趋肤效应引起的表面的加热集中，或者缩短钢管内表面的目标温度的到达时间。此外，确认了即使是工作线圈的全长为数m左右的小型的加热设备，也能够得到上述效果。
30.其中，上述趋肤效应是指以下的现象。
31.首先，通过高频电流的磁场在被加热体(钢管)的表面产生抵消磁场的电流(涡流)。通过该涡流，被加热体被电阻加热，越接近上述表面，该加热越集中。该现象称为趋肤效应。
32.本发明基于上述见解，其特征如下。
33.[1]一种方形钢管，
[0034]
在管周向上分别交替地形成有多个平板部和角部，
[0035]
所述平板部的屈服强度ys为295mpa以上，
[0036]
所述平板部的抗拉强度ts为400mpa以上，
[0037]
所述平板部的屈服比yr为0.80以下，
[0038]
所述角部的0℃时的夏比吸收能量为70j以上，
[0039]
管的内外表面的氧化皮的厚度为1μm以上且20μm以下，
[0040]
角部顶点的距离内表面1mm
±
0.1mm的壁厚方向位置处的平均维氏硬度与所述平板部的管周向中央部的距离外表面1mm
±
0.1mm的壁厚方向位置处的平均维氏硬度之差为5hv以上且60hv以下。
[0041]
[2]根据所述[1]所述的方形钢管，角部顶点的内表面和外表面的管周向的残余应力的绝对值为10mpa以上且200mpa以下。
[0042]
[3]根据所述[1]或者[2]所述的方形钢管，角部顶点的距离内表面和外表面6mm
±
1mm的壁厚方向位置处的均匀伸长率为5％以上。
[0043]
[4]一种方形钢管的制造方法，其是所述[1]～[3]中任一项所述的方形钢管的制造方法，
[0044]
对通过冷成形由钢板精加工成方形的方形管坯进行以低于ac1相变点的温度进行加热、并使管的壁厚方向的加热温度偏差为50℃以下、且使500℃以上的加热保持时间为100sec以上的退火热处理。
[0045]
[5]根据所述[4]所述的方形钢管的制造方法，在所述退火热处理中，加热温度为500℃以上且700℃以下。
[0046]
[6]根据所述[4]或者[5]所述的方形钢管的制造方法，所述退火热处理的加热为
感应加热，该感应加热的频率为100hz以上且1000hz以下。
[0047]
[7]一种建筑构造物，使用所述[1]～[3]中任一项所述的方形钢管作为柱材。
[0048]
根据本发明，能够提供一种使平板部的机械特性优异、且充分确保在管的内外表面形成的氧化皮的功能、而且在角部充分确保韧性并且抑制了加工硬化的方形钢管及其制造方法、以及使用了该方形钢管的建筑构造物。
附图说明
[0049]
图1是用于说明方形钢管的平板部和角部的管轴向垂直剖视图。
[0050]
图2是用于说明氧化皮的示意图。
[0051]
图3是表示电阻焊钢管的制造设备的一个例子的示意图。
[0052]
图4是表示本发明的方形钢管的制造设备的一个例子的示意图。
[0053]
图5是表示方形管坯的热处理过程的示意图。
[0054]
图6是表示建筑构造物的一个例子的示意图。
具体实施方式
[0055]
一边参照附图一边对本发明进行说明。其中，本发明不受该实施方式限定。
[0056]
＜方形钢管＞
[0057]
图1示出本发明的方形钢管的在管轴向垂直截面中的形状的一个例子。
[0058]
本发明的方形钢管1为：与管的长度方向(管轴向)垂直的截面(管轴向垂直截面)为正方形或者长方形，在管周向上分别交替地形成有多个平板部(管轴向垂直截面的边部)101和角部102，上述平板部101的屈服强度ys为295mpa以上，上述平板部101的抗拉强度ts为400mpa以上，并且，上述平板部101的屈服比yr(＝屈服强度/抗拉强度)为0.80以下，上述角部102的0℃时的夏比吸收能量为70j以上，管的内外表面的氧化皮的厚度为1μm以上且20μm以下，角部顶点的距离内表面1mm
±
0.1mm的壁厚方向位置处的平均维氏硬度与平板部101的管周向中央部的距离外表面1mm
±
0.1mm的壁厚方向位置处的平均维氏硬度之差为5hv以上且60hv以下。
[0059]
另外，本发明的方形钢管1是由电阻焊钢管得到的钢管，能够在平板部101上具有焊接部(电阻焊接部)103。
[0060]
在本发明中，虽然没有特别限定，但优选方形钢管1的管轴向垂直截面中的平板部101的边长h为300～550mm，壁厚t为16～30mm。
[0061]
方形钢管1的在管轴向垂直截面中的形状优选为各平板部101的在四边上的边长h全部相同的正方形(大致正方形)，此外也可以是长方形(大致长方形)。长方形时的边长h为纵向的边长h1(mm)与横向的边长h2(mm)的平均值(h＝(h1 h2)/2)。
[0062]
关于本发明中特定的平板部101的屈服强度ys：295mpa以上、抗拉强度ts：400mpa以上、屈服比yr：0.80以下，能够通过进行如下的退火热处理来调整，即：对特定的方形管坯以低于ac1相变点的温度进行加热，使管的壁厚方向的加热温度偏差为50℃以下，并且使500℃以上的加热保持时间为100sec以上。
[0063]
另外，本发明中特定的角部102的0℃时的夏比吸收能量：70j以上能够通过进行如下的退火热处理来调整，即：以低于ac1相变点的温度进行加热，使管的壁厚方向的加热温
度偏差为50℃以下，并且使500℃以上的加热保持时间为100sec以上。
[0064]
平板部101的屈服强度ys、抗拉强度ts、屈服比yr能够通过以拉伸方向与管轴向平行的方式从方形钢管1的平板部101取得jis5号拉伸试验片，使用该试验片依据jis z 2241的规定实施来测定。
[0065]
另外，角部102的0℃时的夏比吸收能量这样取得的：使用在方形钢管1的角部102的距离管外表面t/4处以试验片长度方向与管长度方向平行的方式取得的v型缺口试验片，依据jis z 2242的规定，在试验温度：0℃下实施夏比冲击试验。
[0066]
图2是用于说明在本发明的方形钢管1形成的氧化皮的示意图。
[0067]
存在于上述钢管1的内外表面的氧化皮具有如图2所示那样的构造，方铁矿(feo)、磁铁矿(fe3o4)、赤铁矿(fe2o3)从铁氧体(母材)侧起向表面侧按顺序以层状构成。
[0068]
在本发明中，在感应加热等退火热处理中，通过以低于ac1相变点的温度进行加热，从而抑制钢管1表面的氧化皮的生长。另一方面，以ac1相变点以上的温度进行了加热等情况下，氧化皮生长。若氧化皮的厚度(以下，也记作氧化皮厚度)增加，超过20μm，则由来自外部的冲击力等引起的应变容易蓄积于氧化皮层，产生氧化皮的剥离。另一方面，若氧化皮厚度小于1μm，则在冷成形时氧化皮的作为保护膜的效果消失，无法获得足够的防腐蚀效果。
[0069]
因此，使管的内外表面的氧化皮厚度为1μm以上且20μm以下。优选为氧化皮厚度为2μm以上，更优选为4μm以上。另外，优选为氧化皮厚度为10μm以下，更优选为8μm以下。
[0070]
关于上述氧化皮厚度，通过在热轧中调整将高温的坯料板暴露于大气的时间，能够使其成为1μm以上。另外，通过使退火热处理的加热温度低于ac1相变点，能够使氧化皮厚度为20μm以下。
[0071]
另外，在钢管1的内外表面形成的氧化皮的厚度能够使用扫描式电子显微镜(sem)来测定。
[0072]
在经过了后述那样的感应加热等退火热处理、以及整形工序或矫正工序之后的方形钢管1中，通过热处理释放了残余应力。
[0073]
在未热处理的方形钢管中，特别是在角部的外表面和内表面分别产生有较大的压缩残余应力和拉伸残余应力。
[0074]
此时，在角部的外表面作用有过剩的残余应力的情况下，外表面的加工硬化的进展明显，在利用隔板等对方形钢管进行作为建筑部件的焊接时，有时由于在焊接部附近的加热部产生的热膨胀而产生龟裂。
[0075]
另外，在角部的内表面作用有过剩的残余应力的情况下，有时在方形钢管成形后进行的镀zn处理中，残余应力释放而在角部内表面产生镀层破裂。
[0076]
在管周向的残余应力为钢板母材的屈服应力(角部表面的屈服应力)以上时，容易产生方形钢管的角部的缺陷。因此，为了抑制角部102的缺陷，需要减小角部顶点处的内表面和外表面的管周向的残余应力，期望该残余应力的绝对值小于角部表面的屈服应力。更具体而言，为了防止在将成形后的方形钢管1切断时产生的异常的切口变形，残余应力的绝对值优选为200mpa以下。
[0077]
另外，在残余应力的绝对值小于10mpa的情况下，有时因为矫正不足而材料的屈服延伸无法消失。因此，角部顶点的内表面和外表面处的管周向的残余应力的绝对值优选为
10mpa以上且200mpa以下。更优选为20mpa以上，进一步优选为50mpa以上。另外，更优选为150mpa以下，进一步优选为100mpa以下。
[0078]
另外，在本发明中，通过控制热处理后的矫正加工的加工量，另外，进行以低于ac1相变点的温度进行加热、并使管的壁厚方向的加热温度偏差为50℃以下、且使500℃以上的加热保持时间为100sec以上的退火热处理，能够使残余应力的绝对值为10mpa以上且200mpa以下。
[0079]
另外，作为残余应力的测定，采用的是，将钢管切断，通过电解蚀刻除去从测定位置的表层到50μm深度的部件后，通过x射线衍射的cosα法测定周向的残余应力。测定位置为钢管的长边中央部，为四角的角部顶点位置。
[0080]
这里，角部顶点能够是：如图1所示，以在从方形钢管1的管轴向垂直截面中的平板部101的短边(h1＜h2的情况下为h1)的中心位置朝向钢管内部更具体而言朝向对置的短边的中心位置引出的直线上相对于方形钢管中央部向长边(h1＜h2的情况下为h2)方向偏移了1/2
×
|h2－h1|(即，边长h2与边长h1之差的一半)的点(偏移点)为起点、且与平板部101的形成于相对于朝向上述对置的短边的中心位置引出的直线而与偏移点所在的一侧相反的一侧的长边成45
°
的线与角部102外侧的交点。
[0081]
另外，该角部顶点也可以说是：以在从方形钢管1的管轴向垂直截面中的平板部101的长边(h1＜h2的情况下为h2)的中心位置朝向对置的长边的中心位置引出的直线上相对于方形钢管中央部向短边(h1＜h2的情况下为h1)方向偏移了1/2
×
|h2－h1|的点(偏移点)为起点、且相对于朝向上述对置的长边的中心位置引出的直线、从方形钢管1的管轴向垂直截面中的平板部101的短边(h1＜h2的情况下为h1)的中心位置朝向钢管内部、与平板部101的形成于偏移点所在的一侧的短边成45
°
的线与角部102外侧的交点。
[0082]
另外，在管轴向垂直截面中的形状为正方形(大致正方形)的情况下，角部顶点能够是：以钢管1的中心轴线为起点且与平板部101成45
°
的线与角部102外侧的交点。
[0083]
刚冷成形之后的钢管的加工硬化的影响明显，特别是与平板部相比，四角的角部的加工硬化加强。
[0084]
在辊轧成型方形钢管的情况下，加工硬化的影响最大的是角部的内表面侧，延展性受损。经通过感应加热进行的去应力退火等热处理之后的方形钢管的组织通过恢复而除去应变，因此延展性提高，加工硬化的影响大致消除。此时，角部顶点的距离内表面和外表面6mm
±
1mm的壁厚方向位置处的均匀伸长率小于5％的情况下，去应力退火不充分，有可能在角部产生龟裂。因此，优选角部顶点的距离内表面和外表面6mm
±
1mm的壁厚方向位置处的均匀伸长率为5％以上。更优选为10％以上。
[0085]
上述均匀伸长率能够如下测定，即：以拉伸方向与管轴向平行的方式，从方形钢管的顶点的距离内外表面6mm
±
1mm的壁厚方向的位置取得jis5号拉伸试验片，使用该试验片依据jis z 2241的规定来实施。
[0086]
在本发明中，通过对特定的方形管坯实施如下退火热处理，能够使均匀伸长率为5％以上，该退火热处理为：以低于ac1相变点的温度进行加热，并使管的壁厚方向的加热温度偏差为50℃以下，且使500℃以上的加热保持时间为100sec以上。
[0087]
另外，通过对钢管整体进行后述的热处理，能够得到平板部101和角部102的各部位的机械特性大致均匀的方形钢管1。
[0088]
在本发明中，方形钢管1的维氏硬度没有特别限定，但为了防止在热处理后的矫正工序中矫正不足、矫正过度的加工硬化，100～300hv较佳。
[0089]
另外，对于本发明的方形钢管1，热处理前的角部顶点的维氏硬度高于平板部的维氏硬度，为了在去应力退火后该影响仍然存在，角部顶点的维氏硬度高于平板部101的维氏硬度较佳。
[0090]
角部顶点的距离内表面1mm
±
0.1mm的壁厚方向位置处的平均维氏硬度与平板部的管周向中央部的距离外表面1mm
±
0.1mm的壁厚方向位置处的平均维氏硬度之差((角部顶点的距离内表面1mm
±
0.1mm的壁厚方向位置处的平均维氏硬度)－(平板部的管周向中央部的距离外表面1mm
±
0.1mm的壁厚方向位置处的平均维氏硬度))小于5hv的情况下，由于矫正不足，不能消除材料的屈服延伸。另一方面，若平均维氏硬度之差超过60hv，则去应力退火不充分，平板部与角部的机械特性不均匀。因此，角部顶点的距离内表面1mm
±
0.1mm的壁厚方向位置处的平均维氏硬度与平板部101的管周向中央部的距离外表面1mm
±
0.1mm的壁厚方向位置处的平均维氏硬度之差为5hv以上且60hv以下。优选为10hv以上，更优选为15hv以上。另外，优选为40hv以下，更优选为30hv以下。
[0091]
在本发明中，通过对特定的方形管坯进行以低于ac1相变点的温度进行加热、并使管的壁厚方向的加热温度偏差为50℃以下、且使500℃以上的加热保持时间为100sec以上的退火热处理，更优选为通过对去应力退火等退火热处理的加热温度以及退火热处理时间的控制，能够使上述平均维氏硬度之差为5hv以上且60hv以下。
[0092]
作为维氏硬度，依据显微维氏硬度试验(jisz2244：2009)的规定，测定四角的角部顶点的距离内表面1mm
±
0.1mm的壁厚方向位置和平板部101的管周向中央部的距离外表面1mm
±
0.1mm的壁厚方向的位置的维氏硬度。试验力为9.8n，测定维氏硬度。
[0093]
本发明的方形钢管1的成分组成没有特别限制，但优选为以质量％计含有c：0.07％～0.20％、si：小于0.4％、mn：0.3％～2.0％、p：0.030％以下、s：0.015％以下、al：0.01％～0.06％、n：0.006％以下，其余为由fe和不可避免的杂质构成的成分组成。以下，叙述各成分的限定理由。以下，在各成分的说明中，只要没有特别说明，则质量％简记为％。
[0094]
c：0.07％～0.20％
[0095]
c是通过固溶强化使钢的强度增加并且有助于形成作为第二相之一的珠光体的元素。为了确保期望的拉伸特性、韧性以及期望的钢组织，优选含有0.07％以上的c。另一方面，在含有超过0.20％的c时，有可能在方形钢管的焊接时(例如，方形钢管之间的焊接时)生成马氏体组织，成为焊接裂纹的原因。因此，c含量优选在0.07％～0.20％的范围内。c含量更优选下限为0.09％，更优选上限为0.18％。
[0096]
si：小于0.4％
[0097]
si是通过固溶强化而有助于钢的强度增加的元素，为了确保期望的钢强度，能够根据需要来含有si。为了获得这样的效果，优选含有超过0.01％的si。但是，在含有0.4％以上的si时，容易在钢表面形成被称为红色氧化皮的铁橄榄石，表面的外观性状降低的情况变多。因此，在含有si的情况下，优选si含量小于0.4％。其中，特别是在不添加si的情况下，作为不可避免的杂质，si含量为0.01％以下。
[0098]
mn：0.3％～2.0％
[0099]
mn是通过固溶强化而使钢板的强度增加的元素，为了确保期望的钢板强度，优选
含有0.3％以上。在mn的含量小于0.3％时，会导致铁素体相变开始温度上升，组织容易过度粗大化。另一方面，若含有超过2.0％的mn，则中心偏析部的硬度上升，有可能成为使用了方形钢管的柱在接头焊接、与隔板的焊接时等的裂纹的原因。因此，mn含量优选为0.3％～2.0％。mn含量更优选上限为1.6％。进一步优选上限为1.4％。
[0100]
p：0.030％以下
[0101]
p是在铁素体晶界偏析而具有使韧性降低的作用的元素，在本发明中，作为杂质，优选p尽可能地减少。然而，过度的减少会导致精炼成本的高涨，因此p含量优选为0.002％以上。其中，能够允许p含量到0.030％。因此，p含量优选为0.030％以下。p含量更优选为0.025％以下。
[0102]
s：0.015％以下
[0103]
s在钢中作为硫化物而存在，本发明的组成范围的情况下，主要以mns的形式存在。mns在热轧工序中被延伸得较薄，对延展性、韧性造成负面影响，因此在本发明中优选尽可能地减少mns。然而，过度的减少会导致精炼成本的高涨，因此s含量优选为0.0002％以上。其中，能够允许s含量到0.015％。因此，s含量优选为0.015％以下。s含量更优选为0.010％以下。
[0104]
al：0.01％～0.06％
[0105]
al是作为脱氧剂发挥作用并且具有以aln的形式固定n的作用的元素。为了获得这样的效果，需要含有0.01％以上的al。若al含量小于0.01％，则在不添加si的情况下脱氧能力不足，氧化物系夹杂物增加，钢的清洁度降低。另一方面，在含有超过0.06％的al时，固溶al量增加，方形钢管的长边焊接时(方形钢管的制造时的焊接时)，特别是在大气中焊接的情况下，在焊接部形成氧化物的危险性变高，方形钢管的焊接部的韧性降低。因此，al含量优选为0.01％～0.06％。al含量更优选下限为0.02％，上限为0.05％。
[0106]
n：0.006％以下
[0107]
n是具有通过牢固地固定位错的运动而使韧性降低的作用的元素。在本发明中，n作为杂质，期望尽可能地减少，能够允许到0.006％。因此，n含量优选为0.006％以下。n含量更优选为0.005％以下。
[0108]
上述以外的部分是fe以及不可避免的杂质。上述成分是本发明的钢材料的基本成分组成，除了这些之外，也可以还含有从nb：0.005％～0.150％、ti：0.005％～0.150％、v：0.005％～0.150％以下中选出的一种或者两种以上。
[0109]
从nb：0.005％～0.150％、ti：0.005％～0.150％、v：0.005％～0.150％中选出的一种或者两种以上
[0110]
nb、ti、v都是在钢中形成微小的碳化物、氮化物并通过析出强化而有助于钢的强度提高的元素，能够根据需要而含有。为了获得这样的效果，优选含有nb：0.005％以上、ti：0.005％以上、v：0.005％以上。另一方面，过量含有它们，会导致屈服比的上升和韧性的降低。因此，在含有nb、ti、v的情况下，为nb：0.005％～0.150％、ti：0.005％～0.150％、v：0.005％～0.150％。优选为nb：0.008％以上、ti：0.008％以上、v：0.008％以上。另外，优选为nb：0.10％以下、ti：0.10％以下、v：0.10％以下。
[0111]
除了上述之外，还可以含有从cr：0.01％～1.0％、mo：0.01％～1.0％、cu：0.01％～0.50％、ni：0.01％～0.30％、ca：0.0005％～0.010％、b：0.0003％～0.010％中选出的一
种或者两种以上。
[0112]
从cr：0.01％～1.0％、mo：0.01％～1.0％、cu：0.01％～0.50％、ni：0.01％～0.30％、ca：0.0005％～0.010％、b：0.0003％～0.010％中选出的一种或者两种以上
[0113]
cr、mo、cu、ni是通过固溶强化而使钢的强度上升的元素，另外，都是提高钢的淬火性、有助于奥氏体的稳定化的元素，因此是有助于形成硬质的马氏体以及奥氏体的元素，能够根据需要而含有。为了获得这样的效果，优选含有cr：0.01％以上、mo：0.01％以上、cu：0.01％以上、ni：0.01％以上。另一方面，过量含有会导致韧性的降低以及焊接性的变差。因此，在含有cr、mo、cu、ni的情况下，为cr：0.01％～1.0％、mo：0.01％～1.0％、cu：0.01％～0.50％、ni：0.01％～0.30％。优选为cr：0.1％以上、mo：0.1％以上、cu：0.1％以上、ni：0.1％以上。另外，优选为cr：0.5％以下、mo：0.5％以下、cu：0.40％以下、ni：0.20％以下。
[0114]
ca是通过使在热轧工序中被拉伸得较薄的mns等硫化物球状化而有助于钢的韧性提高的元素，能够根据需要而含有。为了获得这样的效果，优选含有0.0005％以上的ca。然而，若ca含量超过0.010％，则有时在钢中形成ca氧化物簇，韧性变差。因此，在含有ca的情况下，ca含量为0.0005％～0.010％。优选为ca含量为0.001％以上。另外，优选为ca含量为0.0050％以下。
[0115]
b是通过使铁素体相变开始温度降低而有助于组织的微细化的元素。为了获得这样的效果，优选含有0.0003％以上的b。然而，若b含量超过0.010％，则屈服比上升。因此，在含有b的情况下，b含量为0.0003％～0.010％。优选为b含量为0.0005％以上。另外，优选为b含量为0.0050％以下。
[0116]
另外，在具有上述成分组成时，为了确保焊接性，优选由式(1)定义的ceq为0.15％以上且0.50％以下，以及由式(2)定义的pcm为0.30％以下。其中，式(1)以及式(2)中的各种元素的成分组成均为质量％。
[0117]
ceq＝c mn/6 si/24 ni/40 cr/5 mo/4 v/14
…
(1)
[0118]
这里，在式(1)中，c、mn、si、ni、cr、mo、v是各元素的含量(质量％)。(其中，不含有的元素为0(零)％。)
[0119]
pcm＝c si/30 mn/20 cu/20 ni/60 cr/20 mo/15 v/10 5b
…
(2)
[0120]
这里，在式(2)中，c、si、mn、cu、ni、cr、mo、v、b是各元素的含量(质量％)。(其中，不含有的元素为0(零)％。)
[0121]
式(1)中的ceq是碳当量，成为焊接部以及热影响区的硬度的指标。若ceq小于0.15％，则可能无法得到作为建筑构造物的柱材所需的强度。另外，若ceq超过0.50％，则焊接部以及热影响区过度硬化，周截面强度的偏差变大。因此，ceq优选为0.15％以上且0.50％以下。
[0122]
式(2)中的pcm是焊接裂纹敏感性，若pcm超过0.30％，则在焊接部以及热影响区容易产生低温裂纹。因此，pcm优选为0.30％以下，进一步优选为0.25％以下。
[0123]
＜方形钢管的制造方法＞
[0124]
接着，对本发明的方形钢管1的制造方法进行说明。在本发明的方形钢管1的制造方法中，对通过冷成形而由钢板精加工成方形的方形管坯以低于ac1相变点的温度进行加热，使管的壁厚方向的加热温度偏差为50℃以下，并且使500℃以上的加热保持时间为100sec以上，这样进行退火热处理。
[0125]
其中，在得到上述钢板时，为了使在最终得到的方形钢管的内外表面形成的氧化皮的厚度为1μm以上，在热轧的精轧后调整将高温的坯料板暴露于大气的时间。具体而言，优选在热轧的精轧后将表面温度为900℃以下的坯料板暴露于大气中5～400sec。然后，将得到的钢板通过冷成形精加工成方形，从而能够得到方形管坯。
[0126]
这里，对用于得到上述方形管坯的方法进行说明。图3是表示用于得到方形管坯的电阻焊钢管的制造设备的一个例子的示意图。
[0127]
如图3所示，将卷取成卷材的钢带(以下，也记作钢板)4送出，利用矫平机5矫正，利用由多个辊构成的保持架辊组6进行中间成形而制成了开口管之后，利用由多个辊构成的翅片轧辊组7进行精加工成形。上述开口管能够是通过冷辊轧成型获得的圆筒状。
[0128]
在精加工成形后，一边利用挤压辊8进行压接，一边利用焊接机9对钢带4的周向对接部进行电阻焊接，制成电阻焊钢管10。其中，在本发明中，电阻焊钢管10的制造设备并不局限于图3那样的造管工序。另外，在上述电阻焊接中，对接部被加热而熔融，被压接并凝固，从而完成接合。
[0129]
关于之后的工序，也会在后文一边参照图4等一边进行叙述，在电阻焊接后的整形工序中，为了满足本发明所需的正圆度以及管轴向的残余应力，优选将钢管缩径为钢管周长以合计0.30％以上的比例减少。另一方面，在缩径为钢管周长以合计超过5.0％的比例减少的情况下，通过辊时的管轴向的弯曲量变大，缩径后的管轴向的残余应力可能反而上升。因此，优选缩径后的钢管周长相对于缩径前的钢管周长以0.30％以上且5.0％以下的比例减少的方式进行缩径。
[0130]
其中，在整形工序中，为了极力减小通过辊时的管轴向的弯曲量来抑制管轴向的残余应力的产生，优选进行基于多个机架的多阶段的缩径，各机架的缩径优选按照管周长以1.0％以下的比例减少的方式进行。
[0131]
方形钢管(方形管坯)是否由电阻焊钢管获得能够通过下述方式来判断，即：将方形钢管(方形管坯)与管轴向垂直地切断，对包含焊接部在内的切断面进行了研磨之后，利用硝酸乙醇腐蚀液腐蚀，用光学显微镜进行观察。若焊接部的板厚中央部处的熔融凝固部的管周向宽度为1mm以下，则是电阻焊钢管。
[0132]
图4是表示由电阻焊钢管成形方形管坯的过程的示意图。
[0133]
如图4所示，电阻焊钢管10利用由多个辊构成的整形辊组(整形机架)11以圆筒形状直接进行了缩径之后，利用由多个辊构成的方形成型辊组(方形成型机架)12，依次成形为r1、r2、r3那样的形状，成为方形管坯。其中，整形辊组11以及方形成型辊组12的机架数没有特别限定。另外，整形辊组11或方形成型辊组12的口径曲率优选为一个条件。
[0134]
图5是表示用于由上述方形管坯制造方形钢管的设备的一个例子的示意图。
[0135]
在图5所示的例子中，在整形工序之后，被切断成规定长度的方形管坯在输送台2上被以规定的速度沿长度方向输送。此时，工作线圈3被固定，被输送台送出的方形钢管1一边在工作线圈中通过一边被加热。
[0136]
如上述那样，在本发明中，对通过冷成形而由钢板精加工成方形的方形管坯进行以低于ac1相变点的温度加热、并使管的壁厚方向的加热温度偏差为50℃以下、且使500℃以上的加热保持时间为100sec以上的退火热处理。
[0137]
在上述退火热处理中，为了释放因冷成形而蓄积的应变，在去应力退火的温度范
围内进行热处理。在加热到ac1相变点以上的情况下，钢管的组织成为二相组织，存在韧性变差的问题。另外，管的内外表面的氧化皮的厚度会超过20μm。因此，本发明的退火热处理以低于ac1相变点的温度进行加热。
[0138]
另外，在上述退火热处理中，由于从钢管外表面进行感应加热等加热，因此加热时在钢管的内外表面产生温度偏差。在以低于ac1相变点的加热进行去应力退火的情况下，加热温度越低，应变完全除去所需的时间越长。在这样的情况下，存在如下问题：在加热温度容易较低的内表面侧，应变释放的进展较慢，在管的壁厚方向上机械特性容易不均匀。关于这样的外表面以及内表面的加热温度的温度偏差的问题，若管的壁厚方向的加热温度偏差为50℃以下，则能够在管的壁厚方向上得到均匀的机械特性。因此，在本发明的退火热处理中，使管的壁厚方向的加热温度偏差为50℃以下。优选为30℃以下，更优选为10℃以下。
[0139]
另外，优选退火热处理的加热温度为500℃以上且700℃以下。在以低于500℃进行热处理的情况下，应变完全除去需要较长时间。
[0140]
在以500℃以上进行去应力退火的情况下，为了除去应变，优选确保100sec以上的加热保持时间。在利用感应加热将管加热之后自然冷却的情况下，管的内外表面的表面冷却速度大约为0.5℃/sec左右。因此，为了在加热后100sec以上确保500℃以上的加热保持时间，优选退火热处理的加热温度的下限为550℃(＝500℃ 0.5℃/sec
×
100sec)。
[0141]
退火热处理的热处理的温度优选为550℃以上且700℃以下，进一步优选为600℃以上。另外，进一步优选为650℃以下。
[0142]
上述退火热处理的加热优选为感应加热，能够使用感应加热装置来进行。
[0143]
在上述感应加热中，在频率小于100hz的情况下，电流的浸透深度变得过大，趋肤效应变小，因此加热集中部的加热温度有可能降低。结果，从被加热的高温部向钢管的内表面侧的热传导变小，因此管整体的加热效率变差，设备大型化。另一方面，在频率超过1000hz的情况下，趋肤效应变大，因此管的外表面与内表面的加热温度的温度偏差可能变大。因此，感应加热的频率优选设定为100hz以上且1000hz以下。更优选为，感应加热的频率为150hz以上。另外，更优选为，感应加热的频率为500hz以下，进一步优选为300hz以下。
[0144]
其中，上述趋肤效应是指以下的现象。
[0145]
首先，通过高频电流的磁场在被加热体(钢管)的表面产生抵消磁场的电流(涡流)。通过该涡流，被加热体被电阻加热，越接近上述表面，该加热越集中。该现象称为趋肤效应。
[0146]
另外，在感应加热中，关于方形管坯的输送速度，没有特别限定，但从制造效率和截面的加热温度均匀化的方面考虑，优选为0.2～4m/min。此外，感应加热装置的电力量没有特别限定，但为了确保期望的输送速度，优选为3～12mw。
[0147]
作为上述钢管的温度管理方法，能够通过如下方法进行管理，即：关于管外表面温度，利用辐射温度计进行测定，另外，关于管内表面以及壁厚内部的温度，利用基于热解析的二维模型的温度计算，遍及钢管的整周地计算壁厚方向的温度分布。
[0148]
对于通过上述感应加热等进行的退火热处理后的方形钢管，能够进行再次整形工序和/或矫正工序。它们用于使对热处理后的钢管母材施加拉伸变形时产生的屈服延伸消失，只要能够在管整周赋予0.5％～3％的应变，就不受该限制。
[0149]
＜建筑构造物＞
[0150]
图6是表示本发明的建筑构造物的一个例子的示意图。
[0151]
本发明的建筑构造物使用上述本发明的方形钢管1作为柱材。
[0152]
附图标记13、14、15、16依次表示隔板、大梁、小梁、间柱。
[0153]
本发明的方形钢管如上述那样平板部的机械特性优异，充分确保了在管的内外表面形成的氧化皮的功能，并且在角部充分确保了韧性并抑制了加工硬化。因此，将该方形钢管用作柱材的本发明的建筑构造物发挥优异的抗震性能。
[0154]
实施例
[0155]
以下，基于实施例对本发明进一步进行说明。
[0156]
利用保持架辊组以及翅片轧辊组将具有表1所示的成分组成的热轧钢板连续成形成椭圆形截面的开口管，接着，利用高频感应加热或者高频电阻加热将开口管的相对的端面加热至熔点以上，利用挤压辊进行压接，得到了电阻焊钢管。其中，为了使在最终得到的方形钢管的内外表面形成的氧化皮的厚度为1μm以上，在热轧的精轧后，调整将高温的坯料板暴露于大气的时间，具体而言，将在热轧的精轧后表面温度为900℃以下的坯料板暴露于大气的时间设定为5～400sec。
[0157]
由得到的圆筒钢管通过两个等级的整形机架之后，通过四个等级的方形成型机架，得到了角部的曲率为板厚的(2.5
±
0.5)倍的方形管坯。
[0158]
接下来，将上述方形管坯切断成规定长度，使用具有圆筒形状的工作线圈的高频加热装置(感应加热装置)进行热处理(退火热处理)，得到了方形钢管。
[0159]
上述工作线圈的内径d为960mm，输送方向(假想成圆柱形时的高度方向)的长度为1m。
[0160]
方形管坯被输送台车插入工作线圈中并进行了加热。此时，对输送速度、加热的频率、电力量进行了控制，以成为规定的加热温度。
[0161]
关于钢管的温度管理，管外表面温度利用辐射温度计来测定，管内表面以及壁厚内部的温度通过基于热解析的二维模型的温度计算来计算了温度分布。
[0162]
在表2中，示出加热温度(外表面最高温度和内表面最高温度)(℃)是否低于ac1相变点(参照表2中的“加热温度＜ac1相变点(℃)”一栏)。表2中，
“○”
表示加热温度低于ac1相变点，
“×”
表示加热温度为ac1相变点以上。
[0163]
另外，加热温度偏差作为外表面最高温度(℃)与内表面最高温度(℃)之差算出(参照表2中的“外表面温度－内表面温度(℃)”一栏)。
[0164]
另外，表2中，“保持时间”是指500℃以上的加热保持时间。
[0165]
然后，使用倾斜辊矫正机进行矫正加工，赋予了钢管2％的应变。
[0166]
从得到的方形钢管取得了试验片，实施了拉伸试验、夏比冲击试验、残余应力测定、氧化皮厚度测定、硬度测定。
[0167]
作为平板部的拉伸试验，以拉伸方向与管轴向平行的方式从方形钢管的平板部取得jis5号拉伸试验片，使用该试验片依据jis z 2241的规定来实施，测定屈服强度ys、抗拉强度ts，算出了由(屈服强度)/(抗拉强度)定义的屈服比yr。
[0168]
作为夏比冲击试验，使用在方形钢管的角部的距离管外表面t/4(t：壁厚)处以试验片长度方向与管长度方向平行的方式取得的v型缺口试验片，依据jis z 2242的规定，在试验温度：0℃下实施，求出了吸收能量(j)。其中，试验片根数各为3根，将它们的平均值作
为代表值。
[0169]
作为残余应力测定，将钢管切断成500mm长度，利用电解蚀刻除去从测定位置的表层到50μm深度的部件之后，利用x射线衍射的cosα法测定了周向的残余应力。测定位置为试验片钢管的长边中央部，是四角的角部顶点的外表面以及内表面的位置。
[0170]
对于钢管no.1～15、18，角部顶点为以钢管的中心轴线为起点且与平板部成45
°
的线与角部外侧的交点。另外，对于钢管no.16、17，角部顶点为以从方形钢管中央部向长边(h1)方向偏移了1/2
×
(h1－h2)的偏移点为起点、且在相对于上述直线而与偏移点所在侧相反的一侧形成的平板部成45
°
的线与角部外侧之间的交点。
[0171]
使用扫描式电子显微镜(sem)，在方形钢管的平板部的内外表面的位置进行了钢管表面的氧化皮的厚度的测定。
[0172]
这里，对于钢管母材和氧化皮这两者的界面与氧化皮表面之间的距离，在八处的位置进行了测定，将所述八处的距离的合计值除以8而得到的值(平均值)作为氧化皮的厚度(μm)。其中，上述八处为方形钢管的四边的平板部的宽度中央部的内表面四处以及外表面四处的合计八处。
[0173]
作为角部的拉伸试验，以拉伸方向与管轴向平行的方式，从方形钢管的顶点的距离内外表面6mm
±
1mm的壁厚方向的位置取得jis5号拉伸试验片，使用该试验片依据jis z 2241的规定来实施，算出了均匀伸长率(％)。
[0174]
作为硬度测定，依据显微维氏硬度试验(jis z2244：2009)的规定，将试验力设定为9.8n，测定了四角的角部顶点的距离内外表面1mm
±
0.1mm的壁厚方向位置处的平均维氏硬度和四边的平板部的管周向中央部的距离内外表面1mm
±
0.1mm的壁厚方向的位置处的平均维氏硬度(hv)。然后，作为角部顶点的维氏硬度与平板部的维氏硬度之差，根据角部顶点的平均维氏硬度与平板部的平均维氏硬度之差成为最大的所述角部顶点的距离内表面1mm
±
0.1mm的壁厚方向位置处的平均维氏硬度与所述平板部的管周向中央部的距离外表面1mm
±
0.1mm的壁厚方向位置处的平均维氏硬度之差((角部顶点的距离内表面1mm
±
0.1mm的壁厚方向位置处的平均维氏硬度)－(平板部的管周向中央部的距离外表面1mm
±
0.1mm的壁厚方向位置处的平均维氏硬度))算出了硬度差。
[0175]
边长h(mm)(纵边长h1(mm)、横边长h2(mm))利用游标卡尺进行了测定，壁厚t(mm)利用千分尺进行了测定。
[0176]
这些结果如表3所示。
[0177]
[表1](见下页)
[0178][0179]
[表2](见下页)
[0180][0181]
[表3](见下页)
[0182][0183]
综上所述，能够提供变形能力优异、且抑制了角部的过度的加工硬化的方形钢管及其制造方法，以及具有优异的抗震性能的建筑构造物。
[0184]
附图标记说明
[0185]1…
方形钢管(方形管坯)；2
…
输送台；3
…
工作线圈；4
…
钢带(钢板)；5
…
矫平机；6
…
保持架辊组；7
…
翅片轧辊组；8
…
挤压辊；9
…
焊接机；10
…
电阻焊钢管；11
…
整形辊组；12
…
方形成型辊组；13
…
隔板；14
…
大梁；15
…
小梁；16
…
间柱；101
…
平板部；102
…
角部；103
…
焊接部(电阻焊接部)。