(57)【特許請求の範囲】
【請求項１】
Ｃ：0.014 〜0.05wt％、
Si：0.1 〜1.0 wt％、
Mn：1.0 〜1.8 wt％、
Ｐ：0.030 wtwt％以下、
Ｓ：0.020 wt％以下、
Al：0.1 wt％以下、
Ｂ：0.0003〜0.0040wt％および
Ｎ：0.006 wt％以下
を含み、かつ
Nb：0.03〜0.1 wt％および
Ti：0.005 〜0.04wt％
を含有し、残部はFeおよび不可避的不純物の組成になる鋼片を、1150〜1320℃の温度に加熱した後、ブレークダウン圧延、粗ユニバーサル圧延ついで仕上ユニバーサル圧延を施すことによってＨ形鋼を製造するに際し、粗ユニバーサル圧延における 950℃以下での累積圧下率を50％以下、仕上ユニバーサル圧延温度を800 ℃以上とすることを特徴とする、引張強さが 500〜700 MPa 級の高生産性・高強度圧延Ｈ形鋼の製造方法。
【請求項２】
請求項１において、粗ユニバーサル圧延工程において圧延待機を行わず、かつ粗ユニバーサル圧延と仕上ユニバーサル圧延との間および仕上ユニバーサル圧延後の冷却を、放冷処理とすることを特徴とする、引張強さが 500〜700 MPa 級の高生産性・高強度圧延Ｈ形鋼の製造方法。
【請求項３】
請求項１または２において、鋼片が、さらに
Ca：0.0005〜0.0100wt％
を含有することを特徴とする高生産性・高強度圧延Ｈ形鋼の製造方法。
【請求項４】
請求項１〜３のいずれかにおいて、鋼片が、さらに
Cr：0.3 wt％以下、
Ni：0.2 wt％以下、
Mo：0.1 wt％以下、
Ｖ：0.02wt％以下および
Cu：0.3 wt％以下
のうちから選んだ少なくとも１種を含有することを特徴とする高生産性・高強度圧延Ｈ形鋼の製造方法。
【発明の詳細な説明】
【０００１】
【発明の属する技術分野】
この発明は、材質のばらつきが少なく、かつ高強度で高靱性の圧延Ｈ形鋼を、安価により幅広い強度レベルにわたって生産性良く提供することができる、高生産性・高強度圧延Ｈ形鋼の製造方法に関するものである。
【０００２】
【従来の技術】
Ｈ形鋼は、建築、海洋構造物、造船、貯槽、土木および建設機械等の様々な分野で使用され、従来から、高強度化や高靱性化等の特性改善が図られてきたが、最近では、これらの特性が厚み方向において均一で、しかも鋼材間でのばらつきが小さいことが、要求されている。
【０００３】
例えば、「鉄と鋼  第74年（1988）第６号」の第11〜21頁には、建築物の高層化が進むにつれ、巨大地震に対して建築物の変形により振動エネルギーを吸収することによって倒壊を防ぐ設計が採られるようになってきたことが報告されている。具体的には、地震発生時に建築物の骨組みを所定形状で崩壊させ、この骨組み材の塑性化によって建物の倒壊を防ぐものである。
従って、地震発生時に建築物の骨組みが、設計者の意図した挙動を示すことが前提となり、建築物の柱や梁などの鋼材の耐力比を設計者が完全に把握している必要がある。このためには、柱や梁などに用いるＨ形鋼などの鋼材が均質であることが不可欠であり、鋼材の強度ばらつきは大きな問題となる。
【０００４】
ところで、土木、建築や造船などに供する鋼材には、高張力かつ高靱性が要求されるところから、この種の鋼材は、制御圧延−制御冷却法、いわゆるTMCP法に従って製造されるのが通例である。
しかしながら、このTMCP法によって肉厚の鋼材を製造した場合には、圧延後の冷却処理における冷却速度が厚み方向あるいは各鋼材間で異なることによって組織が変化し、得られた鋼材の厚み方向あるいは各鋼材間で材質のばらつきが発生する場合がある。
【０００５】
また、上記した用途のＨ形鋼では、高強度化、そして高靱性化を図ることが重要であることから、従来は、再加熱焼き入れ焼き戻し処理によって、微細な焼き戻しマルテンサイト組織を得る手法が、主に用いられてきた。
しかしながら、焼き戻しマルテンサイト組織を得る手法は、再加熱焼き入れ焼き戻し処理に要するコストが高く、また焼き入れ性を増大させるために溶接性の指標である溶接割れ感受性指数（Ｐcm）が高くなり、溶接熱影響部（以下、HAZという）の靱性が劣化することも問題となっていた。
【０００６】
ところで、上記の問題を解決するものとして、特開平８−144019号公報、特開平９−310117号公報および特開平10−72620 号公報において、冷却速度の変化に関わらず、鋼組織をベイナイト主体とすることからなる、材質ばらつきが少なくかつ溶接性に優れる鋼材およびその製造方法ならびにＨ形鋼の製造方法が提案されている。
【０００７】
上記の技術は、材質のばらつきが、冷却工程における各部位での冷却速度の変化から組織変動が発生することに起因しているとの知見から、冷却速度の変化にかかわらず鋼組織を一定化することによって上記の問題の解決を図ったもので、極低炭素および高Mnの下に適量のＢを添加することによって、鋼組織を冷却速度に依存することなくベイナイト主体の組織とし、併せてＣ量を低減することによってＰcmを小さくすることにより、材質のばらつきを改善すると共に、溶接性の向上を図ったものである。
【０００８】
【発明が解決しようとする課題】
この発明は、上記技術の改良に係わり、上記したＨ形鋼よりも一層高強度かつ高靱性の圧延Ｈ形鋼を、より安価な成分コストで引張強さが 500〜700 MPa の幅広い強度レベルにわたって生産性良く得ることができ、従って製造コストの一層の低減が可能な、高生産性・高強度圧延Ｈ形鋼の有利な製造方法を提案することを目的とする。
【０００９】
【課題を解決するための手段】
さて、最近では、上記したようなＨ形鋼について、より一層の高強度化および高靱性化が、製造コストの低減と共に強く求められている。
しかしながら、上掲した特開平８−144019号公報、特開平９−310117号公報および特開平10−72620 号公報では、主としてフランジ厚が50mmを超えるような厚鋼板や極厚Ｈ形鋼に関するものであって、この発明のように圧延効果（圧延による組織微細化）が期待できる比較的薄いサイズのＨ形鋼に対しては、生産性向上や経済性の観点に立った、高強度、高靱性を得るための成分系や製造方法に関する最適化の余地が残されていた。
【００１０】
そこで、発明者らは、上記の要請に有利に応えるべく、Ｈ形鋼の成分系および製造工程について綿密な再検討を行ったところ、以下に述べる知見を得た。
(1) この発明で目指す 500〜700 MPa の幅広い強度レベルを達成するには、従来から知られているCr, Ni, Mo, Ｖ, Ti, NbおよびCu等の強化成分のうち、Cr, Ni, Mo, ＶおよびCuの添加を極力抑制し、TiおよびNbを複合含有させることが最も効果的である。
(2) 上記の成分系において、その圧延工程中、とくに粗ユニバーサル圧延の際、950 ℃以下での累積圧下率を50％以下としかつ仕上ユニバーサル圧延温度を800℃以上とすることにより、鋼組織がベイナイト主体の高強度でしかも十分に優れた靱性を得ることができる。
(3) 上記の製造工程において、粗ユニバーサル圧延工程において圧延待機を行わず、しかも粗ユニバーサル圧延と仕上ユニバーサル圧延との間および仕上ユニバーサル圧延後の冷却を放冷処理とすることによって、生産性の一層の向上を図ることができる。
この発明は、上記の知見に立脚するものである。
【００１４】
すなわち、この発明の要旨構成は次のとおりである。
１．Ｃ：0.014 〜0.05wt％、
Si：0.1 〜1.0 wt％、
Mn：1.0 〜1.8 wt％、
Ｐ：0.030 wtwt％以下、
Ｓ：0.020 wt％以下、
Al：0.1 wt％以下、
Ｂ：0.0003〜0.0040wt％および
Ｎ：0.006 wt％以下
を含み、かつ
Nb：0.03〜0.1 wt％および
Ti：0.005 〜0.04wt％
を含有し、残部はFeおよび不可避的不純物の組成になる鋼片を、1150〜1320℃の温度に加熱した後、ブレークダウン圧延、粗ユニバーサル圧延ついで仕上ユニバーサル圧延を施すことによってＨ形鋼を製造するに際し、粗ユニバーサル圧延における 950℃以下での累積圧下率を50％以下、仕上ユニバーサル圧延温度を 800℃以上とすることを特徴とする、引張強さが 500〜700 MPa 級の高生産性・高強度圧延Ｈ形鋼の製造方法。
【００１５】
２．上記１において、粗ユニバーサル圧延工程において圧延待機を行わず、かつ粗ユニバーサル圧延と仕上ユニバーサル圧延との間および仕上ユニバーサル圧延後の冷却を、放冷処理とすることを特徴とする、引張強さが 500〜700 MPa 級の高生産性・高強度圧延Ｈ形鋼の製造方法。
３．上記１または２において、鋼片が、さらに
Ca：0.0005〜0.0100wt％
を含有することを特徴とする高生産性・高強度圧延Ｈ形鋼の製造方法。
４．上記１〜３のいずれかにおいて、鋼片が、さらに
Cr：0.3 wt％以下、
Ni：0.2 wt％以下、
Mo：0.1 wt％以下、
Ｖ：0.02wt％以下および
Cu：0.3 wt％以下
のうちから選んだ少なくとも１種を含有することを特徴とする高生産性・高強度圧延Ｈ形鋼の製造方法。
【００１６】
【発明の実施の形態】
以下、この発明において、Ｈ形鋼の成分組成を上記の範囲に限定した理由について説明する。
Ｃ：0.014 〜0.05wt％
Ｃは、HAZ の粒界割れを抑制するために、少なくとも 0.014wt％を含有させることとした。しかしながら、0.05wt％を超えると、母材靱性が低下するだけでなく、溶接割れ感受性が大きくなって溶接性が劣化し、また島状マルテンサイトの生成により HAZ靱性も劣化するので、Ｃは 0.014〜0.05wt％の範囲で含有させるものとした。
【００１７】
Si：0.1 〜1.0 wt％
Siは、鋼中へ固溶して強度を向上させる有用な元素であるので、この発明では0.1 wt％以上を添加するが、1.0 wt％を超えると HAZ靱性が劣化するので、Siは0.1 〜1.0 wt％の範囲で含有させるものとした。
【００１８】
Mn：1.0 〜1.8 wt％
Mnは、低Ｃ鋼においてベイナイト組織を安定して得るのに有効な成分であるので、この発明では 1.0wt％以上を添加するが、1.8 wt％を超えると溶接性の劣化を招くので、Mnは 1.0〜1.8 wt％の範囲で含有させるものとした。
【００１９】
Ｐ：0.030 wt％以下
Ｐは、γ粒界へ偏析して粒界強度を低下させるため、その混入は極力低減することが望ましい。特に HAZ靱性を確保する面から、許容上限を 0.030wt％に定めた。
【００２０】
Ｓ：0.020 wt％以下
Ｓは、低Ｃ−Nb, Ti添加鋼において、高温延性を低下させ、連続鋳造時の表面割れ発生を助長させるだけでなく、MnＳを形成し、母材靱性も低下させるので、許容上限を 0.020wt％に定めた。特に好適には 0.010wt％以下である。
【００２１】
Al：0.1 wt％以下
Alは、脱酸剤として含有させるが、0.1 wt％を超える添加は脱酸効果が飽和するだけでなく、母材および HAZ靱性の劣化を招くので、Alは 0.1wt％以下に限定した。
【００２２】
Ｂ：0.0003〜0.0040wt％
Ｂは、焼入性の向上により、ベイナイト組織を安定して得るのに有効な成分であるが、0.0003wt％に満たないとその添加効果に乏しく、一方0.0040wt％を超えると焼入性向上効果が飽和するだけでなく、母材および HAZの靱性が劣化するので、Ｂは0.0003〜0.0040wt％の範囲で含有させるものとした。
【００２３】
Ｎ：0.006 wt％以下
Ｎがあまりに多いと、十分な量のFreeＢを確保することができないので、Ｎはこの面から 0.006wt％以下に抑制するものとした。
【００２４】
また、この発明では、強化元素としては、主に以下に述べるNbとTiを用いるものとした。
というのは、これらNb, Tiは、溶接性に悪影響を及ぼすことなしに効果的に強度の向上を図ることができ、またこれらの改善効果は添加量が他の強度改善成分に比べると微量で済むので、成分コストの面でも有利だからである。
【００２５】
図１および図２には、実験室的に 0.5wt%Si-1.5wt%Mn-0.015wt%P-0.004wt%S-0.03wt%Al-0.0020wt%B-0.003wt%Nを基本成分とし、Ｃ, Nb, Ti, Ca量を変えた鋼（板厚：80mm）を、1250℃に加熱し、 950℃以下での累積圧下率が20％の条件で熱間圧延を行って25mm厚としたのち、放冷した時の、引張り強さ（T.S.）および靱性（vE0)に及ぼす（Nb＋Ti）複合添加効果を、Nb単独添加およびTi単独添加の場合と比較して示す。
図１, ２に示したとおり、（Nb＋Ti）複合添加の場合は、Nb単独添加やTi単独添加の場合に比べて、T.S.およびvE0 とも優れた値を呈している。
【００２６】
従って、この発明では、強度および靱性の改善成分としてNbおよびTiを、以下の範囲で含有させるものとした。
なお、強化成分として従来から知られているその他の元素、Cr, Ni, Mo, ＶおよびCuは、大幅な合金元素の上昇を招くことから無添加とするか、あるいはこれら元素の添加量上限を以下のレベルに制限することとした。
Cr：0.3 wt％以下、    Ni：0.2 wt％以下、    Mo：0.1 wt％以下、
Ｖ：0.02wt％以下、    Cu：0.3 wt％以下。
【００２７】
Nb：0.03〜0.1 wt％
Nbは、変態強化による強度向上のために有用な元素であるが、含有量が0.03wt％未満ではその添加効果に乏しく、一方 0.1wt％を超えると母材および HAZの靱性が劣化するので、Nbは0.03〜0.1 wt％の範囲で含有させるものとした。
【００２８】
Ti：0.005 〜0.04wt％
Tiは、鋼中ＮをTiＮとして固定し、FreeＢによる焼入性向上効果を有効に発現させるだけでなく、γ粒の微細化による母材の靱性向上にも有用な元素である。
しかしながら、含有量が 0.005wt％未満ではその添加効果に乏しく、一方0.04wt％を超えて添加しても、その効果は飽和するので、Tiは 0.005〜0.04wt％の範囲で含有させるものとした。
なお、鋼中Ｎを固定する面からは、TiはＮの 3.4倍以上添加することが好ましい。
【００２９】
以上、必須成分について説明したが、この発明ではその他にも、連続鋳造におけるノズル詰まりの防止を目的として、Caを添加することができる。
しかしながら、添加量が0.0005wt％に満たないとその添加効果に乏しく、一方0.0100wt％を超えると鋼の清浄度が低下し、靱性の低下を招くので、Caは0.0005〜0.0100wt％の範囲に限定した。
【００３０】
上述したように、この発明では、 HAZの粒界割れと HAZ靱性の観点から制限されたＣ範囲において、Mn, Ｂ, Nb, Tiで焼入性を確保し、鋼組織を主にベイナイト組織とすることによって、高強度化を達成することが可能であり、その結果、合金コストの大幅な上昇につながるCr, Ni, Mo, ＶおよびCuを無添加とするか、あるいは必要最小限に抑制することができる。
【００３１】
また、上記の成分組成範囲の中で成分調整を行うことによって 500〜700 MPaの幅広い強度レベルを適宜達成することができる。
【００３２】
次に、この発明の製造方法について説明する。
上記の好適成分に調整された溶鋼は、連続鋳造法または造塊−分塊法により、ブルームやビームブランクとしたのち、大形圧延ラインで熱間圧延に供される。
その圧延プロセスは、素材の加熱工程を経て、ブレークダウン圧延機（リバースの多パス圧延）を経由した後、粗ユニバーサル圧延機（リバースの多パス圧延）でほぼ最終形状に近い製品形状まで圧延し、仕上ユニバーサル圧延機（１パスのみ）で形状を整えるためのスキンパス圧延を行う。
【００３３】
上記の製造工程において、素材の加熱温度は1150〜1320℃とする必要がある。というのは、加熱温度が1150℃に満たないと変形抵抗の増大により造形性が低下し、一方1320℃を超えるとスケールロスの増加、加熱原単位の上昇を招くだけでなく、初期γ粒の粗大化による靱性低下が懸念されるからである。
【００３４】
また、粗ユニバーサル圧延の際、 950℃以下における累積圧下量は50％以下とする必要がある。
というのは、ブレークダウン圧延時の温度降下によって、粗ユニバーサル圧延では、γ未再結晶域となる 950℃以下まで圧延温度が低下するが、形鋼の材質制御は，圧延温度領域を考慮すると粗ユニバーサル圧延工程で最も重要で、特にγ未再結晶域となる 950℃以下の累積圧下量が50％を超えると、母材の強度および靱性はさらに上昇するものの、粗ユニバーサル圧延中に 950℃以下になるまでの圧延待機時間が増大し、生産性の低下を招くだけでなく、長時間の圧延待機によってフランジとウェブの温度差が拡大し、ウェブ波などの形状異常が発生し易くなるからである。
従って、 950℃以下における累積圧下量は50％以下とするが、圧下率があまりに小さいと組織の微細化が不十分となり、靱性が低下するので、 950℃以下における累積圧下量は５％以上とすることが望ましい。
【００３５】
ところで、上記した粗ユニバーサル圧延工程においては極力圧延待機を行わないことが好ましい。
また、粗ユニバーサル圧延と仕上ユニバーサル圧延との間および仕上ユニバーサル圧延後の冷却は、放冷処理とすることが好ましい。
というのは、粗ユニバーサル圧延中に長時間待機すると、ウェブとフランジの厚み差に起因してそれらの温度差（通常ウェブが薄いので低温）が拡大するため、ウェブ波が発生し易くなる。従って、これらを防止するには、粗ユニバーサル圧延と仕上ユニバーサル圧延との間または仕上ユニバーサル圧延後に、フランジを水冷する必要がある（ウェブとの温度差をなくすため）が、粗ユニバーサル圧延機と仕上ユニバーサル圧延機間で水冷を行ったり、仕上ユニバーサル圧延後に水冷を行うと、ＯＰとＤＲの温度不均一等を誘発し、曲がりや反りが発生し易くなって、生産性を大きく阻害するからである。また、単に長時間圧延待機をするだけでも、その分所要時間が長くなって、生産性が害されることになる。
従って、生産性の向上の観点からは、できる限り、粗ユニバーサル圧延の際に圧延待機を行わず、また粗圧延と仕上圧延との間および仕上圧延後の冷却は、放冷処理とすることが有利である。
【００３６】
なお、上記の製造方法に従って得られるＨ形鋼の寸法は特に制限されることはないが、フランジ厚は40mm以下とすることが好ましい。
というのは、フランジ厚が40mmを超えるいわゆる極厚鋼材や極厚Ｈ形鋼の場合には、板厚増加に伴う圧延時の全圧下量の減少や冷却速度の低下による強度や靱性の低下を補うために、従来技術に見られるような相応の成分設計や圧延、冷却手法を考慮する必要が生じるためである。
【００３７】
【実施例】
表１に示す種々の成分組成に調整した鋼を、表２に示す条件に従って処理することにより、種々のＨ形鋼を製造した。
かくして得られた各Ｈ形鋼について、フランジ幅の1/4 の部位の部位のフランジ厚1/4 部より、JIS ４号引張試験片およびJIS ４号衝撃試験片を圧延方向から採取し、機械的性質を調査した。
次に、 HAZ靱性を評価するため、フランジ幅の1/4 の部位から再現熱サイクル試験片を採取し、1400℃に加熱後、 800℃から 500℃まで 300ｓで冷却する熱サイクル処理（500 kJ／cmの入熱量で溶接した際のBOND部に相当）およびＡr1点以下の 700℃に再加熱する熱サイクル処理（500 kJ／cmの入熱量で溶接した際の再加熱BOND部に相当）を行ってから、シャルピー試験片を採取し、０℃でのシャルピー吸収エネルギーを測定した。
得られた結果を、表３に示す。
【００３８】
【表１】
0003873540.tif 000002
【００３９】
【表２】
0003873540.tif 000003
【００４０】
【表３】
0003873540.tif 000004
【００４１】
表３から明らかなように、この発明に従う適合例はいずれも、生産性が良好で、ＴＳが 500 MPa以上の高強度で、BOND部や再加熱BOND部の靱性も優れたＨ形鋼が得られている。また、このＨ形鋼について、フランジやウェブの板厚方向の硬さを調査したところ、硬さのばらつきが極めて小さい均一な硬さ分布を有することが確認された。
これに対し、Ｃ量がこの発明の適正範囲を逸脱した比較例（鋼Ｋ，Ｐ）では、BOND部靱性の低下や最高硬さが高くなっており、 HAZの靱性や溶接性に問題が残った。また、Ti無添加の鋼Ｌ、Nb無添加の鋼ＭおよびＮ量が高い鋼Ｎについては、強度が低かったり、靱性が低いという問題が生じた、さらに、Nbが上限を逸脱した鋼Ｏでは、母材および HAZの靱性が低下した。
【００４２】
【発明の効果】
かくしてこの発明によれば、材質のばらつきなしに、従来よりも高強度・高靱性で、かつ溶接性に優れた圧延Ｈ形鋼を、極めて安価にかつ高生産性の下で得ることができる。
【図面の簡単な説明】
【図１】  引張強度に及ぼす（Nb＋Ti）複合添加効果を、Ｃ量との関係で示した図である。
【図２】  靱性に及ぼす（Nb＋Ti）複合添加効果を、Ｃ量との関係で示した図である。
【図１】
0003873540.tif 000005
【図２】
0003873540.tif 000006