JFE 技報 No. 33（2014 年 2 月）p. 25-31

2

建築構造用高性能 590 N/mm 級 TMCP 鋼板「HBL®440」
2

High Performance 590 N/mm Class
Thermo-Mechanical Control Process (TMCP) Steel Plate®

“HBL 440” for Building Structure
大森章夫

OHMORI Akio

JFE スチール

スチール研究所

鋼材研究部

中川佳

NAKAGAWA Kei

JFE スチール

スチール研究所

土木・建築研究部

主任研究員（課長）・博士（工学）室田康宏

MUROTA Yasuhiro

JFE スチール

東日本製鉄所（京浜地区）商品技術部

主任研究員（副課長）
主任部員（課長）要旨
2

従来の建築構造用 590 N/mm 級鋼 SA440 の製造プロセスでは，建築構造用鋼として必要な低降伏比（低 YR）特性を確保するために 2 相域焼入を含む複数回のオフライン熱処理が必須であったが，JFE スチール独自のオンライン冷却設備を活用した TMCP（Thermo-mechanical control process）技術を駆使することにより，2 相域焼入が2®

省略可能な高性能 590 N/mm 級 TMCP 鋼板「HBL 440」を開発した。板厚 19 mm から 100 mm の鋼板を製造し，SA440 と同等の機械的性質に加え，優れた溶接性と超大入熱溶接部靭性を達成した。また，本鋼材を用いた鉄骨部材が優れた塑性変形性能を有することも確認できた。

Abstract:2

Conventional 590 N/mm class steel for building structures, SA440, has been manufactured by a multiple off-line
heat treatment processes involving intercritically reheated quenching, in order to achieve low yield ratio required for2

seismic resistance buildings. High performance 590 N/mm class thermo-mechanical control process (TMCP) steel®

plate “HBL 440” for building structures, which can be manufactured without an intercritically reheated quenching,has been developed by applying the uniquely advanced JFE Steelʼ s on-line accelerated cooling system. The developed
steel plates from 19 mm to 100 mm in thickness satisfy the specification of SA440 and exhibit excellent weldability andhigh heat affected zone (HAZ) toughness in welded joints with ver y large heat inputs. Furthermore members
fabricated with the developed steel plates have achieved equivalent plastic behaviors to those of SA440.

1． はじめにめ，高強度化と低 YR 化の両立は困難になる。1990 年代に
2開 発 さ れ た 熱 処 理 型 の 建 築 構 造 用 590 N/mm 級 鋼 板1）

近年の高層建築物の大スパン化や，商業スペース，オフィ（SA440） では，多量の合金添加とともに，たとえば図 1（a）

ス，ホテルなどの重層化などに伴い，鉄骨柱の厚肉化と大に示すような 2 相域焼入を含む多段熱処理により低 YR 特性径化が進んでいる。1993 年に竣工したランドマークタワーを確保している。このような複雑な熱処理は工期の長期化では，最大 100 mm 厚×1 000 mm 角の断面を有する大断面を，多量の合金添加は溶接性の低下をもたらし，SA440 ののボックス柱が使用された。このような鉄骨柱の大断面化適用拡大を妨げる要因となっていた。

による重量増加を抑制し，鋼材製造，鉄骨加工，運搬，建Rolling方など各過程での環境負荷とコストを低減するため，高強Ac3 Controlled
Ac1rolling度鋼材の必要性が高まっている。

Acceleratedcooling

一方，地震が多発する我が国では，建築構造物の鉄骨部
RQ Q′ T(a) Multiple heat treatment(Conventional steel)

材には，大地震による倒壊を防ぐため，塑性変形によってエ(b) Thermo-mechanical controlprocess(TMCP)(Developed steel)
RQ : Reheated quenchingQ′: Inter-critical reheated and quenching
T : Tempering

ネルギーを吸収することが求められる。そのため，柱や梁などの建築鉄骨部材に用いられる鋼材には，多くの場合，降伏比 YR（Yield ratio, YR＝（降伏強度（YS））/（引張強度（TS））が 80％以下の低降伏比（低 YR）特性が要求される。しかしながら，一般的に鋼材強度の増加に伴って YR は上昇するた2

図 1 低 YR 590 N/mm 級鋼の製造プロセス
2

2013 年 11 月 27 日受付

Fig. 1 Manufacturing process of low yield ratio (YR) 590 N/mmclass steels－ 25 －2®

建築構造用高性能 590 N/mm 級 TMCP 鋼板「HBL 440」

Controlle
rolling dControlle
rolling d

Accelerated cooling

Accelerated coolingTemperature

Temperature

Air cooling
FerriteStopaccelerated
cooling

Pearlite
Bainite

(a)
(b)

Stop
accelerated
cooling(c)

Martensite

FerritePearlite
BainiteMartensite

(c)
(d)
(e)

Air cooling

TimeTime

図 2 加速冷却による複相ミクロ組織制御（模式図）
Fig. 2

Schematic illustrasions of controlling multi-phasemicrostructures with accelerated cooling
YS/397 MPa
TS/575 MPa
YR/69％

JFE スチールでは，オンライン（非調質）で材質を造り込
むための TMCP（Thermo-mechanical control process：加工YS/486 MPa
TS/636 MPa
YR/76％熱処理）技術を駆使することにより，図 1（b）のような 2相域熱処理を省略したプロセスで SA440 と同等の機械的特MAFPP性を確保した。さらに，独自の溶接熱影響部高靭化技術との組合わせにより，優れた溶接施工性と超大入熱溶接部靭®

5μm

鋼 板「HBL 440」 を 開 発 し，2013 年 8 月 に 板 厚 19～5μm5μm(b) Appropriate(a) Low strength(c) High YR(Ferrite＋Pearlite)(Bainite(Bainite)＋Pearlite＋MA)
YS : Yield strength TS : Tensile strength R＝YS/TS

建築構造用鋼として必要な低 YR 特性および超大入熱溶接部靭性を高強度化と同時に達成するための基本指針と，開発鋼板の母材および溶接継手の基本性能，そして部材性能を

写真 1 ミクロ組織例（走査型電子顕微鏡）紹介する。

Photo 1

2． 成分設計および TMCP の基本指針

Examples of SEM micrographs

700(c) High YR (Bainite)

低降伏比（低 YR）確保のための TMCP 技術

Stress (MPa)

2.1

B

B

2性をも兼ね備えた建築構造用高性能 590 N/mm 級 TMCP
100 mm の範囲で国土交通大臣認定を取得した。本稿では，YS/521 MPa
TS/627 MPa
YR/83％

高強度鋼において低 YR 化を達成するための基本指針は，ミクロ組織を軟質相と硬質相からなる複相組織にすること2である。590 N/mm 級鋼では，軟質相と硬質相の組合わせとして，フェライト＋ベイナイト，フェライト＋焼もどしマ

600
500400ル テ ン サ イ ト， ベ イ ナ イ ト＋ パ ー ラ イ ト＋MA（MA：(b) Low YR(Bainite＋Pearlite＋MA)
0Martensite-austenite constituent）などが用いられる。TMCP

5Elongation (％)

10

図 3 応力-ひずみ曲線の例

によってこのような複相組織を実現するには，化学成分，制Fig. 3

御圧延条件，加速冷却条件を最適化する必要がある。

Examples of stress-strain curves

図 2 は，開発鋼のミクロ組織に及ぼす加速冷却条件の影
響を模式的な連続冷却変態線図（CCT 図）を用いて示した

イナイト単相組織（c）の応力-ひずみ曲線の例を示す。MA図である。適正な温度で加速冷却を停止した（b）では，写の存在は YS の低下と TS の増加を同時にもたらし，低 YR

真 1（b）のようなベイナイト＋パーライト＋MA の複相組化への寄与が特に大きい。

織が得られ，十分な強度と低 YR 特性を両立した所望の引張

このようなミクロ組織の複相化制御による高強度と低 YR特性が得られる。しかし，条件（a）のように冷却停止温度特性の両立は，図 2（d）のように加速冷却を途中で中断しが高すぎると，写真 1（a）のようにフェライト＋パーライトてフェライトを析出させたり，（e）のような連続冷却中にフェ組織となって強度が不足し，条件（c）のように冷却停止温ライトを析出させる冷却速度制御によっても実現できる。ま度が低すぎると，写真 1（c）のように高 YR のベイナイト単た，Mn，Cr，Mo，Nb などの合金添加によって MA の生成相組織となる。図 3 に低 YR の複相組織（b）と高 YR のベ量が増加することが知られており ，これらの合金元素添加

JFE 技報 No. 33（2014 年 2 月）

－ 26 －2）

2®

建築構造用高性能 590 N/mm 級 TMCP 鋼板「HBL 440」量の最適化も重要である。
る JFE スチール独自の鋼板水冷装置 Super-CR® 4）

OLAC3）

Pearlite

MA開発鋼では，高精度かつ自在な冷却パターンを可能にすと Super-を活用するとともに，Cr，Mo，V，Nb の添加量を最適化することによって，適正なミクロ組織と機械的性質を達成した。

2.2

超大入熱溶接熱影響部高靭化技術

5μm

高層ビルの鉄骨柱として使用される四面溶接組立ボック

5μm(b) Developed(a) Conventional(0.06Si-0.004P)(0.25Si-0.010P)
vE0℃＝42 J
vE0℃＝13 J
MA : Martensite-austenite constituent
vE0℃ : Absorbed energy

ス柱の製作には，エレクトロスラグ溶接（ESW）や多電極サブマージアーク溶接（SAW）など入熱量が 500 kJ/cm を超える超大入熱溶接が適用され，熱影響部（HAZ）の著しい脆化が問題となる。

写真 2 ESW 相当の再現 HAZ 組織

これまでの大入熱 HAZ 靭性向上手法としては，（1）TiN

Photo 2 Microstructures of synthetic heat affected zone (HAZ)
simulating electroslag welding (ESW)や酸化物など高温でも安定な微細粒子分散によるオーステ
ナイト（g ）細粒化，（2）低 C または低 Ceq 化（Nb 低減も含む）による焼入性低下，（3）微細分散粒子活用による g

800～500℃冷却時間 1 000 s）を付与した再現 HAZ のミクロ粒内フェライト生成促進など，比較的焼入性の低い成分設組織写真である。従来成分の SA440（高施工型 SA440-U ）計で HAZ 組織をフェライト主体とすることにより，MA をでは MA が認められるのに対し，Si と P を同時に低減した含む上部ベイナイトなど低靭性組織の生成を抑制すること

低 Si―低 P 成分では，MA は顕著に減少してパーライト組7）5）が基本であった 。

織に変化した。それにともない，開発鋼の再現 HAZ 靭性は一方，本開発鋼は，強度確保とオンライン製造での低降上部ベイナイト主体のミクロ組織であるにもかかわらず改善伏比化のために Mo などの合金元素を添加し，従来より焼された。

入性がやや高い成分設計としている。このため，ボックス柱

3． 開発鋼板の特性用など大入熱溶接部靭性が特に要求される仕様に対応する際には，大入熱溶接 HAZ での上部ベイナイトの生成を許容3.1したうえで，上部ベイナイト中の MA 生成を極力抑えるこ母材特性・溶接性®とによる靭性改善を志向した。Si 低減により大入熱 HAZ に

表 1 に開発鋼の化学成分の目標範囲（HBL 440 規格）と6）生成する MA が減少することは従来から知られているが ，実機出鋼成分（製品分析値）を示す。C 含有量を 0.10％未Si と同時に P を低減することにより，さらに MA 量は減少

満に低減して溶接低温割れ感受性を抑えたうえで，母材おして HAZ 靭性が向上する。写真 2 は，入熱 1 000 kJ/cm のよび大入熱 HAZ において強度と靭性のバランスに優れたベ

ESW 溶接 Bond 部近傍を模擬する熱サイクル（1 400℃加熱，イナイト主体のミクロ組織が得られるように，Cr，Mo，V，

表 1 開発鋼の化学成分
Table 1Thickness (mm)Developed steels

Target of HBL440

Chemical compositions of developed steels
Chemical compositions (mass%)

Ceq

*1

PCM*2

0.002

0.42

0.17

0.010

0.002

0.41

0.17

0.009

0.001

0.41

0.16

1.47

0.010

0.001

0.41

0.16

1.50

0.005

0.002

0.45

0.20

0.07

1.46

0.004

0.002

0.45

0.200.07

1.49

0.45

0.20

CSiMnPS

19

0.06

0.21

1.47

0.008

25

0.06

0.21

1.45

40

0.05

0.21

1.46

50

0.05

0.21

60

0.09

0.06

80

0.09

100

0.08

t≦40
40＜t

≦0.12

≦0.55

≦1.60

0.005

OthersCr, Mo, Nb, V, Ti

0.002≦0.030*3≦0.020*4≦0.008as necessary

≦0.44
≦0.47

≦0.22

*1

Ceq = C + Si/24 + Mn/6 + Ni/40 + Cr/5 + Mo/4 + V/14
PCM = C + Si/30 + Mn/20 + Cu/20 + Ni/60 + Cr/20 + Mo/15 + V/10 + 5B
*3
*4
HBL440B, HBL440C*2－ 27 －JFE 技報 No. 33（2014 年 2 月）

2®

建築構造用高性能 590 N/mm 級 TMCP 鋼板「HBL 440」

表 2 開発鋼の機械的特性
Table 2Thickness (mm)Mechanical properties of developed steel plates
Tensile properties

Specimen

2YR (%)El (%)

vE0˚C (J)vTrs (˚C)

49061979

18358−95487613

7921371−65404856147927364−4550484612

7931380−10519JIS 1A60

JIS 4

80
100
19≦t≦3232＜t≦40

Target of HBL440

Impact properties

TS (N/mm )25Developed steels

2YS (N/mm )40＜t≦1004826317629347−50471

601

7827348−85471603

78

28340

−80

440〜540590〜740≦80≧70―≧15JIS 1A≧16≧20JIS 4

YS: Yield strength
TS: Tensile strength
YR = YS/TSEl: ElongationvTrs: Brittle to ductile transition temperature
vE0˚C: Absorbed energy

表 3 には板厚 100 mm の y 形溶接割れ試験結果を示す。

表 3 y 形溶接割れ試験結果
Table 3Thickness Welding(mm) method100

CO2 溶接（GMAW）による予熱なし（5℃）の試験で割れはResults of y-groove weld cracking test
Test conditions
ConsumableWelding conditions＊MG-60, f1.2
GMAW 250A-30V-26cm/min(17 kJ/cm)(CO2)
Atmosphere: 5˚C, 60%1）

Cracking ratio (%)
PreSurface Section Root
heatingno(5˚C)

000000＊

Kobe Steel, Ltd.

発生しなかった。従来の SA440 規格（PCM≦0.28） に対して大幅に溶接性が向上しており，高施工型 SA440（PCM≦7）0.22） と同等以上の優れた溶接性を有する。

3.2

溶接継手特性

サブマージアーク溶接（SAW），エレクトロスラグ溶接による大入熱溶接継手を作製し，シャルピー衝撃試験を行なった。溶接条件と継手概要を表 4 に，シャルピー試験片の採Ti などの元素を添加した。板厚 60 mm 以上の鋼板はボック取位置と試験結果をそれぞれ図 4，5 に示す。入熱 500 kJ/ス柱用途を想定し，大入熱溶接 HAZ 靭性を考慮した前述のcm 以上の超大入熱溶接継手においても，平均 70 J 以上の優低 Si―低 P 系成分とした。

れたシャルピー特性を示した。

表 2 には鋼板母材の引張特性およびシャルピー衝撃特性

3.3®

を満足している。シャを示す。いずれも目標（HBL 440 規格）

部材性能

3.3.1

ルピー破面遷移温度（vTrs）は－40℃未満であり，優れた井上ら母材靭性を示した。

局部座屈に対する性能
8）は，後に SA440 規格になったと考えられる低降

表 4 溶接条件
Table 4Welding method

Thickness (mm)Welding conditions

Pre-heating

Groove shape60

60

no (17˚C)

360(mm)100100572(L) : 2 300 A-38 V(T) : 1 800 A-52 V
19 cm/minWire: KW-60AD＊
Flux: KF-100AD

23no (8˚C)

Wire (L) : KW-101B＊Wire (T) : KW-101B＊
Flux: KB-55I＊

55

Electroslag welding (ESW)Heat input (kJ/cm)＊35゜

Submerged arc welding (SAW)

ConsumableWelding conditions

960300(mm)380 A-52 V
1.2 cm/min＊

Kobe Steel, Ltd.

JFE 技報 No. 33（2014 年 2 月）

－ 28 －2®

建築構造用高性能 590 N/mm 級 TMCP 鋼板「HBL 440」

考察する。

HAZ(FL＋3 mm)
HAZ(FL＋1 mm)

図 6 に短柱圧縮実験の概要を示す。文献

FL2

表 5 には試験体の詳細を示す。試験体は溶接組立箱形断FL

HAZ

面の短柱，全 2 体で FA-FB 境界，FB-FC 境界を狙って設定

HAZ (FL＋1 mm)
HAZ (FL＋3 mm)
HAZ CenterFL : fusion line(a) Submerged arc weldingに均等に荷重がかかるように鉛直下方に鉛直載荷した。

WM CenterWM

WM CenterWMした。ともに公称板厚 19 mm の鋼板を利用した実物サイズである。

(b) Electroslag welding(SAW) joint(ESW) joint

図 7 に実験で得た塑性変形倍率 Rm の結果を SA440 の結HAZ : Heat affected zone

果WM : Weld metal8）と重ねて示す。ここで，Rm は次式で定義される。

図 4 溶接継手シャルピー試験片採取位置

Rm＝emax/ey－1

Absorbed energy, vE0℃ (J)Fig. 4 Positions of Charpy impact test specimens for the weldedjoints

emax：実験最大耐力時の圧縮ひずみ（（試験体の縮み）/（初期高さ））

400

ey：降伏ひずみ（＝sy/E）

3002
sy：試験体鋼材の引張試験による降伏耐力（N/mm ）E：ヤング係数（＝205 000 N/mm2）

200
10001/2

また，横軸は，幅厚比 B/t に（sy/E） を乗じた一般化幅厚比を用いており，sy で基準化した幅厚比となっている。

HAZ
HAZ
FL＋1 mm FL＋3 mm
Notch position
WM : Weld metal FL : fusion line HAZ : Heat affected zone

WMCenterFL

図 7 によれば，開発鋼は SA440 と同等の性能を有していることが分かる。また，開発鋼は「鋼構造限界状態設計指針10）」に示される目標値も達成している。これらより，局部座屈を支配する指標，幅厚比ランクについて開発鋼は400

SA440 と同様に設定してよいと考えられる。
3.3.2

300

柱梁接合部の性能

図 8 に示すように，開発鋼の柱梁接合部の構造性能を評

200

Load100

WM
Ccenter

DisplacementgaugeSpecimen

FLHAZ
HAZ
HAZ
FL＋1 mm FL＋3 mm FL＋5 mm
Notch position(b) Electroslag welding (ESW) joint

図 5 溶接継手シャルピー試験結果
Fig. 5Specimen

Width(B)

Absorbed energy, vE0℃ (J)(a) Submerged arc welding (SAW) joint

0に従い，断面Results of Charpy impact tests for the welded joints

Thickness (t)Height (h)

HAZ

9）

Displacement
gauge

2

伏比 590 N/mm 級鋼材の短柱圧縮実験を実施している。本®

節では開発鋼 HBL 440 の短柱圧縮実験の結果を井上ら

8）

図 6 短柱圧縮実験概要
Fig. 6の短柱圧縮実験の結果と比較し，局部座屈に対する性能をSet-up of stub-column test

表 5 単柱圧縮試験体詳細
Table 5Specimens of stub-column test

Specimen

B (mm)t (mm)

B/t(B/t) (ey)

BOX 1

455.3

1924.1

BOX 2

512.2

1927.1

1/2sy

A (mm)

h (mm)

1.18

32 9901367495

1.30

37 2961538472su

sy/su

EL (%)

6210.80

43612

0.77

442(N/mm )2

B: Width, t: Thickness, ey: sy/E, E: Young modulus = 205 000 (N/mm ), A: Area, h: Height,
sy: Yield strength, su: Tensile strength, EL: Elongation, (sy, su and EL are from coupon tensile test, JIS No. 5)－ 29 －JFE 技報 No. 33（2014 年 2 月）2®

きく変形し，耐力は全塑性モーメント Mp から 15％以上上Rank of w/t ratio by Japanʼs Building Standard Law

昇した。

● : Developed steel〇 : SA440

0.5

400
400

15 Criterion by aguideline of AIJ＞4 for FA
10＞2 for FB＞0 for FC
532

1

1.5

32Column (SA440)
H-400×400×32×32
Beam (Developed steel) LoadCooling box H-600×200×19×25 −250FD2PL-28(SM490)＋25(B/t) (σy/E)1/2

PL-32 (SA440)
Displacement gauge Laser displacement
gauge
2 850
3 050(mm)Equivalent width-thickness ratio

図 7 単柱圧縮実験結果
Fig. 720020FC600

FB性率で 6 以上の変形に耐えており，ともに，塑性化後も大19FA

試験体 S は塑性率（＝q/qp）で 3 以上，試験体 NS は塑

3225

影響部に沿って進展した後，母材側への脆性破壊となった。

εmax : Strain at σmax from a stub column test
σmax : Maximum stress from a stub column test
εy : Yield strain from a coupon tensile test
B : Widtht: Thickness
E : Young modulus

2 000

Plastic deformation magnification, Rm

建築構造用高性能 590 N/mm 級 TMCP 鋼板「HBL 440」

Result of stub-column test

価するために繰返し載荷実験を実施した。試験体は全 2 体で，

図 8 柱梁接合部繰返し載荷実験の概要

図 9 に示すように接合部のディテールが実験変数となってFig. 8Set-up of cyclic loading test of connection

いる。すなわち，梁ウェブをボルト接合し梁フランジはスカラップを作って溶接する「現場溶接型」と，梁ウェブを隅肉Specimen S(Scallop)

以下，パス間温度 350℃以下で管理した。

R35R10Beam flangeColumn

35°

柱と梁は図 8 に示したサイズの溶接組立 H 形鋼であり，破壊を想定している梁に板厚 19 mm および 25 mm の開発鋼を用いた。これらの鋼 板の機 械的 性 質を表 6 に示す。
80％以下の降伏比と 290～379 J の高い靭性を有している。

Scallop

図 10 に梁端のモーメントー回転角関係を全塑性モーメン

72 60 60 44236Diaphragm

35°

Beam flange

7Column

Diaphragm 7

料 JIS Z 3312 G59JA1UC3M1T（1.2 f）を用い，入熱 30 kJ/cm

448接型」である。梁端フランジの溶接では，ともに，溶接材

Specimen NS(Non-scallop)

44 60 60 60 60 60 60 44

溶接し梁フランジはスカラップを作らずに溶接する「工場溶7PL-2818-M2435°(mm)ト時の値で基準化して示す。スカラップを有する試験体 S

Welding conditions of both specimens

では，変形が進むにつれ，梁フランジとスチールタブのスリッ性き裂がそれぞれ進展し，これらがつながる形で脆性破壊

JIS Z 3312 G59JA1UC3M1T
Welding material :Not more than 30 kJ/cm
Heat input :Interpass temperature : Not more than 350℃
SM490A (Steel in JIS G 3106)
End tabs:

した。一方，スカラップがない試験体 NS では，梁フランジ

図 9 柱梁接合部の詳細

ト部を起点とした延性き裂と，スカラップ底から発生した延Fig. 9とスチールタブのスリット部から延性き裂が発生し，溶接熱

Details of connections

表 6 柱梁接合部繰返し載荷試験体に用いた開発鋼板の機械的特性
Table 6

Mechanical properties of the developed steel plates for specimens of welded beam-to-column connections
Column flange and web

Specimen

sysu
2

sy/su

EL(%)

vE0˚C
(J)

641

0.78

48316

494

(N/mm )S (Scallop)
NS (Non-scallop)

499

Beam flangesysu

Beam web2sy/suEL(%)

vE0℃(J)

sy631

0.78

47290496(N/mm )－ 30 －2

sy/su

EL(%)

vE0˚C
(J)

630

0.7943379(N/mm )sy: Yield strength, su: Tensile strength, EL: Elongation, (sy, su, and EL are from coupon tensile test, JIS No. 5)
vE0˚C: Charpy absorbed energy at 0˚C
JFE 技報 No. 33（2014 年 2 月）

su

2

®

建築構造用高性能 590 N/mm 級 TMCP 鋼板「HBL 440」

1.5

参考文献

M : Moment at the end of the beam
Mp : Full-plastic moment of the beam section
θ : Rotation derived from the beam
θp : Rotation derived from the beam at Mp1）日本鉄鋼連盟．高性能鋼利用技術小委員会編．建築構造用高性能
2590 N/mm （SA440）鋼設計・溶接施工指針．2004, 47 p.
2）平井征夫．高張力鋼の M-A Constituent（島状マルテンサイト）とじん性．溶接学会誌．1981, 50, p. 37-48.
3）JFE スチール．プレスリリース「厚板ハイテン製造プロセスに革新」．

Specimen S
Specimen NS1

2011-07-06. http://www.jfe-steel.co.jp/release/2011/07/110706.html.
4）小俣一夫，吉村洋，山本定弘．高度な製造技術で応える高品質高性能M/Mp

0.5

厚鋼板．NKK 技報．2002, no. 179, p. 57-62.

05）木村達己，角博幸，木谷靖．溶接部靭性に優れた建築用高張力鋼と溶接材料．JFE 技報．2004, no. 5, p. 38-44.

−0.56）伊藤慶典，邦武立郎，池田允彦，大谷泰夫，小溝裕一．低シリコン高張力鋼の特性．住友金属．1977, 29, p. 395.

−17）石井匠，藤沢清二，大森章夫．超高層ビル向け建築構造用鋼材の概要−1.5−8 −6と適用例．JFE 技報．2008, no. 21, p. 1-7.

〇：Point at the fracture−4−202468）井上哲郎，桑村仁．降伏棚のある低降伏比 60 キロ高張力鋼短柱の応

8力-ひずみ特性（十字形および箱形断面）．日本建築学会構造工学論文集．
1991, 37 B, p. 225-238.
9）建築研究所．日本鉄鋼連盟編．鋼構造建築物の構造性能評価試験法に

θ/θp

図 10 柱梁接合部繰返し載荷試験結果
Fig. 10

関する研究委員会報告書．2002, 221 p.
10）日本建築学会編．鋼構造限界状態設計指針・解説．2002, p. 121-124.
11）藤牧勇太，中込忠男，崎野良比呂．SA440 鋼を用いた柱梁溶接接合部の破壊及び変形能力に関する実験的研究．日本建築学会構造系論文集．

Result of cyclic loading test of connection

これらの結果は，同条件の SA440 の柱梁接合部の繰返し実験

2011, 666, p. 1499-1506.
12）植木卓也，中川佳，大森章夫，中川郷司，石井匠，加村久哉．
「建築2構造用高性能 590 N/mm TMCP 鋼材の部材性能その 1」．日本建築学会大会学術梗概集構造Ⅲ．名古屋，2012-9-12-14，日本建築学会，2012,11-13）とほぼ同等の性能であり，開発鋼が十分な塑性変形性能を有することを示している。

p. 1249-1250.
13）中川佳，植木卓也，中込忠男，石井匠，中川郷司，加村久哉．
「建築2構造用高性能 590 N/mm TMCP 鋼材の部材性能その 2」．日本建築学会 大 会 学 術 梗 概 集 構 造 Ⅲ．名 古 屋，2012-9-12-14，日 本 建 築 学 会，2012, p. 1251-1252.

4． おわりに®

開発鋼「HBL 440」は，TMCP 技術を駆使することにより，2従来の建築構造用 590 N/mm 級低 YR 鋼板（SA440）に必須であった 2 相域熱処理を省略して，同等の機械的性質と優れた溶接性を実現した鋼板である。本開発鋼板を用いた鉄骨部材が SA440 と同等の性能を有することも部材試験により確認できた。溶接組立 H 形鋼，角形鋼管（プレスコラム），円形鋼管，四面溶接組立ボックス柱などの建築鉄骨部材へ大森の適用が期待される。

－ 31 －章夫

中川佳

室田康宏

JFE 技報 No. 33（2014 年 2 月）