TWI795923B - 方形鋼管及其製造方法以及建築結構物 - Google Patents

Abstract

本發明是提供：方形鋼管及其製造方法以及建築結構物。本發明是具有平板部與角部之方形鋼管，假設平板部的平均厚度為t(mm)時，角部之外側的曲率半徑R為2.0t以上且3.0t以下，平板部之外表面的平坦度為2.5mm以下，從角部的外表面起算之位於厚度方向1/4t位置處的均勻伸長率E2，相對於從平板部的外表面起算之位於厚度方向1/4t位置處的均勻伸長率E1是0.60倍以上，從角部的外表面起算之位於厚度方向1/4t位置處之在-10℃時的夏比衝擊試驗的衝擊吸收能量為100J以上。

Description

方形鋼管及其製造方法以及建築結構物

本發明是關於特別適用在高度超過20公尺(m)之中層建築物、工場、倉庫等之大型建築物的建築構件之方形鋼管及其製造方法。此外，也關於使用本發明的方形鋼管作為柱材之建築結構物。

建築物的柱材，基於耐震性的觀點，必須具有很高的延性及韌性。

使用在柱材之具有角部及平板部的方形鋼管，承受到地震力等之巨大外力時，尤其是在角部的外表面將會產生很大的變形。因此，方形鋼管必須充分地提高角部之外表面的延性及韌性。

冷輥成型的方形鋼管(輥製成型的方形鋼管)，是廣泛地使用在建築物的柱材之方形鋼管。這種方形鋼管，是先將鋼帶利用冷輥成型加工而做成圓筒狀的未密封管，再將未密封管的對接部分進行電縫焊接而做成電焊鋼管之後，利用配置在電焊鋼管的上下左右之輥子對於電焊鋼管進行保持原本的圓筒狀之沿著管軸方向的縮徑加工，接下來，再進行方形成型加工而製造出來的。在上述的電縫焊接時，係將對接部分進行加熱而使其熔融，並且在擠壓對接的狀態下進行凝固而完成接合。

然而，輥製成型的方形鋼管，雖然生產性很高，但在進行製造時，角部會產生很大的加工硬化，因此，會有角部的延性及韌性低於平板部的延性及韌性之問題。

又，使用在柱材的方形鋼管，基於在施作現場的施工性及建築物的外觀設計性的觀點考量，也會有方形鋼管之角部的曲率半徑愈小愈好之要求。這是因為柱材之平板部的面積愈大的話，柱材與樑材之間可接合的面積就會愈大，而可以達成自由度更高的建築設計之緣故。

但是，輥製成型的方形鋼管，平均厚度t與平均邊長H的比值(即，t/H)愈大的話，在將鋼帶進行成型加工時所需的周方向彎曲應變也就愈大，因而會使得角部的加工硬化量變大。又，角部的曲率半徑愈小的話，在進行角部的成型加工時所需的周方向彎曲應變也就愈大，因而會使得角部的加工硬化量變大。因此，對於上述之平均厚度t與平均邊長H的比值(t/H)很大且角部的曲率半徑很小之輥製成型的方形鋼管而言，特別是角部的延性及韌性較低，難以確保充分的耐震性能。

又，上述的「平均厚度t」係指：含有焊接部(電縫焊接部)的平板部除外之其他三個平板部之在管周方向中央位置處的厚度(mm)的平均值。上述的「平均邊長H」係指：夾介著角部而相鄰之兩個平板部之邊長的平均值。

針對於這種要求，有人提出例如：專利文獻1～專利文獻4所記載之方形鋼管的技術方案。

專利文獻1所揭示的技術方案，係將化學組成分中添加了釩的鋼板進行彎折加工之後，進行焊接而做成半成型方形鋼管，再將這個半成型方形鋼管加熱至A ₃變態點附近來進行熱成型之後，予以冷卻而製得的方形鋼管。並且揭示出這種方形鋼管，可以改善降伏強度和韌性，而可將角部的形狀予以形成比較尖銳。

專利文獻2所揭示的技術方案，係對於冷成型部實施了熱處理之方形鋼管。並且揭示出這種方形鋼管，可以改善冷成型部的機械性質和焊接性。

專利文獻3所揭示的技術方案，係藉由適當地控制：素材鋼板的化學組成分、金屬組織之變韌鐵的百分率、以及角部之表層部的維氏硬度，而得以改善角部的韌性及塑性延展性之方形鋼管。

專利文獻4所揭示的技術方案，係藉由適當地控制：素材鋼板的化學組成分、金屬組織之硬質相及肥粒鐵的平均結晶粒徑，而得以改善角部的韌性之方形鋼管。

另一方面，針對於輥製成型的方形鋼管，也必須確立可以提昇形狀特性的技術，尤其是兼具：既可以提昇平板部的平坦度又可以減低角部的曲率半徑之技術。針對於這種要求，例如在專利文獻5及專利文獻6所揭示的技術方案，是藉由調整在進行輥壓成型加工時的製造條件，來改善形狀特性的技術。

具體而言，專利文獻5所揭示的技術方案之方形鋼管的成形方法，是將鋼管利用3段或4段的角成型輥軋機來進行輥壓成型加工，並且在最終段的角成型輥軋機以一定的軋縮率來進行輥軋而形成方形鋼管時，隨著鋼管之厚度/外徑比的變大，而逐漸縮小最終段的軋輥環槽形狀(從凸型轉為凹型)來進行成型加工。

專利文獻6所揭示的構造用方形管之製造方法的技術方案，是在將圓筒狀的素管輥製成方形管時，假設素管的外徑為D、素管的厚度為t、最大軋輥環槽高度為H時，以將Q=(D-H)/(D-t)×100既定義之設定推入率Q維持在12～23%的範圍來進行將素管成型為矩形剖面形狀之第一段的成型工序，並且包含將已經成型為矩形剖面形狀後的素管成型為目標形狀之第二段以後的成型工序。 [先前技術文獻] [專利文獻]

專利文獻1：日本特開2004-330222號公報 專利文獻2：日本特開平10-60580號公報 專利文獻3：日本特許第5385760號公報 專利文獻4：日本特開2018-53281號公報 專利文獻5：日本特開平4-224023號公報 專利文獻6：日本特許第3197661號公報

[發明所欲解決的問題]

然而，專利文獻1及專利文獻2所記載的方形鋼管，在進行成型時或成型後，需要有加熱工序，因此，與冷成型的輥製成型方形鋼管相較，成本非常高。因此，業界乃謀求能夠確立出一種在進行成型時或成型後，不需要加熱工序，就能夠製得所期望的方形鋼管之製造技術。

又，專利文獻3及專利文獻4所記載的方形鋼管，無法充分地抑制因為成型加工時的加工硬化所導致的角部之均勻伸長率的降低，因此無法說是能夠充分確保角部之外表面的延性及韌性。

再者，專利文獻5及專利文獻6所記載的技術，無法既可抑制角部的加工硬化的同時又可以進行成型加工，因此，無法說是：一種既可兼具提昇方形鋼管之平板部的平坦度與減少角部的曲率半徑的效果，又可充分地確保角部之外表面的延性及韌性之技術。

本發明是有鑑於上述的情事而開發完成的，目的是要提供：形狀特性、角部之外表面的延性及韌性都優異的方形鋼管及其製造方法、以及提供：具有優異的耐震性能之建築結構物。

在本發明中所稱的「形狀特性優異」，係指：角部的曲率半徑小，並且平板部平坦之方形鋼管。

上述的「角部的曲率半徑小」係指：角部之外側的曲率半徑R被控制在既定範圍內，具體而言，係指：假設平板部的平均厚度為t(mm)時，角部之外側的曲率半徑R為2.0t以上且3.0t以下。

上述的「平板部平坦」，係指：平板部的外表面在管軸方向上的平坦度為2.5mm以下，具體而言，係指：在與管軸方向垂直的面之剖面中，以：通過位於平板部之外表面的同一邊上之周方向兩端的兩點之直線的最大膨凸量及最大凹陷量來表示的最大絶對值為2.5mm以下(請參照後述的圖10)。

又，在本發明中所稱的「角部之外表面的延性優異」，係指：假設平板部及角部的平均厚度為t時，從角部的外表面起算之位於厚度方向1/4t位置處的均勻伸長率E2，相對於從平板部的外表面起算之位於厚度方向1/4t位置處的均勻伸長率E1是0.60倍以上。

又，在本發明中所稱的「角部之外表面的韌性優異」，係指：從角部的外表面起算之位於厚度方向1/4t位置處之-10℃時之角部的夏比衝擊試驗的衝擊吸收能量為100J以上。

再者，上述的曲率半徑、平坦度、均勻伸長率及韌性，係可利用後述實施例中所記載的方法來進行測定。 [解決問題之技術手段]

本發明人等為了解決上述問題而不斷努力地檢討。其結果，找到了一種創見，就是：藉由將素材鋼板的板寬度、以及角成型輥軋機入口側之電焊鋼管的周長之相對於角成型輥軋機出口側之方形鋼管的周長之比率，予以管理在適當的範圍內，就能夠製造出：角部的曲率半徑小，平板部平坦，並且角部之外表面的延性及韌性優異的方形鋼管。

本發明是基於上述的創見而開發完成的，係由下列的要旨所構成。 [1] 一種方形鋼管，是具有平板部與角部的方形鋼管，其中， 假設前述平板部的平均厚度為t(mm)時，前述角部之外側的曲率半徑R是2.0t以上且3.0t以下， 前述平板部之外表面的平坦度是2.5mm以下， 從前述角部的外表面起算之位於厚度方向1/4t位置處的均勻伸長率E2，相對於從前述平板部的外表面起算之位於厚度方向1/4t位置處的均勻伸長率E1是0.60倍以上，並且 從前述角部的外表面起算之位於厚度方向1/4t位置處之-10℃時的夏比衝擊試驗的衝擊吸收能量為100J以上。 [2] 一種如[1]所述的方形鋼管，其中，前述平均厚度t，相對於前述平板部的平均邊長H(mm)是超過0.030倍。 [3] 一種如[1]或[2]所述的方形鋼管，其中，前述平均厚度t，是20mm以上且40mm以下。 [4] 一種如[1]至[3]之任一項所述的方形鋼管，其中， 前述平板部的降伏強度是295MPa以上， 前述平板部的拉伸強度是400MPa以上，並且 前述角部的降伏比是90%以下。 [5] 一種如[1]至[4]之任一項所述的方形鋼管，其中， 前述方形鋼管的組成分，以質量%計，含有 C：0.020～0.45%、 Si：0.01～1.0%、 Mn：0.30～3.0%、 P：0.10%以下、 S：0.050%以下、 Al：0.005～0.10%、 N：0.010%以下、以及 Ti：0.001～0.15%，其餘部分是Fe及不可避免的雜質， 前述平板部之厚度中央處的鋼組織， 肥粒鐵與變韌鐵之體積百分率的合計，是佔：平板部之厚度中央處的整體鋼組織的70%以上且95%以下，其餘部分是從波來鐵、麻田散鐵、沃斯田鐵所選出的一種或兩種以上， 將被相鄰的結晶的方位差為15°以上的境界所圍繞的領域視為結晶粒時，前述結晶粒的平均結晶粒徑是15.0μm以下，並且 結晶粒徑40μm以上的前述結晶粒的體積百分率的合計，是佔：平板部之厚度中央處的整體鋼組織的40%以下。 [6] 一種如[1]至[5]之任一項所述的方形鋼管，其中，除了前述組成分之外，以質量%計，還含有從 Nb：0.001～0.15%、 V：0.001～0.15%、 Cr：0.01～1.0%、 Mo：0.01～1.0%、 Cu：0.01～1.0%、 Ni：0.01～1.0%、 Ca：0.0002～0.010%、以及 B：0.0001～0.010%之中所選出的一種或兩種以上。 [7] 一種方形鋼管的製造方法，係製造[1]～[6]之任一項所述的方形鋼管之方法， 先將鋼板進行冷輥成型加工，且將前述鋼板之寬度方向的兩端部進行電縫焊接以做成電焊鋼管之後，利用定徑輥軋機對於前述電焊鋼管進行縮徑加工，接下來，利用角成型輥軋機進行角成型加工來製成方形鋼管時， 係以：前述鋼板的板寬度W相對於前述角成型輥軋機的出口側之方形鋼管的周長C _OUT的比值，是符合數式(1)的關係，並且前述角成型輥軋機的入口側之電焊鋼管的周長C _IN相對於前述角成型輥軋機的出口側之方形鋼管的周長C _OUT的比值，是符合數式(2)的關係的方式，來進行控制即將進行角成型加工之前的前述定徑輥軋機之輥子的間隙以及前述角成型輥軋機之輥子的間隙，

在數式(1)及數式(2)中， W：素材也就是鋼板的板寬度(mm)、 C _IN：第一段的角成型輥軋機入口側之電焊鋼管的周長(mm)、 C _OUT：最終段的角成型輥軋機出口側之方形鋼管的周長(mm)、 t：角成型後之平板部的平均厚度(mm)、 H：角成型後之平板部的平均邊長(mm)， 但是，如果只利用單一段的角成型輥軋機來進行角成型加工的話，前述第一段的角成型輥軋機與前述最終段的角成型輥軋機，係指：同一個角成型輥軋機。 [8] 一種如[7]所述之方形鋼管的製造方法，其中，前述鋼板，係將鋼素材加熱至1100℃以上且1300℃以下的加熱溫度之後，以粗軋結束溫度為850℃以上且1150℃以下、精軋結束溫度為750℃以上且900℃以下、並且在950℃以下的合計軋縮率為50%以上的條件來實施熱軋處理，接下來，以厚度中心溫度為準，以平均冷卻速度為5℃/秒以上且30℃/秒以下、冷卻停止溫度為400℃以上且650℃以下的條件來實施冷卻處理，接下來，以400℃以上且650℃以下的條件來進行捲取而製成的鋼板。 [9] 一種如[7]或[8]所述之方形鋼管的製造方法，其中，前述平均厚度t，相對於前述平板部的平均邊長H是超過0.030倍。 [10] 一種如[7]～[9]之任一項所述之方形鋼管的製造方法，其中， 前述平均厚度t是20mm以上且40mm以下。 [11] 一種建築結構物，其係使用[1]～[6]之任一項所述之方形鋼管作為柱材。 [發明之效果]

根據本發明，係可提供：形狀特性優異且角部之外表面的延性及韌性優異之方形鋼管及其製造方法、以及建築結構物。

如此一來，係可製造：角部的曲率半徑小，平板部平坦並且角部之外表面的延性及韌性優異之冷輥成型的方形鋼管。又，使用本發明的方形鋼管作為柱材之建築結構物，與使用傳統之冷輥成型的方形鋼管之建築結構物相較，係可發會更優異的耐震性能。

茲佐以圖面來說明本發明。但是，本發明不限定在這種實施方式。

＜方形鋼管＞ 本發明是具有平板部與角部的方形鋼管，假設平板部的平均厚度為t(mm)時，角部之外側的曲率半徑R是2.0t以上且3.0t以下，平板部之外表面在管軸方向的平坦度是2.5mm以下，從角部的外表面起算之位於厚度方向1/4t位置處的均勻伸長率E2，相對於從平板部的外表面起算之位於厚度方向1/4t位置處的均勻伸長率E1是0.60倍以上，從角部的外表面起算之位於厚度方向1/4t位置處之-10℃時的夏比衝擊試驗的衝擊吸收能量為100J以上。

圖1係顯示本發明的方形鋼管10之與管軸方向垂直的剖面。

本發明之方形鋼管10，是在管周方向交替地形成有複數的平板部11與角部12。圖1所示的例子的方形鋼管10，是在管周方向上依序地形成有各四個角部12與平板部11。方形鋼管10從與管軸方向垂直的剖面觀看，是呈長方形(略呈長方形)或正方形(略呈正方形)。在圖1中，將夾介著角部12而相鄰的兩個平板部11的邊長，予以假設為H ₁、H ₂時，是H ₁＞H ₂，換言之，與後述的焊接部(電縫焊接部)13相對向之平板部11的邊長H ₂是處於：比與其相鄰的平板部11的邊長H ₁更短的關係。本發明並不限定為這種例子，可以是H ₁=H ₂的關係，也可以是H ₁＜H ₂的關係。

方形鋼管10是以電焊鋼管當作素管，先成型為素管之後，再予以做成輥製成型的方形鋼管而製造出來的。因此，方形鋼管10是具有：形成在平板部11並且沿著管軸方向延伸之電縫焊接部13。雖然省略了其圖示，但是，電縫焊接部13之熔融凝固部在管周方向上的寬度，在整個管厚度中都是1.0μm以上且1000μm以下。

又，本發明的方形鋼管10，假設平板部的平均厚度是t(mm)時，角部之外側的曲率半徑R是2.0t以上且3.0t以下。平均厚度t是依據後述的數式(3)計算出來的數值。

如果角部之外側的曲率半徑R小於2.0t的話，在將鋼帶進行成型時之角部的周方向的彎曲應變很大。其結果，會導致在角部無法獲得本發明所期望的延性及韌性。另一方面，如果角部之外側的曲率半徑R大於3.0t的話，在進行角成型輥軋時之平板部之周方向的彎曲回來的應變量(及角部的周方向彎曲應變量)很小。其結果，會導致在平板部無法獲得本發明所期望的平坦度。上述的曲率半徑R，更好是在2.2t以上且2.9t以下。

再者，在本發明中，係如後述的實施例中所記載這樣地，先測定複數個地方的曲率半徑，如果其最大值及最小值都落在上述範圍內的話，就將角部之外側的曲率半徑R評判為小。以這種方式來進行評判的理由是因為：對於耐震性及施工性而言，方形鋼管之角部的曲率半徑R並不是採用四個角部的平均值，而是各個角部的曲率半徑R的數值都獨立地作用之緣故。

如圖1所示，角部之外側的曲率半徑R，係指：通過從鄰接在角部12(圖1的例子是右上側的角部)之兩側的平板部11的外表面延長的直線(延長線)L1及L2的交會點P且與延長線L1或L2形成45°角之直線L與角部12之外側的曲線的交會點B處的曲率半徑而言。

上述曲率半徑R的測定，是在由延長線L1、L2與平板部11、角部12的連接點(圖1中的點A、點A’)及角部12的外表面所形成，並且中心存在於直線L上之中心角為90°的扇形領域中，以直線L與角部12之外表面的交會點B為中心之中心角為65°的範圍內進行測定。曲率半徑的測定方法，係可舉出：例如在上述之中心角為65°的範圍內，從與角部12的外表面匹配一致之徑向規(徑向測量儀)來測定曲率半徑的方法，但是，也可以採用這種方法以外的方法來進行量測。

此外，本發明的方形鋼管10，平板部11之外表面在管軸方向的平坦度是2.5mm以下。

利用圖10來就平坦度進行說明。圖10所示，在與管軸方向構成垂直的面之剖面中，測定通過位於平板部之外表面的同一邊上的周方向兩端的兩點之直線的最大膨凸量及最大凹陷量而取得的數值，將這個數值當作平坦度。再者，在本發明中，是採用後述之實施例中所記載的方法來求出平坦度。

如果上述之平坦度超過2.5mm的話，方形鋼管於彎曲變形時的耐挫曲性會降低。其結果，會導致方形鋼管的耐震性降低。又，與樑材之間的接合面將會大幅地彎曲，因而變得難以焊接接合。其結果，會導致施工性降低。平坦度的數值是愈小愈好。雖然無需規定平坦度的下限，但是平坦度之可容許的下限為0.6mm。平坦度的下限更好是0.2mm，更優是0mm。平坦度的上限更好是2.0mm以下，更優是1.5mm以下。

此外，本發明的方形鋼管10，從角部的外表面起算之位於厚度方向1/4t位置處的均勻伸長率E2，相對於從平板部的外表面起算之位於厚度方向1/4t位置處的均勻伸長率E1，是0.60倍以上。

方形鋼管在承受到地震力等之較大的外力時，特別是角部的外表面會大幅地產生變形。因此，方形鋼管必須充分地提高角部的外表面之延性及韌性。

如果從角部的外表面起算之位於厚度方向1/4t位置處的均勻伸長率E2，相對於從平板部的外表面起算之位於厚度方向1/4t位置處的均勻伸長率E1的比值(E2/E1的比值)，低於0.60的話，角部外表面側的延性太小。其結果，會導致方形鋼管的耐震性降低。E2/E1的比值，更好是0.70以上，更優是0.80以上，極優是0.82以上。E2/E1的比值的上限雖然並未特別地規定，但是，因為角部在輥製成型時所產生的加工硬化量是大於平板部，而且均勻伸長率較小，因此設定在1.00以下。

此外，本發明的方形鋼管10，從角部12的外表面起算之位於厚度方向1/4t位置處之-10℃時的角部12的夏比衝擊試驗的衝擊吸收能量是100J以上。如果這種夏比衝擊試驗的衝擊吸收能量低於100J的話，在承受到地震力等之較大的外力時，沒有產生塑性變形就直接發生脆性破損的危險性會昇高。上述夏比衝擊試驗的衝擊吸收能量，更好是150J以上，更優是200J以上。

再者，本發明的方形鋼管10，除了上述的構成要件之外，還具有下列的構成要件為佳。

假設方形鋼管10之平板部的平均厚度為t(mm)、平板部的平均邊長為H(mm)時，上述平均厚度t與上述平均邊長H的比值是大於0.030倍為佳。

如上所述，在方形鋼管上，平均厚度t與平均邊長H的比值(t/H)愈大的話，而且角部的曲率半徑愈小的話，要將角部成型時所需的周方向彎曲應變愈大，角部的彎曲變形量也愈大。其結果，上述的比值(t/H)較大的方形鋼管，有降低角部的延性及韌性之傾向。

如果上述的比值(t/H)是0.030以下的話，將會降低作為柱材使用時的降伏強度，因此，能夠適用的建築結構物會受到限制。從而，將上述的比值(t/H)設定在大於0.030為佳。更好是在0.035以上，更優是在0.040以上。另外，為了確保角部的延性及韌性，將上述比值(t/H)的上限設在0.10為佳。更好是在0.080以下。

此處的平均厚度t(mm)是從下列的數式(3)求出的。

數式(3)中，t ₁、t ₂：是位於兩個與具有焊接部(電縫焊接部)13的平板部11夾介著角部12而與其鄰接的平板部11的管周方向中央位置處的厚度(mm)、t ₃：是位於與具有焊接部(電縫焊接部)的平板部相對向之平板部的管周方向中央位置處的厚度(mm)。換言之，平均厚度t，是具有焊接部之平板部以外的三個平板部之位於管周方向的中央位置處的厚度的平均值(請參照圖1)。

平均邊長H(mm)是從下列的數式(4)求出的。

數式(4)中，H ₁：是其中一個平板部之在與管軸方向垂直的剖面的邊長(圖1中的縱向的邊長)(mm)、H ₂：是與邊長為H ₁的平板部夾介著角部而相鄰之平板部的邊長(圖1中的橫向的邊長)(mm)。換言之，平均邊長H是夾介著角部而相鄰之兩個平板部11之在與管軸方向垂直的剖面的邊長的平均值。

又，基於本發明的方形鋼管10是可以特別適合作為高度超過20公尺的中層建築物、以及工場、倉庫等之大型建築物之建築構件來使用的觀點考量，平均厚度t是在20mm以上且40mm以下為佳。基於可以適合作為中層建築物及大型建築物的建築構件來使用的觀點考量，平板部11的降伏強度是在295MPa以上，平板部11的拉伸強度是在400MPa以上為佳，因為可以獲得更優異的耐震性之理由，而將角部12的降伏比設定在90%以下為佳。 更好是平板部11的降伏強度為320MPa以上，平板部11的拉伸強度是410MPa以上，角部12的降伏比是89.5%以下。更好是平板部11的降伏強度為500MPa以下，平板部11的拉伸強度是600MPa以下，角部12的降伏比是80.0%以上。

上述的降伏強度、拉伸強度、降伏比，係如後述的實施例中所記載的方式，係依照日本工業規格 JIS Z 2241的規定來實施拉伸試驗而可以獲得。夏比衝擊試驗的衝擊吸收能量，係如後述的實施例中所記載的方式，係依照日本工業規格JIS Z 2242的規定，使用V型缺口標準試驗片，在試驗溫度為-10℃的條件下，實施夏比衝擊試驗而可以獲得。

其次，基於確保上述的機械特性和焊接性的觀點，來說明本發明之方形鋼管10的組成分及鋼組織的較佳範圍以及其限定範圍的理由。

首先，針對組成分進行說明。本發明的方形鋼管10，以質量%計，優選是含有C：0.020～0.45%、Si：0.01～1.0%、Mn：0.30～3.0%、P：0.10%以下、S：0.050%以下、Al：0.005～0.10%、N：0.010%以下、以及Ti：0.001～0.15%，其餘部分是Fe及不可避免的雜質。 再者，在本說明書中，如果沒有特別聲明的話，用來表示鋼組成分的「%」都是「質量%」。以下所說明的組成分，是方形鋼管之焊接部以外的平板部及角部的組成分。

C：0.020～0.45% C是可藉由固溶強化作用來提昇鋼的強度之元素。又，C是可藉由降低肥粒鐵變態開始溫度而有助於組織的細微化之元素。為了要獲得這種效果，C含量必須在0.020%以上。又，C可以促進波來鐵的生成，可提高淬火硬化性而有助於麻田散鐵的生成，有助於沃斯田鐵的安定化，因此也是有助於硬質相的形成之元素。C含量超過0.45%的話，硬質相的比率太高而韌性會降低，而且焊接性也會惡化。因此，將C含量設定在0.020～0.45%。C含量，更好是在0.040%以上，更優是在0.050%以上。又，C含量，更好是在0.40%以下，更優是在0.30%以下。

Si：0.01～1.0% Si是可藉由固溶強化作用來提昇鋼的強度之元素。為了要獲得這種效果，乃將Si含量設定在0.01%以上。但是，Si含量超過1.0%的話，電縫焊接部很容易生成氧化物，焊接部的特性會降低。而且，電縫焊接部以外之母材部的降伏比變得太高，韌性會降低。因此，將Si含量設定在0.01～1.0%。Si含量，更好是在0.02%以上，更優是在0.05%以上。又，Si含量，更好是在0.50%以下，更優是在0.40%以下。

Mn：0.30～3.0% Mn是可藉由固溶強化作用來提昇鋼的強度之元素。又，Mn是可藉由降低肥粒鐵變態開始溫度而有助於組織的細微化之元素。為了要獲得這種效果，Mn含量必須在0.30%以上。然而，Mn含量超過3.0%的話，電縫焊接部很容易生成氧化物，焊接部的特性會降低。而且，起因於固溶強化作用及鋼組織的細微化而使得降伏應力變高，因而將會無法獲得所期望的降伏比。因此，乃將Mn含量設定在0.30～3.0%。Mn含量，更好是在0.40%以上，更優是在0.50%以上。又，Mn含量，更好是在2.5%以下，更優是在2.0%以下。

P：0.10%以下 P是會偏析在粒界而導致材料的不均質，作為不可避免的雜質是儘可能地減少其含量為宜，但最多可容許至0.10%為止。因此，將P含量設定在0.10%以下。P含量，更好是在0.050%以下，更優是在0.030%以下。此外，雖然並未特別地規定P含量的下限，但是過度的減少的話，將會導致精煉成本的上漲，因此將P含量設定在0.002%以上為宜。

S：0.050%以下 S在鋼中，通常是以MnS的形態存在，然而，MnS在熱軋工序中將會被延伸成很薄而對於延性造成不良影響。因此，在本發明中，雖然儘量減少S含量為宜，但最多可容許至0.050%為止。從而，將S含量設定在0.050%以下。S含量，更好是在0.030%以下，更優是在0.010%以下。此外，雖然並未特別地規定S含量的下限，但是過度的減少的話，將會導致精煉成本的上漲，因此將S含量設定在0.0002%以上為宜。

Al：0.005～0.10% Al是可作為強力的脫氧劑來發揮作用之元素。為了要獲得這種效果，Al含量必須在0.005%以上。但是，Al含量超過0.10%的話，焊接性將會惡化，並且氧化鋁系夾雜物太多，表面性狀會惡化。而且焊接部的韌性也會降低。因此，將Al含量設定在0.005～0.10%。Al含量，更好是在0.010%以上，更優是在0.015%以上。Al含量，更好是在0.080%以下，更優是在0.070%以下。

N：0.010%以下 N是不可避免的雜質，是可藉由將差排的運動予以牢牢地固定而具有降低韌性的作用之元素。在本發明中，N被視為雜質是儘可能地減少其含量為宜，但N含量最多可容許至0.010%為止。因此，將N含量設定在0.010%以下。N含量更好是在0.0080%以下。但是，基於精煉成本的觀點考量，N含量，更好是在0.0008%以上。

Ti：0.001～0.15% Ti在鋼中是會形成細微的碳化物、氮化物而有助於提昇鋼的強度之元素。又，Ti與N的親和性很高，因而可將鋼中的N變成氮化物而使其無害化，也是有助於提昇鋼的韌性之元素。為了要獲得上述的效果，將Ti含量設定在0.001%以上為宜。但是，Ti含量超過0.15%的話，降伏比會變高，而且韌性會降低。因此，將Ti含量設定在0.15%以下。Ti含量，更好是在0.002%以上，更優是在0.005%以上。Ti含量，更好是在0.10%以下，更優是在0.08%以下。

上述成分以外的其餘部分，是Fe及不可避免的雜質。然而，在不可避免的雜質中也可以含有O在0.0050%以下。此處所稱的O，係指：包含氧化物中的O在內的總含氧量之意。並且將Nb：0～低於0.001%、V：0～低於0.001%、Cr：0～低於0.01%、Mo：0～低於0.01%、Cu：0～低於0.01%、Ni：0～低於0.01%、Ca：0～低於0.0002%、B：0～低於0.0001%視為不可避免的雜質。

本發明，係以上述的成分來作為基本的組成分為宜。本發明為了更加提昇特性之目的，除了上述的基本成分之外，還可以因應必要，又含有從Nb：0.001～0.15%、V：0.001～0.15%、Cr：0.01～1.0%、Mo：0.01～1.0%、Cu：0.01～1.0%、Ni：0.01～1.0%、Ca：0.0002～0.010%、以及B：0.0001～0.010%之中所選出的一種或兩種以上。

Nb：0.001～0.15% Nb在鋼中是會形成細微的碳化物、氮化物而有助於提昇鋼的強度，而且在熱軋工序中可以抑制沃斯田鐵的粗大化，也是有助於組織的細微化之元素，可視需求來含有。為了要獲得上述的效果而含有Nb的話，將Nb含量設定在0.001%以上為宜。但是，Nb含量超過0.15%的話，降伏比會變高而韌性會降低。因此，想要含有Nb的話，將Nb含量設定在0.15%以下為宜。Nb含量，更好是在0.002%以上，更優是在0.005%以上。Nb含量，更好是在0.10%以下，更優是在0.08%以下。

V：0.001～0.15% V在鋼中是會形成細微的碳化物、氮化物而有助於提昇鋼的強度之元素，可視需求來含有。為了要獲得上述的效果而含有V的話，將V含量設定在0.001%以上為宜。但是，V含量超過0.15%的話，降伏比會變高而且韌性會降低。因此，想要含有V的話，將V含量設定在0.15%以下為宜。V含量，更好是在0.002%以上，更優是在0.005%以上。V含量，更好是在0.10%以下，更優是在0.08%以下。

Cr：0.01～1.0% Cr是可提高鋼的淬火硬化性而可提昇鋼的強度之元素，可視需求來含有。為了要獲得上述的效果而含有Cr的話，將Cr含量設定在0.01%以上為宜。另一方面，Cr含量超過1.0%的話，會有導致韌性降低及焊接性惡化之虞慮。因此，想要含有Cr的話，將Cr含量設定在1.0%以下為宜。Cr含量，更好是在0.02%以上，更優是在0.05%以上。又，Cr含量，更好是在0.90%以下，更優是在0.80%以下。

Mo：0.01～1.0% Mo是可提高鋼的淬火硬化性而可提昇鋼的強度之元素，可視需求來含有。為了要獲得上述的效果而含有Mo的話，將Mo含量設定在0.01%以上為宜。另一方面，Mo含量超過1.0%的話，會有導致韌性降低及焊接性惡化之虞慮。因此，想要含有Mo的話，將Mo含量設定在1.0%以下為宜。Mo含量，更好是在0.02%以上，更優是在0.05%以上。又，Mo含量，更好是在0.90%以下，更優是在0.80%以下。

Cu：0.01～1.0% Cu是可藉由固溶強化作用來提昇鋼的強度之元素，可視需求來含有。為了要獲得上述的效果而含有Cu的話，將Cu含量設定在0.01%以上為宜。另一方面，Cu含量超過1.0%的話，會有導致韌性降低及焊接性惡化之虞慮。因此，想要含有Cu的話，將Cu含量設定在1.0%以下為宜。Cu含量，更好是在0.02%以上，更優是在0.05%以上。又，Cu含量，更好是在0.80%以下，更優是在0.60%以下。

Ni：0.01～1.0% Ni是可藉由固溶強化作用來提昇鋼的強度之元素，可視需求來含有。為了要獲得上述的效果而含有Ni的話，將Ni含量設定在0.01%以上為宜。另一方面，Ni含量超過1.0%的話，會有導致韌性降低及焊接性惡化之虞慮。因此，想要含有Ni的話，將Ni含量設定在1.0%以下為宜。Ni含量，更好是在0.02%以上，更優是在0.05%以上。又，Ni含量，更好是在0.80%以下，更優是在0.60%以下。

Ca：0.0002～0.010% Ca是可將在製造素材鋼板時的熱軋工序中被延伸成很薄的MnＳ等的硫化物予以球狀化，因而有助於提昇鋼的韌性之元素，可視需求來含有。為了要獲得上述的效果而含有Ca的話，將Ca含量設定在0.0002%以上為宜。但是，Ca含量超過0.010%的話，鋼中會形成Ca氧化物的群聚而使得韌性惡化。因此，想要含有Ca的話，將Ca含量設定在0.010%以下為宜。Ca含量，更好是在0.0005%以上，更優是在0.0008%以上。又，Ca含量，更好是在0.008%以下，更優是在0.0060%以下。

B：0.0001～0.010% B是可藉由降低肥粒鐵變態開始溫度而有助於組織的細微化之元素，可視需求來含有。為了要獲得上述的效果而含有B的話，將B含量設定在0.0001%以上為宜。但是，B含量超過0.010%的話，降伏比會上昇，而且韌性會惡化。因此，想要含有B的話，將B含量設定在0.010%以下為宜。B含量，更好是在0.0005%以上，更優是在0.0008%以上。B含量，更好是在0.0050%以下，更優是在0.0030%以下，極優是在0.0020%以下。

接下來，針對於鋼組織進行說明。 本發明的方形鋼管10之平板部的厚度中央處的鋼組織，優選是：肥粒鐵與變韌鐵的合計體積百分率，是佔：平板部的厚度中央處的整體鋼組織之70%以上且95%以下，其餘部分是從波來鐵、麻田散鐵、沃斯田鐵所選出的一種或兩種以上，將被相鄰的結晶的方位差為15°以上的境界所圍繞的領域視為結晶粒時，該結晶粒的平均結晶粒徑是15.0μm以下，並且結晶粒徑40μm以上之該結晶粒的合計，以體積百分率計，是佔：平板部的厚度中央處的整體鋼組織的40%以下。

肥粒鐵與變韌鐵的合計體積百分率為70%以上且95%以下 肥粒鐵是軟質的組織。又，變韌鐵是比肥粒鐵更硬質，且比波來鐵、麻田散鐵及沃斯田鐵更軟質，是韌性優異的組織。如果將硬質的組織(波來鐵、麻田散鐵及沃斯田鐵)混合在肥粒鐵及變韌鐵中的話，會使降伏比降低，並且因為硬度差所導致的應力集中而使得界面很容易成為破損的起點，而會使得韌性降低。因此，為了獲得上述的降伏比及韌性，乃將平板部的厚度中央處的肥粒鐵與變韌鐵的合計體積百分率，設定在：佔平板部的厚度中央處的整體鋼組織的70%以上且95%以下為宜。肥粒鐵與變韌鐵的合計體積百分率低於70%的話，硬質組織的比率偏高，降伏應力會上昇，因此降伏比會上昇，韌性會降低。又，肥粒鐵與變韌鐵的合計體積百分率超過95%的話，拉伸強度會降低，因此降伏比會上昇。更好是73%以上且93%以下。更優是75%以上且92%以下。

此外，肥粒鐵及變韌鐵以外之其餘部分的組織(其餘部分組織)，是從波來鐵、麻田散鐵、沃斯田鐵所選出的一種或兩種以上。其餘部分組織的合計體積百分率低於5%的話，拉伸強度會降低，因此降伏比會上昇。又，其餘部分組織的合計體積百分率超過30%的話，硬質組織的比率偏高，降伏應力會上昇，因此降伏比會上昇，韌性會降低。是以，其餘部分組織的合計體積百分率，是佔：平板部的厚度中央處的整體鋼板組織的5%以上且30%以下為宜。更好是7%以上且27%以下。更優是8%以上且25%以下。

沃斯田鐵以外的上述各種組織(肥粒鐵、變韌鐵、波來鐵、麻田散鐵)，是將沃斯田鐵粒界或沃斯田鐵粒內的變形帶當作核生成部位。在用來製造方形鋼管之電焊鋼管(素管)的素材鋼板之製造過程中的熱軋工序時，在不易生成沃斯田鐵的再結晶之低溫條件下，藉由加大軋縮量來將大量的差排導入沃斯田鐵內而使沃斯田鐵細微化，並且可將大量的變形帶導入結晶粒內。如此一來，核生成部位的面積會增加而使得核生成次數變高，能夠讓鋼組織變細微化。

在本發明中，以厚度中央為中心，在厚度方向上之±1.0mm的範圍內，都存在著上述鋼組織，同樣地都可以獲得上述的效果。因此，在本發明中所稱的「在厚度中央處之鋼組織」，係指：以厚度中央為中心，在厚度方向上之±1.0mm的範圍內，都存在著上述鋼組織之意。

至於鋼組織的觀察，首先，是採取組織觀察用的試驗片，其採取方式係讓試驗片的觀察面為：與方形鋼管的長度方向及厚度方向都保持平行的剖面，並且位於平板部的厚度中央，將其進行鏡面研磨之後，以硝酸鹽腐蝕液進行腐蝕而製作成試驗片。組織觀察，係使用光學顯微鏡(倍率為1000倍)或掃描型電子顯微鏡(SEM；倍率為1000倍)，對於厚度中央處的組織進行觀察，並且攝影。其次，從所獲得的光學顯微鏡影像及掃描型電子顯微鏡影像求出肥粒鐵、變韌鐵及其餘部分(波來鐵、麻田散鐵、沃斯田鐵)的面積百分率。進行5個視野以上的觀察，將各視野所獲得的數值的平均值，視為各組織的面積百分率。此外，在本發明中，是將組織觀察所獲得的面積百分率，視為各組織的體積百分率。

肥粒鐵是擴散變態所導致的生成物，其差排密度很低係呈現出幾乎恢復原狀的組織。多角形肥粒鐵及擬多角形肥粒鐵也包含在肥粒鐵中。

變韌鐵是差排密度很高之板條狀的肥粒鐵與雪明鐵的複相組織。

波來鐵是鐵與鐵碳化物的共析組織(肥粒鐵+雪明鐵)，係呈現出線狀的肥粒鐵與雪明鐵交替排列之疊層狀的組織。

麻田散鐵是差排密度非常高之板條狀的低溫變態組織。在掃描型電子顯微鏡影像中，是呈現出較諸肥粒鐵和變韌鐵更明亮的對比度。再者，在光學顯微鏡影像及掃描型電子顯微鏡影像中，麻田散鐵與沃斯田鐵很難區別，因此先從所獲得的掃描型電子顯微鏡影像中測定出被視為麻田散鐵和沃斯田鐵之組織的面積百分率，再從該測定值減去依照後述的方法所測定之沃斯田鐵的體積百分率之後，將該數值視為麻田散鐵的體積百分率。

沃斯田鐵之體積百分率的測定方法，係使用與測定差排密度所用的試驗片同樣的方法製作而成的試驗片，利用X射線繞射來進行測定。從所獲得之fcc鐵的(200)、(220)、(311)面與bcc鐵的(200)、(211)面的積分強度，求出沃斯田鐵的體積百分率。

結晶粒的平均結晶粒徑是15.0μm以下 在本發明中，所稱的平均結晶粒徑，係指：將被相鄰之結晶的方位差為15°以上的境界所圍繞的領域視為結晶粒(結晶粒界)時之該結晶粒的平均圓當量直徑。又，所稱的圓當量直徑(結晶粒徑)，係指：與測定對象的結晶粒相同面積之圓的直徑。

如果結晶粒之平均結晶粒徑超過15.0μm的話，會阻礙龜裂進行傳播之結晶粒界的總面積很小，將會無法獲得所期望的韌性。因此，在本發明中，乃將結晶粒的平均結晶粒徑設定在15.0μm以下。結晶粒的平均結晶粒徑，更好是在13.0μm以下，更優是在10.0μm以下。此外，因為平均結晶粒徑愈小的話，降伏比愈上昇，因此，平均結晶粒徑是設定在2.0μm以上為宜。

結晶粒徑40μm以上的結晶粒的合計體積百分率為40%以下 即使規定了最大結晶粒徑的上限，只要有一定量之粗大的結晶粒存在的話，將會存在著：阻礙龜裂傳播之結晶粒界的總面積很小的領域，因此，韌性會大幅降低。從而，為了獲得良好的韌性，必須規定出存在著粗大的結晶粒之比率的上限。因此，在本發明中，是將結晶粒徑40μm以上之結晶粒的合計體積百分率設定在40%以下。更好是設定在30%以下。基於前述的理由，粗大的結晶粒是愈少愈好，上述結晶粒的合計體積百分率是0%更好。

結晶粒的平均結晶粒徑以及結晶粒徑40μm以上之結晶粒的合計體積百分率的測定方法，是如下所述。首先，是採取組織觀察用的試驗片，其採取方式係讓試驗片的觀察面為：與方形鋼管的長度方向及厚度方向都保持平行的剖面，並且位於平板部的厚度中央，將其進行鏡面研磨而製作成試驗片。利用掃描式電子顯微鏡中之背向電子繞射技術(SEM/EBSD法)，計算出位於該試驗片之厚度中央之結晶粒徑分布的二維直方圖(以橫軸表示結晶粒徑，以縱軸表示各結晶粒徑的存在比率(面積百分率)之統計圖表)，而求出結晶粒徑的算術平均值來作為平均結晶粒徑。40μm以上之結晶粒的合計體積百分率，則是從上述二維直方圖求出粒徑40μm以上之結晶粒的存在比率的合計而獲得。測定條件的加速電壓是15kV、測定領域是500μm×500μm、測定步進尺寸(測定分解能)是設定在0.5μm。再者，在進行結晶粒徑的解析時，將結晶粒徑低於2.0μm的結晶粒視為測定雜訊而從解析對象中除外。

＜方形鋼管的製造方法＞ 其次，針對於本發明之方形鋼管10的製造方法進行說明。

本發明之方形鋼管10的製造方法，是先將素材也就是鋼板進行冷輥成型，接下來，將冷輥成型後的鋼板之寬度方向兩端部進行電縫焊接而做成電焊鋼管之後，利用定徑輥軋機將電焊鋼管進行縮徑加工，接下來，利用角成型輥軋機進行角成型加工而製成方形鋼管的製造方法。在這個過程中，是以：鋼板的板寬度W相對於角成型輥軋機的出口側之方形鋼管的周長C _OUT的比值，是符合數式(1)的關係，並且角成型輥軋機的入口側之電焊鋼管的周長C _IN相對於角成型輥軋機的出口側之方形鋼管的周長C _OUT的比值，是符合數式(2)的關係之方式，來進行控制即將進行角成型加工之前的定徑輥軋機之輥子的間隙以及角成型輥軋機之輥子的間隙。

在數式(1)及數式(2)中， W：素材也就是鋼板的板寬度(mm)、 C _IN：第一段的角成型輥軋機之入口側的電焊鋼管的周長(mm)、 C _OUT：最終段的角成型輥軋機之出口側的方形鋼管的周長(mm)、 t：角成型後之平板部的平均厚度(mm)、 H：角成型後之平板部的平均邊長(mm)， 但是，如果只利用單一段的角成型輥軋機來進行角成型加工的話，第一段的角成型輥軋機與最終段的角成型輥軋機，係指：同一個角成型輥軋機。

再者，平均厚度t是利用上述的數式(3)計算出來的，平均邊長H是利用上述的數式(4)計算出來的。

茲佐以圖2及圖3更詳細說明本發明之方形鋼管10的製造方法。圖2是本發明之方形鋼管的素管(電焊鋼管)之造管工序的說明圖。圖3是本發明之方形鋼管的成型工序的說明圖。

首先，是以鋼板(鋼帶)作為素材，來進行製造電焊鋼管7(造管工序)。

如圖2所示，先將已經捲取成鋼帶捲狀之具有上述組成分之鋼板1(熱軋鋼板、熱軋鋼帶)釋出，利用矯平機2進行矯正之後，利用由複數個輥子構成的排輥群3進行中間成型加工而做成圓筒狀的未密封管。然後，利用由複數個輥子構成的翅片式軋管輥群4來進行精輥成型加工。上述未密封管是利用冷輥成型加工而被形成圓筒狀。

再者，本發明之方形鋼管是具有上述的鋼組織為佳。如上所述，本發明的方形鋼管，是先將素材鋼板進行冷輥成型加工而做成電焊鋼管(素管)之後，再進行角成型加工而製造出來的，因此，素材鋼板(鋼板1)也是具有上述的組成分及鋼組織為佳。鋼板1的較佳製造條件容後詳述，在這裡先省略其說明。

精輥成型加工後的未密封管，利用擠壓輥5一邊進行擠壓對接，一邊利用焊接機6將在鋼板1的周方向上相向之兩個對接部(鋼板寬度方向的兩端部)進行電阻焊接(電縫焊接)，而做成電焊鋼管7。上述的電縫焊接，例如是利用高頻感應加熱或高頻電阻加熱來將對接部進行加熱而使其熔融化，並進行壓接後使其凝固而完成接合。如此一來，焊接部(電縫焊接部)13就在管軸方向上不斷延伸。用來製造電焊鋼管7的製造設備，並不限定是具有圖2所示的造管工序之製造設備。

再者，本發明在製造電焊鋼管的過程中，擠壓輥5所實施的擠壓對接量，相對於電焊鋼管7的厚度，是設定在20%以上且100%以下的範圍為佳。如果擠壓對接量少於厚度之20%的話，熔鋼的排出不足而會導致焊接部的韌性惡化。另外，如果擠壓對接量超過厚度之100%的話，不僅對於擠壓輥的負荷太大，而且焊接部(電縫焊接部)13的加工硬化量太大，硬度會變得太高。

其次，以製得的電焊鋼管7當作素管來進行製造方形鋼管(成型工序)。成型工序是具有：定徑工序與角成型工序。

如圖3所示，利用由配置在電焊鋼管7的上下左右之複數個輥子構成的定徑輥群(定徑輥軋機)8，來將電焊鋼管7在維持原本的圓筒形狀的狀態下進行縮徑加工(定徑工序)。然後，利用由配置在電焊鋼管7的上下左右之複數個輥子構成的方形成型輥群(角成型輥軋機)9，進行角成型加工而依序地形成圖3中的R1、R2、R3所示的形狀而成為方形鋼管10(角成型工序)。構成角成型輥軋機9的各個輥子，是具有環槽曲率的環槽軋輥，愈是位於後段的角成型輥軋機，其軋輥之環槽的曲率愈大。藉此，來形成方形鋼管的平板部與角部。

再者，構成定徑輥群8及方形成型輥群9的輥軋機的數量並未特別地限定。可以是由複數段的輥軋機來構成，也可以是由單一段的輥軋機來構成。又，如果定徑輥群8或方形成型輥群9中的各個輥子之環槽的曲率並非一定曲率(具有複數個曲率)的話，將會成為導致成型加工中的電焊鋼管7被往周方向扭轉時之產生形狀不一致的原因，因此，各個輥子之環槽的曲率是保持在一定曲率為佳。

在本發明中，很重要的做法，係如上所述般地，是以：鋼板的板寬度W相對於角成型輥軋機的出口側之方形鋼管的周長C _OUT的比值，是符合數式(1)的關係，並且角成型輥軋機的入口側之電焊鋼管的周長C _IN相對於角成型輥軋機的出口側之方形鋼管的周長C _OUT的比值，是符合數式(2)的關係之方式，來進行控制即將進行角成型加工之前的定徑輥軋機之輥子的間隙以及角成型輥軋機之輥子的間隙。如此一來，即使是：平均厚度t與平均邊長H的比值(t/H)很大，並且角部的曲率半徑R很小的輥製成型的方形鋼管，亦可提昇角部之外表面的延性及韌性。

首先，說明為何必須將：素材鋼板(鋼板)1的板寬度W(mm)與進行角成型加工隨後的方形鋼管10的周長(最終段的角成型輥軋機的出口側之鋼管的周長(mm)，以下稱為「C _OUT」)的比值(W/C _OUT)、以及進行角成型加工隨後的平均厚度t與進行角成型加工隨後的平均邊長H的比值(t/H)，予以控制成符合上述數式(1)的關係之理由。

如圖2及圖3所示地，將平板狀的鋼板1(素材鋼板)進行冷輥成型加工而做成圓筒狀的電焊鋼管7(素管)之後，再將圓筒狀的電焊鋼管進行角成型加工而做成方形鋼管10的情況下，在製造過程(造管工序、成型工序)之間，鋼板1及電焊鋼管7會被施加在管周方向的彎曲變形(彎曲應變)，以及因為管周方向的縮徑加工而導致的管長度方向的拉伸變形(拉伸應變)。是在製造過程中減低管周方向的縮徑量，因此，藉由適當地控制上述兩種比值「t/H」及「W/C _OUT」的做法是很有效的。

如果上述「W/C _OUT」的比值小於等於數式(1)之左邊的數值的話，在造管工序中之鋼板1的周方向彎曲應變量、在成型工序中之電焊鋼管7的周方向彎曲應變量、以及彎曲回來的應變量很小。其結果，會導致鋼板1及電焊鋼管7的加工量不足，無法獲得平坦的平板部，角部之外側的曲率半徑R將會超過平均厚度t的3.0倍(3.0t)。

另外，如果上述「W/C _OUT」的比值大於等於數式(1)之右邊的數值的話，在造管工序以及成型工序之前後的管(或未密封管)的周長差值都會變大。其結果，因為管周方向的縮徑量很大，所以在角部產生大幅度的加工硬化，無法獲得所期望的角部之外表面的延性及韌性。

上述「W/C _OUT」的比值，更好是在(1.000+ 0.080×t/H)以上且(1.000+0.48×t/H)以下，更優是在(1.000+ 0.10×t/H)以上且(1.000+0.45×t/H)以下。

接下來，說明為何必須將：即將進行角成型加工之前的電焊鋼管7的周長(第一段的角成型輥軋機之入口側的電焊鋼管7的周長(mm)，以下稱「C _IN」)與進行角成型加工隨後的方形鋼管10的周長(C _OUT)之比值(C _IN/C _OUT)、以及進行角成型加工隨後的平均厚度t與進行角成型加工隨後的平均邊長H之比值(t/H)，予以控制成符合上述數式(2)的關係之理由。

如圖3所示，要將圓筒狀的電焊鋼管7進行角成型加工來做成方形鋼管10的話，係如上所述般地，藉由將鋼管通過方形成型輥群9而使其逐漸地從圓筒形變成方形。在進行這種角成型加工時，會發生：位於四邊的直線部(平板部11)之彎曲回來的應變、角部12之彎曲應變、以及電焊鋼管7之周方向的縮徑應變。

特別是在角部12的周邊，方形成型輥群9的輥子幾乎沒有與其進行接觸，就完成了角成型加工。在進行角成型加工時，角部12是利用自由變形而突伸出去所形成的。此時的角部12的剛性愈高且周方向的縮徑量愈小的話，角部12的彎曲應變量愈小，角部之外側的曲率半徑愈大。另一方面，角部12的剛性愈低且周方向的縮徑量愈大的話，角部12的彎曲應變愈大，角部之外側的曲率半徑愈小。

而對應於角部12的彎曲應所產生的剛性，則是平均厚度t與平均邊長H的比值(t/H)愈大的話，愈高。又，在進行角成型加工時之周方向的縮徑量，是利用周長比值(C _IN/C _OUT)而求出來的，這個比值(C _IN/C _OUT)愈大的話，周方向的縮徑量愈大。

因此，如果t/H的比值太大的話，就難以利用彎曲應變來形成角部12。因此，為了獲得所期望之角部的曲率半徑，就必須將周長比值(C _IN/C _OUT)予以加大來加大周方向的縮徑量。基於這種理由，藉由適當地控制上述兩種的比值「t/H」及「C _IN/C _OUT」是有效的作法。

如果周長比值(C _IN/C _OUT)小於數式(2)之左邊的數值的話，成型工序之前後的管周長差值很小，電焊鋼管7之周方向的縮徑量很小。其結果，平板部11及角部12的加工量不足，無法獲得平坦的平板部，角部外側的曲率半徑R會超過平均厚度t的3.0倍(3.0t)。

另一方面，如果周長比值(C _IN/C _OUT)大於等於數式(2)之右邊的數值的話，成型工序之前後的管周長差值很大。其結果，管周方向的縮徑量很大，因此，角部會產生很大的加工硬化，而無法獲得所期望之角部的延性及韌性。而且角部外側的曲率半徑R會低於平均厚度t的2.0倍(2.0t)。

周長比值(C _IN/C _OUT)，更好是(0.33×t/H+0.99)以上且(0.47×t/H+0.99)，更優是(0.35×t/H+0.99)以上且(0.45×t/H+0.99)以下。

再者，在本發明中，基於更進一步提昇耐震性的觀點考量，除了上述數式(1)及數式(2)的條件之外，還利用下列的條件來進行控制更好。

假設方形鋼管10之平板部的平均厚度為t(mm)、平板部的平均邊長為H(mm)時，上述平均厚度t與上述平均邊長H的比值(t/H)是超過0.030倍為佳。如此一來，可以提高作為柱材使用的降伏強度及剛性，其結果，可以提昇耐震性。這種平均厚度t與平均邊長H的比值(t/H)，更好是0.035倍以上。又，為了確保角部之延性及韌性，更好是0.10倍以下，更優是0.080倍以下。

又，將平均厚度t設定在20mm以上且40mm以下為佳。其理由是與控制上述方形鋼管之平均厚度t的理由相同，因此省略其說明。

此外，控制定徑輥及方形成型輥的間隙(gap)為佳。

又，藉由控制環槽軋輥的凹部之間的間隙(gap)來進行C _IN及C _OUT的控制。假設：即將進行角成型加工之前的定徑輥軋機的輥子的凹部之間的最大間隙(以下，也稱為「定徑輥軋機的間隙」)與角成型輥軋機的輥子的凹部之間的最大間隙(以下，也稱為「角成型輥軋機的間隙)的差值為△g時，是以將△g除以(t/H)之後的數值也就是G(=△g/(t/H))落在70以上且180以下的範圍內的方式，來調整即將進行角成型加工之前的定徑輥軋機的間隙為佳。

如果G的數值低於70的話，在上述數式(2)中的(C _IN/C _OUT)小於左邊的數值，如上所述般地，將會無法獲得本發明所期望之平坦的平板部及角部之外側的曲率半徑。另一方面，如果G的數值超過180的話，在上述的數式(2)中，(C _IN/C _OUT)大於等於右邊的數值，如上所述般地，將會無法獲得本發明所期望之角部的延性及韌性。較好之G的數值是80以上且低於170。

再者，如果設有複數段的定徑輥軋機的話，也可以將上述即將進行角成型加工之前的定徑輥軋機的間隙設定成與其他的定徑輥軋機的間隙相同。又，如果設有複數段的角成型輥軋機的話，上述角成型輥軋機的間隙是採用第一段的角成型輥軋機的間隙為佳。也可以將第一段與其他段的角成型輥軋機的間隙都設定成相同。

此處，上述的C _IN係指：第一段的角成型輥軋機之入口側的電焊鋼管7的周長(管周方向之外周的長度)(mm)。如圖3所示，將造管方向視為X軸的正方向，將即將進行角成型加工之前的定徑輥群8的其中一個旋轉軸的X座標視為Xa(m)，將第一段的方形成型輥群9的其中一個旋轉軸的X座標視為Xb(m)時，利用捲尺來測量在與X軸垂直的平面X=(Xa+Xb)/2(m)處之鋼管的周剖面的外周長，即可獲得C _IN。

上述的C _OUT係指：最終段的角成型輥軋機之出口側的方形鋼管10的周長(管周方向之外周的長度)(mm)。如圖3所示，將輥子群之最終段的角成型輥軋機的其中一個輥子的旋轉軸的X座標視為Xc(m)，利用捲尺來測量在與X軸垂直的平面X=Xc+1(m)處之鋼管的周剖面的外周長，即可獲得C _OUT。

在本發明之方形鋼管的製造方法中，在將電焊鋼管(素管)成型成為方形鋼管的過程中，基於減少各平板部之平坦度及各角部之曲率半徑的不一致性(參差不齊)之目的，也可以除了上述的條件之外，還又依據下列的條件來進行控制。

在電縫焊接後的定徑工序時，為了符合較佳的真圓度，是以鋼管周長合計減少0.30%以上的比率來對於鋼管進行縮徑加工。如此一來，在後續的角成型工序時，可將各平板部及各角部形成均一(對稱)，而使得平坦度及曲率半徑的不一致性(參差不齊)變小。上述的「較佳真圓度」，係指：鋼管之鉛直方向外徑D1與水平方向外徑D2處於｜D1-D2｜/((D1+D2)/2)≦0.020的關係之意。

然而，如果是以鋼管周長合計減少超過2.0%的比率來進行縮徑加工的話，鋼管通過軋輥時之在管軸方向上的彎曲量太大，降伏比將會上昇。因此，是以鋼管周長的減少比率為0.30%以上且2.0%以下的比率來進行縮徑加工為佳。

在定徑工序中，為了將鋼管通過軋輥時之在管軸方向上的彎曲量儘可能縮小，並且抑制管軸方向之殘留應力的發生，是以複數座輥軋機來進行多階段的縮徑加工為佳。這種情況下，在各輥軋機中所進行的縮徑加工，與設置在該輥軋機之前一個輥軋機中所進行的縮徑加工相較，是以鋼管周長的減少比率為1.0%以下的比率來進行縮徑加工為佳。

如上所述，本發明的方形鋼管是用電焊鋼管作為素管。至於判斷方形鋼管10是否從電焊鋼管7所製造出來的方法，是將方形鋼管10從與管軸方向垂直的方向進行截切，將包含焊接部(電縫焊接部)13在內的切剖面進行研磨後，又進行腐蝕，然後利用光學顯微鏡進行觀察即可判斷出來。如果焊接部(電縫焊接部)13之熔融凝固部在管周方向上的寬度，在整個管厚度的範圍內都是1.0μm以上且1000μm以下的話，就是電焊鋼管7。再者，腐蝕液是因應鋼成分、鋼管的種類來做適當的選擇使用即可。

此處，將佐以圖4針對焊接部(電縫焊接部)進行說明。圖4是顯示焊接部13中的熔融凝固部16之概略圖。圖4是顯示將包含焊接部在內的切剖面進行研磨和腐蝕後的狀態。從圖4可以看出來熔融凝固部16是具有與母材部14及熱影響部15不同的組織形態和對比度的領域。例如：碳鋼及低合金鋼的電焊鋼管之熔融凝固部16，利用硝酸鹽腐蝕劑進行腐蝕後的上述切剖面中，以光學顯微鏡進行觀察時，看起來是白色的領域可以界定為熔融凝固部16。

其次，說明製造本發明的方形鋼管所用之電焊鋼管的素材鋼板之較佳製造方法。

素材鋼板的較佳製造方法，例如：先將具有上述組成分的鋼素材，進行加熱到達1100℃以上且1300℃以下的加熱溫度之後，再以粗軋結束溫度為850℃以上且1150℃以下，精軋結束溫度為750℃以上且900℃以下，並且在950℃以下的合計軋縮率為50%以上的條件來實施熱軋處理(熱軋工序)；接下來，以鋼板厚度中心溫度為準，再以平均冷卻速度為5℃/秒以上且30℃/秒以下，冷卻停止溫度為400℃以上且650℃以下的條件來進行冷卻(冷卻工序)；接下來，在400℃以上且650℃以下的溫度下進行捲取(捲取工序)而做成熱軋鋼板(鋼板1)。

此外，在以下之對於製造方法的說明中，與溫度相關之「℃」的表示，如果沒有做特別聲明的話，都是指：鋼素材、鋼板(熱軋鋼板)的表面溫度。這些表面溫度，係可利用輻射熱溫度計等來進行測定。鋼板板厚度中心的溫度，是先利用傳熱解析來計算出鋼板剖面內的溫度分布，將其結果利用鋼板的表面溫度進行補正而可以求出鋼板板厚度中心的溫度。「熱軋鋼板」是包含：熱軋板、熱軋鋼帶。

本發明中並未特別限定鋼素材(鋼胚)的熔製方法，利用轉爐、電爐、真空熔解爐等之公知的熔製方法都可以適用。鑄造方法也並未特別限定，可以利用連續鑄造法等之公知的鑄造方法，來製造成所期望的尺寸。此外，即使採用「造塊暨分塊輥軋法」來取代連續鑄造法也沒有問題。也可以對於熔鋼又實施盛鋼桶精煉之類的二次精煉。

熱軋工序 加熱溫度為1100℃以上且1300℃以下 加熱溫度低於1100℃的話，被輥軋材的變形阻力太大而難以進行輥軋。另一方面，加熱溫度超過1300℃的話，沃斯田鐵粒變得粗大化，而在後續的輥軋工序(粗軋、精軋)中，無法獲得細微的沃斯田鐵粒，因而難以確保本發明所期望之電焊鋼管之鋼組織的平均結晶粒徑。因此，在熱軋工序中的加熱溫度，是設定在1100℃以上且1300℃以下。這個加熱溫度，更好是在1120℃以上。又，這個加熱溫度，更好是在1280℃以下。

再者，本發明除了可以採用：製成鋼胚(胚料)之後，先進行冷卻至室溫，然後再度進行加熱之傳統方法之外，也可以採用：製成鋼胚(胚料)之後，並不進行冷卻至室溫，直接在熱鋼胚的狀態下就裝入到加熱爐內，或者稍微進行保持熱度之後隨即進行輥軋之這種「直接送往輥軋工序之節省能源的製程」，並沒有問題。

粗軋結束溫度為850℃以上且1150℃以下 粗軋結束溫度低於850℃的話，在後續的精軋工序中，鋼板表面溫度會降到肥粒鐵變態開始溫度以下，而生成大量的加工肥粒鐵，因而降伏比會上昇。另一方面，粗軋結束溫度超過1150℃的話，在沃斯田鐵未再結晶溫度域的軋縮量不足，無法獲得細微的沃斯田鐵粒。其結果，難以確保上述的方形鋼管之鋼組織的平均結晶粒徑，因而韌性會降低。粗軋結束溫度，更好是在860℃以上。又，粗軋結束溫度，更好是在1000℃以下。

精軋開始溫度優選為800℃以上且980℃以下。 精軋開始溫度低於800℃的話，在精軋工序中，鋼板表面溫度會降到肥粒鐵變態開始溫度以下，而生成大量的加工肥粒鐵，因而降伏比會上昇。另一方面，精軋開始溫度超過980℃的話，沃斯田鐵變得粗大化，而且無法將充分的變形帶導入沃斯田鐵中。因此，難以確保上述的方形鋼管的鋼組織之平均結晶粒徑，韌性會降低。精軋開始溫度，更好是在820℃以上。又，精軋開始溫度，更好是在950℃以下。

精軋結束溫度為750℃以上且900℃以下 精軋結束溫度低於750℃的話，在精軋工序中，鋼板表面溫度會降到肥粒鐵變態開始溫度以下，而生成大量的加工肥粒鐵，因而降伏比會上昇。另一方面，精軋結束溫度超過900℃的話，在沃斯田鐵未再結晶溫度域的軋縮量不足，無法獲得細微的沃斯田鐵粒。其結果，難以確保上述的方形鋼管之鋼組織的平均結晶粒徑，因而韌性會降低。精軋結束溫度，更好是在770℃以上。又，精軋結束溫度，更好是在880℃以下。

950℃以下的合計軋縮率為50%以上 本發明，係在熱軋工序中，藉由將沃斯田鐵中的次結晶粒予以細微化，而使得在後續的冷卻工序、捲取工序中所生成的肥粒鐵、變韌鐵及其餘部分組織都變成細微化，而可獲得具有上述的強度及韌性之方形鋼管的鋼組織。在熱軋工序中，為了將沃斯田鐵中的次結晶粒細微化，必須提高在沃斯田鐵未再結晶溫度域的軋縮率，來導入充分的加工應變。為了達成此目的，本發明係將950℃以下的合計軋縮率設定在50%以上。

950℃以下的合計軋縮率低於50%的話，在熱軋工序中無法導入充分的加工應變，因而無法獲得具有上述的方形鋼管的平均結晶粒徑之鋼組織。950℃以下的合計軋縮率，更好是在55%以上，更優是在57%以上。雖然並未特別地規定該合計軋縮率的上限，但是如果超過80%的話，隨著軋縮率的上昇所達到的提高韌性的效果將會變小，只會增加設備的負荷而已。因此，在950℃以下的合計軋縮率，是設定在80%以下為宜。更好是在70%以下。

上述之950℃以下的合計軋縮率，係指：在950℃以下的溫度域中的各輥軋道次的軋縮率的合計。

冷卻工序 熱軋工序後，利用冷卻工序來對於熱軋板進行冷卻處理。在冷卻工序中，在到達冷卻停止溫度之前，係以5℃/秒以上且30℃/秒以下的平均冷卻速度進行冷卻處理，直到400℃以上且650℃以下的冷卻停止溫度為止。

冷卻開始至冷卻停止(冷卻結束)的平均冷卻速度為5℃/秒以上且30℃/秒以下 以熱軋板的板厚度中心溫度為準，從冷卻開始起迄後述的冷卻停止的溫度域中的平均冷卻速度，如果低於5℃/秒的話，肥粒鐵或變韌鐵的核生成次數將會減少，肥粒鐵或變韌鐵將會變得粗大化，因而無法獲得具有上述的方形鋼管的平均結晶粒徑之鋼組織。另一方面，如果平均冷卻速度超過30℃/秒的話，將會生成大量的麻田散鐵，韌性會降低。平均冷卻速度，更好是在10℃/秒以上。又，平均冷卻速度，更好是在25℃/秒以下。

此外，在本發明中，基於抑制在進行冷卻前之生成在鋼板表面的肥粒鐵之觀點考量，在精軋結束後隨即開始進行冷卻為宜。

冷卻停止溫度為400℃以上且650℃以下 以熱軋板的厚度中心溫度為準，冷卻停止溫度低於400℃的話，將會生成大量的麻田散鐵，韌性會降低。另一方面，冷卻停止溫度超過650℃的話，肥粒鐵或變韌鐵的核生成次數會減少，這些肥粒鐵或變韌鐵將會變得粗大化，因而無法獲得具有上述的方形鋼管的平均結晶粒徑之鋼組織。冷卻停止溫度，更好是在430℃以上。又，冷卻停止溫度，更好是在620℃以下。

再者，在本發明中，沒有特別做聲明的話，是以((冷卻前之熱軋板的厚度中心溫度-冷卻後之熱軋板的厚度中心溫度)/冷卻時間)所獲得的數值(冷卻速度)來當作平均冷卻速度。冷卻方法，係可舉出：比如從噴嘴將水噴射出去水冷方式，或者將冷卻用氣體噴射出去的氣冷方式等。在本發明中，是以對於熱軋板的雙面都以相同條件進行冷卻的方式，來對於熱軋板雙面都實施冷卻操作(處理)為佳。

捲取工序 在冷卻工序之後，利用捲取工序將熱軋鋼板捲取成鋼帶捲狀，然後放冷。在進行捲取工序時，為了獲得上述的鋼板組織，是在捲取溫度為400℃以上且650℃以下的條件下進行捲取為佳。捲取溫度低於400℃的話，將會生成大量的麻田散鐵，韌性會降低。捲取溫度超過650℃的話，肥粒鐵或變韌鐵的核生成次數會減少，這些肥粒鐵或變韌鐵將會變得粗大化，因而無法獲得具有上述的方形鋼管的平均結晶粒徑之鋼組織。捲取溫度，更好是在430℃以上。又，捲取溫度，更好是在620℃以下。

＜建築結構物＞ 其次，佐以圖5來說明使用了本發明的方形鋼管10之建築結構物的一種實施方式。圖5係顯示將本發明的方形鋼管10用在建築結構物的構件(例如：柱材)的建築結構物100之一例。

如圖5所示，本發明的建築結構物100，是夾介著隔膜17而將複數個豎立的方形鋼管10(柱材)彼此焊接接合成一個柱子。在相鄰的方形鋼管10之間，架設著大樑18，而在相鄰的大樑18之間，則是架設著小樑19。此外，為了安裝壁面材等，也適當地設置了間柱20。其他方面，則是可將公知的構件用在建築結構物100。

如上所述，本發明的方形鋼管10，角部12的曲率半徑小，且平板部11很平坦，形狀特性優異。此外，本發明的方形鋼管10，角部12之外表面的延性及韌性都優異。因此，使用了這種方形鋼管10作為柱材之本發明的建築結構物100，可以確保整體構造物的塑性延展性，因此，與使用了傳統的方形鋼管的建築結構物相較，更可發揮優異的耐震性能。 [實施例]

以下將佐以實施例來更詳細地說明本發明。但是，本發明並不限定在以下的實施例。

首先，依據下列的條件來製造出本發明的方形鋼管。

先熔製出具有表1所示的組成分的熔鋼且做成鋼胚(鋼素材)。對於所製得的鋼胚實施表2-1所示的條件之熱軋工序、冷卻工序、捲取工序，而做成熱軋鋼板。

將所製得的熱軋鋼板(素材鋼板)，使用排輥群以及翅片式軋管輥群連續地進行冷輥成型加工而做成橢圓形剖面的未密封管。接下來，將未密封管之相對向的端面(寬度方向的兩端部)利用高頻感應加熱或高頻電阻加熱予以加熱到達融點以上，再以擠壓輥進行擠壓焊接而做成電焊鋼管。

針對於所製得的電焊鋼管(素管)，利用兩座(兩段)的定徑輥群進行縮徑加工之後，利用四座(四段)的方形成型輥群進行角成型加工，而分別獲得如表2-2所示的尺寸的方形鋼管。在進行角成型加工的工序時，是以表2-2所示的條件，來控制即將進行角成型加工之前的定徑輥的間隙以及方形成型輥的間隙。所製得的方形鋼管，從與管軸方向垂直的剖面觀看，是略呈略長方形。

再者，表2-2所示之方形鋼管的平均厚度t(mm)，是利用上述數式(3)計算出來的，方形鋼管的平均邊長H(mm)，是利用上述數式(4)計算出來的。方形鋼管的邊長H ₁及H ₂(mm)，則是將圖1所示之處的平板部的邊長進行測定而得的。素材鋼板的寬度W(mm)是將剛通過矯平機隨後的鋼板的寬度進行測定而得的。第一段的角成型輥軋機的入口側之電焊鋼管的周長C _IN(mm)、最終段的角成型輥軋機的出口側之方形鋼管的周長C _OUT(mm)、以及即將進行角成型加工之前的定徑輥軋機的環槽軋輥與第一段的角成型輥軋機的環槽軋輥的凹部之間的最大間隙的差值( △g)，則是分別利用前述的方法測定出來的。並且上述的差值(△g)，是使用平均厚度t及平均邊長H而計算出來的G(=△g/(t/H))的數值。

又，對於所製得的方形鋼管，係將各方形鋼管從與管軸方向垂直的方向進行切斷，將包含電縫焊接部在內的切剖面進行研磨之後，以硝酸鹽腐蝕液進行腐蝕後，利用光學顯微鏡來進行觀察。並且也確認了電縫焊接部之熔融凝固部在管周方向上的寬度，在整個管厚度中都是1.0μm以上且1000μm以下。在經過硝酸鹽腐蝕液腐蝕後的上述剖面中，將以光學顯微鏡觀察時看起來是白色的領域界定為熔融凝固部。

利用下列的方法，針對於所製得的方形鋼管進行鋼組織的定量、試驗以及評比。

(1)方形鋼管的鋼組織 方形鋼管之鋼組織的定量，是以前述的方法來進行定量。將所獲得的結果顯示於表3。

(2)方形鋼管之角部的外表面的曲率半徑 所製得之方形鋼管之角部的曲率半徑，是針對管軸方向上之隨機的十個位置，分別測定了其四個角部之外表面(角部的外側)的曲率半徑(mm)。從合計共四十個位置的測定值分別找出最大值Rmax及最小值Rmin。將該數值顯示於表4。此處，如果曲率半徑的最大值Rmax及最小值Rmin落在2.0t以上且3.0t以下之範圍的話，就予以評比為：角部之外表面的曲率半徑小。

再者，角部之外側之曲率半徑的測定，係使用徑向規。曲率半徑的測定方法，係以使用圖1來說明過的前述方法進行測定。

(3)方形鋼管之平板部的平坦度 茲佐以圖10來說明平坦度的測定方法。平坦度的測定，是針對方形鋼管的管軸方向上之隨機的十個位置，分別以四個平板部當作測定對象，合計共測定了四十個位置。如圖10所示，分別測定了通過各平板部之外表面的周方向兩端的兩點之直線的最大膨凸量及最大凹陷量。將膨凸量視為正值，將凹陷量視為負值，並且將測定值顯示於表4。然後，求出各測定位置處之最大膨凸量及最大凹陷量的絶對值，將其最大值視為平板部的平坦度，並且將其顯示於表4。如果沒有膨凸或凹陷存在的話，就將膨凸量或凹陷量的數值標示為0。

此處，如果平板部的平坦度(mm)為2.5mm以下的話，就將平板部予以評比為：平坦。

(4)方形鋼管之平板部及角部的拉伸試驗 採用所製得的方形鋼管，以下列的方法來進行拉伸試驗。圖6中係分別顯示出平板部及角部的拉伸試驗片的採取位置，圖7係顯示角部的拉伸試驗片之詳細的採取位置。

如圖6所示，從方形鋼管之平板部及角部的虛線所示的地方分別採取出日本工業規格JIS 5號的拉伸試驗片及日本工業規格JIS 12B號的拉伸試驗片，並且該拉伸試驗片的拉伸方向是與管軸方向平行。將這兩種拉伸試驗片分別進行研磨，使得其厚度變成5mm且厚度的中心剛好位於從管外表面起算之位於厚度t的1/4t位置處。再者，角部的拉伸試驗片，係如圖7所示，是從通過：鄰接於該角部之兩側的平板部之外表面的延長線的交點，且與平板部的外表面形成45°的線上採取出來的。

使用這三種拉伸試驗片，依據日本工業規格JIS Z 2241的規定，來實施拉伸試驗，而測定了平板部及角部之降伏強度YS、拉伸強度TS、均勻伸長率(平板部：E1、角部：E2)。均勻伸長率是採用：最大荷重時之總伸長率的數值。角部是使用所測得的降伏強度及拉伸強度來算出以(降伏強度)/(拉伸強度)×100(%)來定義的降伏比。並且計算出來角部的均勻伸長率E2相對於平板部的均勻伸長率E1的數值。

拉伸試驗片的支數為各2支，算出各種拉伸試驗片的平均值而得到：降伏強度YS(MPa)、拉伸強度TS(MPa)、降伏比(%)、均勻伸長率(%)。並且將這些數值顯示於表4。

此處，如果角部的均勻伸長率E2相對於平板部的均勻伸長率E1的數值為0.60以上的話，就將角部之外表面的延性評比為：優異。如果角部的降伏比是90%以下的話，予以評比為：良好。平板部的降伏強度YS是295MPa以上的話，予以評比為：良好。平板部的拉伸強度TS是400MPa以上的話，予以評比為：良好。

再者，如圖6所示，平板部的拉伸試驗片，是從方形鋼管之包含電縫焊接部13在內的平板部11a之旁邊的平板部11b的寬度中央位置處採取出來的。角部的拉伸試驗片，是從鄰接於包含電縫焊接部13在內的平板部11a之角部12a採取出來的。

(5)方形鋼管的角部的夏比衝擊試驗 採用所製得的方形鋼管，以下列的方法來實施夏比衝擊試驗。圖8係顯示角部的夏比衝擊試驗的試驗片的採取位置，圖9係顯示角部的夏比衝擊試驗的試驗片之詳細的採取位置。

如圖8及圖9所示，夏比衝擊試驗所使用的依據日本工業規格JIS Z 2242之規定的V型缺口標準試驗片，是從方形鋼管的管外表面起算之位於厚度t的1/4t位置處採取出來的，並且試驗片的長度方向必須與管軸方向保持平行。角部的夏比衝擊試驗的試驗片，是從鄰接於包含電縫焊接部13在內的平板部11a之角部12a採取出來的。更詳細地說，係如圖9所示，是從通過與角部12a相鄰接之兩側的平板部的外表面的延長線的交點，且與平板部的外表面形成45°角的線上採取出來的。並且依據日本工業規格 JIS Z 2242的規定，以試驗溫度為-10℃的條件下來實施夏比衝擊試驗，而求出夏比衝擊試驗的衝擊吸收能量(J)。再者，試驗片的支數，各採用三支，計算出這三支的平均值作為夏比衝擊試驗的衝擊吸收能量(J)。將其數值顯示於表4。

此處，如果角部在-10℃時的夏比衝擊試驗的衝擊吸收能量為100J以上的話，就予以評比為：角部之外表面的韌性優異。

表2-1～表4中，No.1～3、8～13是本發明例，No.4～7是比較例。

本發明例的方形鋼管，都是角部之外側的曲率半徑R為2.0t以上且3.0t以下，平板部之外表面在管軸方向上的平坦度是2.5mm以下，從角部的外表面起算之位於1/4t位置處的均勻伸長率E2相對於從平板部的外表面起算之位於1/4t位置處的均勻伸長率E1，是0.60倍以上，並且在-10℃時之角部的夏比衝擊試驗的衝擊吸收能量是100J以上。

相對於此，No.4的比較例，「W/C _OUT」的數值低於數式(1)的範圍，因此，角部之外側的曲率半徑高於本發明的範圍，無法獲得平坦的平板部。

No.5的比較例，「W/C _OUT」的數值高於數式(1)的範圍，因此，平板部與角部之均勻伸長率的比值(E2/E1)、以及角部在-10℃時的夏比衝擊試驗的衝擊吸收能量都無法達到所期望的數值。而且，也顯示出角部的降伏比為90%以上的數值。

No.6的比較例，「C _IN/C _OUT」的數值低於數式(2)的範圍，因此，角部之外側的曲率半徑高於本發明的範圍，無法獲得平坦的平板部。

No.7的比較例，「C _IN/C _OUT」的數值高於數式(2)的範圍，因此，角部之外側的曲率半徑低於本發明的範圍，平板部與角部之均勻伸長率的比值(E2/E1)、以及角部之-10℃時的夏比衝擊試驗的衝擊吸收能量都無法達到所期望的數值。而且，也顯示出角部的降伏比為90%以上的數值。

1:鋼板(鋼帶) 2:矯平機 3:排輥群 4:翅片式軋管輥群 5:擠壓輥 6:焊接機 7:電焊鋼管 8:定徑輥群 9:方形成型輥群 10:方形鋼管 11:平板部 12:角部 13:焊接部(電縫焊接部) 14:母材部 15:焊接熱影響部 16:熔融凝固部 17:隔膜 18:大樑 19:小樑 20:間柱 100:建築結構物

[圖1]係顯示本發明的方形鋼管之與管軸方向垂直的剖面之概略圖。 [圖2]係顯示本發明的電焊鋼管的造管工序之示意圖。 [圖3]係顯示本發明的方形鋼管的成型過程之示意圖。 [圖4]係說明電焊鋼管之焊接部的熔融凝固部的概略圖。 [圖5]係顯示本發明的建築結構物之一例的概略圖。 [圖6]係顯示本發明所實施的平板部及角部的拉伸試驗片之採取位置的概略圖。 [圖7]係顯示本發明所實施的角部的拉伸試驗片之詳細的採取位置的概略圖。 [圖8]係顯示本發明所實施的角部的夏比衝擊試驗片之採取位置的概略圖。 [圖9]係顯示本發明所實施的角部的夏比衝擊試驗片之詳細的採取位置的概略圖。 [圖10]係說明本發明所實施的平坦度之測定方法的概略圖。

Claims (11)

1. 一種方形鋼管，是具有平板部與角部的方形鋼管，該方形鋼管的組成分，以質量%計，含有C：0.020~0.45%、Si：0.01~1.0%、Mn：0.30~3.0%、P：0.10%以下、S：0.050%以下、Al：0.005~0.10%、N：0.010%以下、以及Ti：0.001~0.15%，其餘部分是Fe及不可避免的雜質，其中，假設前述平板部的平均厚度為t(mm)時，前述角部之外側的曲率半徑R是2.0t以上且3.0t以下，前述平板部之外表面的平坦度是2.5mm以下，從前述角部的外表面起算之位於厚度方向1/4t位置處的均勻伸長率E2，相對於從前述平板部的外表面起算之位於厚度方向1/4t位置處的均勻伸長率E1是0.60倍以上，並且從前述角部的外表面起算之位於厚度方向1/4t位置處之-10℃時的夏比衝擊試驗的衝擊吸收能量為100J以上。
2. 如請求項1所述之方形鋼管，其中，前述平均厚度t相對於前述平板部的平均邊長H(mm)是超過0.030倍。
3. 如請求項1或請求項2所述之方形鋼管，其中，前述平均厚度t是20mm以上且40mm以下。
4. 如請求項1或請求項2所述之方形鋼管，其中，前述平板部的降伏強度是295MPa以上，前述平板部的拉伸強度是400MPa以上，並且前述角部的降伏比是90%以下。
5. 如請求項1或請求項2所述之方形鋼管，其中，前述平板部之厚度中央處的鋼組織，肥粒鐵與變韌鐵之體積百分率的合計，是佔：平板部之厚度中央處的整體鋼組織的70%以上且95%以下，其餘部分是從波來鐵、麻田散鐵、沃斯田鐵所選出的一種或兩種以上，將被相鄰的結晶的方位差為15°以上的境界所圍繞的領域視為結晶粒時，前述結晶粒的平均結晶粒徑是15.0μm以下，並且結晶粒徑40μm以上的前述結晶粒的體積百分率的合計，是佔：平板部之厚度中央處的整體鋼組織的40%以下。
6. 如請求項1或請求項2所述之方形鋼管，其中，除了前述組成分之外，以質量%計，還含有從Nb：0.001~0.15%、V：0.001~0.15%、 Cr：0.01~1.0%、Mo：0.01~1.0%、Cu：0.01~1.0%、Ni：0.01~1.0%、Ca：0.0002~0.010%、以及B：0.0001~0.010%之中所選出的一種或兩種以上。
7. 一種方形鋼管的製造方法，是製造如請求項1至請求項6之任一項所述之方形鋼管的方法，先將鋼板進行冷輥成型加工，且將前述鋼板之寬度方向的兩端部進行電縫焊接以做成電焊鋼管之後，利用定徑輥軋機對於前述電焊鋼管進行縮徑加工，接下來，利用角成型輥軋機進行角成型加工來製成方形鋼管時，係以：前述鋼板的板寬度W相對於前述角成型輥軋機的出口側之方形鋼管的周長C_OUT的比值，是符合數式(1)的關係，並且前述角成型輥軋機的入口側之電焊鋼管的周長C_IN相對於前述角成型輥軋機的出口側之方形鋼管的周長C_OUT的比值，是符合數式(2)的關係的方式，來進行控制即將進行角成型加工之前的前述定徑輥軋機之輥子的間隙以及前述角成型輥軋機之輥子的間隙，1.000+0.050×t/H<W/C_OUT<1.000+0.50×t/H．．．數式(1) 0.30×t/H+0.99≦C_IN/C_OUT<0.50×t/H+0.99．．．數式(2)在數式(1)及數式(2)中， W：素材也就是鋼板的板寬度(mm)、C_IN：第一段的角成型輥軋機入口側之電焊鋼管的周長(mm)、C_OUT：最終段的角成型輥軋機出口側之方形鋼管的周長(mm)、t：角成型後之平板部的平均厚度(mm)、H：角成型後之平板部的平均邊長(mm)，但是，如果只利用單一段的角成型輥軋機來進行角成型加工的話，前述第一段的角成型輥軋機與前述最終段的角成型輥軋機，係指：同一個角成型輥軋機。
8. 如請求項7所述之方形鋼管的製造方法，其中，前述鋼板，係將鋼素材加熱至1100℃以上且1300℃以下的加熱溫度之後，以粗軋結束溫度為850℃以上且1150℃以下、精軋結束溫度為750℃以上且900℃以下、並且在950℃以下的合計軋縮率為50%以上的條件來實施熱軋處理，接下來，以厚度中心溫度為準，以平均冷卻速度為5℃/秒以上且30℃/秒以下、冷卻停止溫度為400℃以上且650℃以下的條件來實施冷卻處理，接下來，以400℃以上且650℃以下的條件來進行捲取而製成的鋼板。
9. 如請求項7或請求項8所述之方形鋼管的製造方法，其中，前述平均厚度t相對於前述平板部的平 均邊長H是超過0.030倍。
10. 如請求項7或請求項8所述之方形鋼管的製造方法，其中，前述平均厚度t是20mm以上且40mm以下。
11. 一種建築結構物，係使用如請求項1至請求項6之任一項所述之方形鋼管作為柱材。

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