JP6319027B2 - 溶接継手、溶接継手の製造方法 - Google Patents

Description

本発明は鋼材同士の溶接継手、および溶接継手の製造方法に関し、特に、鋼材の小口を他の鋼材に突き当てて両者を接合するレ形開先（ｓｉｎｇｌｅ ｂｅｖｅｌ ｇｒｏｏｖｅ ｗｅｌｄ）、Ｖ形開先の完全溶け込みによる溶接継手、および溶接継手の製造方法に関する。

構造部材を溶接接合する場合、部材（例えば梁）断面の小口同士を突き合わせて直線状溶接をしたり、板面（例えば柱の一つの面）に部材断面の小口を付き合わせてＴ字形溶接をしたりする。この溶接接合部に引張応力がかかった場合、破壊が溶接金属ではなく母材側から先に発生するように、溶接金属側の変形抵抗を高めている。すなわち、溶接金属材料は、母材強度と同等以上の強度をもつ溶接金属材料を使用する。例えば、４００Ｎ／ｍｍ^２級の母材に対しては、４９０Ｎ／ｍｍ^２級の溶接金属材料を使用し、４９０Ｎ／ｍｍ^２級の母材に対しては、４９０Ｎ／ｍｍ^２級または５５０Ｎ／ｍｍ^２級の溶接金属材料を使用することが多い。

溶接接合部に完全溶け込み溶接を用いる際、開先を設けて溶接金属を充填する。たとえば、レ形開先又はＶ形開先の場合、開先角度はＪＡＳＳ６（建築工事標準仕様書、日本建築学会）で３５°、ＡＷＳ（アメリカ溶接協会）で３０°以上４５°以下を推奨している。また、溶接接合部で完全溶け込み溶接を用いる際、溶接金属は適切な余盛り高さを設けることとしている。たとえば上記ＪＡＳＳ６ではＴ字形継手の場合、余盛り高さは、突き合わせる材料の板厚の１／４倍以上とし、板厚が４０ｍｍを超える場合は１０ｍｍ以上としている。

鋼材の場合、降伏強度及び引張強さは材料規格で上下限値が設定されているが、従来の溶接金属材料の選定方法に従うと、溶接金属材料の強度が母材強度を下回り（アンダーマッチング）、溶接金属側で破壊が先行する可能性がある。例えば４９０Ｎ／ｍｍ^２級の母材の規格の引張強さ上限は６１０Ｎ／ｍｍ^２なので、５５０Ｎ／ｍｍ^２級の溶接金属材料を用いると母材強度が溶接金属強度を上回る場合がある。さらに、冷間加工した母材を用いる場合には母材強度が加工硬化により上昇しており、規格強度を上回る場合があるので溶接金属材料より母材の引張強さが高くなる可能性がある。
さらに、図１５に示したように例えば柱７０に梁７１を溶接金属７２で溶接すると、溶接金属７２と母材（この場合には梁７１）との境界部７３（Ｆｕｓｉｏｎ Ｌｉｎｅ）に沿って、ハッチングで示した部分ＸＶのように、所定の幅を有してＨｅａｔ Ａｆｆｅｃｔｅｄ Ｚｏｎｅ（ＨＡＺ、溶接熱影響部）が生じる。特に加速冷却等により圧延時の細粒化で高強度化した鋼板において、ＨＡＺは溶接熱によってオーステナイト化温度より高温となるため、母材の組織が残存せず母材に比べ強度が低下する場合がある。

これに対してアンダーマッチングやＨＡＺの軟化を許容することに関連する溶接方法の従来技術として、特許文献１乃至５がある。
特許文献１、２は、大入熱の突き合わせ溶接を対象に、溶接金属のマッチング条件をＨｖｗｍ／Ｈｖｂｍ≦１１０％とすると、ＦＬのディープノッチ試験において高い破壊靭性値Ｋｃを確保できるという技術である。特にビード幅を板厚の７０％以下とすれば、７０％≦Ｈｖｗｍ／Ｈｖｂｍ≦１１０％のアンダーマッチでも継手の引張強さを確保できる。

特許文献３は、溶接継手の応力集中部において、発生した延性き裂の進展に伴い生じるくびれによる断面積減少を、鋼材の加工硬化特性（ｎ値）を高めることで防止することができ、許容欠陥寸法を大きくできる技術である。

特許文献４は、溶接継手の母材および熱影響部の板厚表面の降伏応力ＹＰｓと内部の降伏応力ＹＰｃの比（ＹＰｓ／ＹＰｃ）を１．３以下とすることで、板厚中心の変形拘束が高くなりすぎないようにし、全厚の脆性破壊発生特性Ｋｃ、アレスト性Ｋｃａともに高い値を確保する技術である。

特許文献５は、９％Ｎｉ鋼に限定し、オーステナイト系の溶接金属は極低温下でも脆性破壊がきわめて生じ難いことから、溶接金属をＨＡＺに対してアンダーマッチ（Ｈｖを規定）として溶接金属内に延性き裂を発生・進展させ、極低温でも脆性破壊に対して高い安全性を持つ溶接継手を実現する技術である。ただし、ΔＨｖが２００を超えるアンダーマッチの場合、溶金の靭性（ＣＴＯＤ）が低下することから、０≦ΔＨｖ≦２００と規定している。

特開２００５−１２５３４８号公報 特開２００５−１４４５５２号公報 特開２０１３−３９６０５号公報 特開２００７−２５４７６７号公報 特開２００７−１１９８１１号公報

しかしながら、これらアンダーマッチング溶接やＨＡＺの軟化を許容することに関連する従来技術は、いずれもアンダーマッチングとなる溶接部内の破壊を前提とし、該溶接部の破壊靭性を高めるためのものであり、本来あるべき態様である母材を破壊させるという視点からの解決策は提案されていない。

そこで本発明は、上記問題点に鑑み、アンダーマッチングであっても溶接金属部で破壊が生じることを防止できる溶接継手を提供することを課題とする。また、この溶接継手を製造する方法を提供する。

以下、本発明について説明する。

請求項１に記載の発明は、レ形又はＶ形開先の完全溶け込みの溶接継手であって、開先角度をα（°）、ルートギャップをｇ（ｍｍ）、余盛り高さをｅ（ｍｍ）、溶接金属の引張強さを_ＷＭσ_ｕ（Ｎ／ｍｍ^２）、母材の引張強さを_ＢＭσ_ｕ（Ｎ／ｍｍ^２）、及び母材の厚さをｔ（ｍｍ）としたとき、下記式（１）及び式（２）を満たす溶接継手である。
ただし、βは０以上であって、下記式（３）を満たすβ’及びαの値のうち小さい方の値をとる。

請求項２に記載の発明は、請求項１に記載の溶接継手において、溶接金属のビッカース硬さを_ＷＭＨｖ、母材のビッカース硬さを_ＢＭＨｖとしたとき、さらに下記式（４）、式（５）が成り立つ。

請求項３に記載の発明は、請求項１又は２に記載の溶接継手において、溶接熱影響部の引張強さを_ＨＡＺσ_ｕ（Ｎ／ｍｍ^２）としたとき、下式（６）を満たす。

請求項４に記載の発明は、請求項３に記載の溶接継手において、溶接熱影響部のビッカース硬さを_ＨＡＺＨｖ、母材のビッカース硬さを_ＢＭＨｖとしたとき、さらに下記式（７）、式（８）が成り立つ。

請求項５に記載の発明は、レ形又はＶ形開先の完全溶け込みの溶接継手を製造する方法であって、開先角度をα（°）、ルートギャップをｇ（ｍｍ）、余盛り高さをｅ（ｍｍ）、溶接金属の引張強さを_ＷＭσ_ｕ（Ｎ／ｍｍ^２）、母材の引張強さを_ＢＭσ_ｕ（Ｎ／ｍｍ^２）、及び母材の厚さをｔ（ｍｍ）として下記式（１）及び式（２）を満たすように設計し、これにより溶接をおこなう溶接継手の製造方法である。
ただし、βは０以上であって、下記式（３）を満たすβ’及びαの値のうち小さい方の値をとる。

請求項６に記載の発明は、請求項５に記載の溶接継手の製造方法において、溶接金属のビッカース硬さを_ＷＭＨｖ、母材のビッカース硬さを_ＢＭＨｖとしたとき、_ＷＭσ_ｕ（Ｎ／ｍｍ^２）、_ＢＭσ_ｕ（Ｎ／ｍｍ^２）を下記式（４）、式（５）により求める。

本発明によれば、一律にオーバーマッチング溶接を設定する従来の常識にとらわれずに、上記関係を満たす限りアンダーマッチング溶接でも母材破壊させることができる。すなわち、例えアンダーマッチング溶接であっても、母材に比較して靭性が低い溶接部に変形が集中するのを避けることで、粘り強い溶接継手を実現できる。

実施形態の一つの例を説明する図で、通しダイヤフラム形式で構成された柱梁接合部（溶接継手１０）の外観を示す図である。 溶接継手１０の断面を示す図である。 実施形態の一つの例を説明する図で、内ダイヤフラム形式で構成された柱梁接合部（溶接継手１０’）の外観を示す図である。 溶接継手１０’の断面を示す図である。 溶接部２０を説明する図である。 ｎ−ｔ−ｗ座標系を表した図である。 溶接部２１をモデル化した図である。 図８（ａ）は母材の破壊に用いるモデルを説明する図で、２次元の座標系、図８（ｂ）はそのｎ−ｔ−ｗ直交座標系による表示である。 図９（ａ）は溶接金属の破壊に用いるモデルを説明する図で、２次元の座標系、図９（ｂ）はそのｎ−ｔ−ｗ直交座標系による表示である。 本発明の効果を説明する１つの例を説明する図で、横軸に開先角度、縦軸に_ＷＭσ_ｕ／_ＢＭσ_ｕをとったグラフである。 本発明の効果を説明する他の１つの例を説明する図で、横軸に余盛り高さ／板厚、縦軸に_ＷＭσ_ｕ／_ＢＭσ_ｕをとったグラフである。 溶接金属に関する１つの実験例を説明する図で、横軸に_ＢＭσ_ｕ、縦軸に_ＷＭσ_ｕをとったグラフである。 ＨＡＺに関する１つの実験例を説明する図で、横軸に_ＢＭσ_ｕ、縦軸に_ＨＡＺσ_ｕをとったグラフである。 Ｖ形開先のパラメータの配置を説明する図である。 溶接熱影響部（ＨＡＺ）について説明する図である。

本発明の上記した作用および利得は、次に説明する発明の形態から明らかにされる。以下本発明を図面に示す形態に基づき説明する。ただし本発明はこれら形態に限定されるものではない。

図１は、形態の１つの例を説明する図で、溶接継手１０の外観を模式的に表した斜視図である。そして図２は、溶接継手１０の断面図であり、溶接部が延びる方向（溶接線方向）に対して直交する方向の断面である。

図１、図２からわかるように、溶接継手１０は、柱１１、ダイヤフラム１２、サイコロ１３、梁１４、溶接金属１５、裏当て金１６を有して構成されている。すなわち溶接継手１０は、柱１１の長手方向に対して直交する方向から梁１４の小口をダイヤフラム１２の小口に突き当ててＩ字形になるように溶接されている継手（溶接部２０）と、柱１１とダイヤフラム１２がＴ字形になるよう溶接されている継手（溶接部２１）と、から構成される。そしてこの形態では通しダイヤフラム形式により継手が形成されている。

本形態の溶接継手１０においても、後で説明する溶接部における構成以外の基本的な継手の構成については公知のものと同様である。従って、溶接継手１０では同軸に配置された矩形中空鋼管である２つの柱１１の向かい合う端面間にサイコロ（タイコと呼ばれることもある。）１３が配置される。サイコロ１３も矩形中空鋼管により形成されている。これによりサイコロ１３の端面と柱１１の端面とが対向する部位が２か所に形成されるが、ここにそれぞれダイヤフラム１２が備えられる。ダイヤフラム１２は柱１１及びサイコロ１３よりも大きな外形を有する板状の鋼材であり、その一方の面が柱１１に溶接され、他方の面がサイコロ１３に溶接されている。従って、図１、図２からわかるように、柱１１、サイコロ１３の外周からダイヤフラム１２の外周が突出した形態となる。

一方、梁１４はＨ形鋼であり、溶接部２０における母材である。以降、溶接に関する説明をする際には「母材」と記載することがある。梁１４はＨ形鋼であるから、平行に設けられ、溶接される２つの溶接片１４ａと、これを連結する連結片１４ｂを有している。そして梁１４のうち溶接する側の端部において、連結片１４ｂは溶接片１４ａとの接続部分が切りかかれてスカラップ１４ｃが形成されている。

梁１４の小口がサイコロ１３の側面、及びダイヤフラム１２の外周端面に突き当てられて溶接されている。より詳しくは、サイコロ１３の側面に梁１４の接続片１４ｂの端面が接触し、ダイヤフラム１２の外周端面に梁１４の溶接片１４ａの端面が当てられて溶接部２０を形成することにより接合されている。

溶接部２０では、溶接片１４ａとダイヤフラム１２との間に溶接金属１５が盛られ、溶接金属１５が盛られる部位の反対側の溶接片１４ａの面には裏当て金１６が配置されている。

図３は、他の１つの形態例を説明する図で、溶接継手１０’の外観を模式的に表した斜視図である。そして図４は、溶接継手１０’の断面図であり、溶接部が延びる方向（溶接線方向）に対して直交する方向の断面である。

図３、図４からわかるように、溶接継手１０’は、柱１１’、ダイヤフラム１２’、梁１４、溶接金属１５、裏当て金１６、ボルト接合部材１３’を有して構成されている。すなわち溶接継手１０’は、柱１１’の長手方向に対して直交する方向から梁１４の小口を柱１１’の側面に突き当ててＴ字形になるように溶接されている継手（溶接部２１）を有し、溶接部以外の部位はボルト接合部材１３’で接合されている。ボルト接合の代わりにここを溶接することもある。一方、柱１１’の内側ではダイヤフラム１２’が柱１１’に溶接されている。すなわちこの形態では内ダイヤフラム形式により継手が形成されている。

本形態の溶接継手１０’においても、後で説明する溶接部における構成以外の基本的な継手の構成については公知のものと同様である。

次に、本発明の特徴部分である溶接部２０の構成について説明する。図５に図２と同じ視点で表した１つの溶接部２０に注目した図を表した。この図からわかるように、梁１４の溶接片１４ａである母材１４の端面はダイヤフラム１２の外周端面に対して傾斜しており、レ形開先が形成されている。ダイヤフラム１２と母材１４との間に溶接金属１５が介在して接合されている。このとき次の形状、及び値を定義する。

母材厚さ：ｔ（ｍｍ）
余盛り高さ：ｅ（ｍｍ）
ルートギャップ：ｇ（ｍｍ）
開先角度：α（°）（０°≦α＜９０°）
母材の引張強さ：_ＢＭσ_ｕ（Ｎ／ｍｍ^２）
溶接金属の引張強さ：_ＷＭσ_ｕ（Ｎ／ｍｍ^２）

そして本発明では式（１）乃至式（３）が成立する。

ここで、式（１）中のβ（°）は溶接金属における破壊の生じる角度を表し、０≦β≦αであるから、βは下式を満たすβ’、及びαのうち小さい方の値をとる。

式（１）乃至式（３）は後でその導出について説明するが、溶接金属で破壊することなく母材で破壊するための溶接金属の必要な強度を表わす。これによれば、溶接継手１０において、破壊が生じる場合であっても、溶接金属で破壊されることに先んじて、母材から破壊を生じさせることができる。そして、式（２）に表れているように、アンダーマッチング又はイーブンマッチング（母材強度と溶接金属強度が等しい場合）であっても、式（１）を満たすことによって、当該母材からの破壊が可能となる。従って、これを満たす限りにおいて公知の材料、及び公知の溶接条件を適用することができ、溶接に関する規制、管理をより緩和することが可能となる。このことはより適切な溶接を行う信頼性を向上させることも意味する。そしてその際にも溶接金属の破壊靱性を向上させる等の特別な措置を必要としない。例えば必要以上に高強度で高価な溶接金属を適用しなくてもよい。

ここで、より簡便に母材の引張強さ_ＢＭσ_ｕ（Ｎ／ｍｍ^２）、溶接金属の引張強さ_ＷＭσ_ｕ（Ｎ／ｍｍ^２）を得る手段として、それぞれのビッカース硬さからの算出を挙げることができる。具体的には式（４）、式（５）を演算すればよい。式（４）、式（５）は、文献（ＳＡＥ Ｉｎｔｅｒｎａｔｉｏｎａｌ，ＳＡＥ Ｊ ４１７，１９８３）のビッカース硬さＨｖと引張強さの換算表をもとに、Ｈｖと引張強さを関係式で表わしたものである。

ここで_ＷＭＨ_ｖは溶接金属１５のビッカース硬さ（Ｈｖ）であり、_ＢＭＨｖは母材１４のビッカース硬さ（Ｈｖ）である。

また、以上によれば、上記式（１）、式（２）を満たすように溶接継手を設計し、これに基づいて溶接する溶接継手の製造方法を提供することができる。さらに、外表面から２ｍｍ内面側の位置でＪＩＳ Ｚ２２４４：２００９に基づき溶接金属および母材のビッカース硬さを測定し、その測定値の最小値から式（４）、式（５）によりそれぞれの引張強さを求めて、上記設計をすることもできる。

さらに、ＨＡＺに沿う破壊を想定する場合、式（１）において溶接金属引張強さ_ＷＭσ_ｕの代わりにＨＡＺの引張強さ_ＨＡＺσ_ｕを用い、破壊の角度βは開先角度αに一致することから、ＨＡＺで破壊することなく母材で破壊するためのＨＡＺの必要な強度として、下式（６）が成立する。

この式（６）を満たすことにより、アンダーマッチング溶接でかつＨＡＺが軟化していても、この関係を満たす限り母材破壊させることができる。すなわち、例えアンダーマッチング溶接でかつＨＡＺが軟化していても、母材に比較して靭性が低い溶接部に変形が集中するのを避けることで、粘り強い溶接継手を実現できる。

ここで、より簡便に母材の引張強さ_ＢＭσ_ｕ（Ｎ／ｍｍ^２）、ＨＡＺの引張強さ_ＨＡＺσ_ｕ（Ｎ／ｍｍ^２）を得る手段として、それぞれのビッカース硬さからの算出を挙げることができる。具体的には、外表面から２ｍｍ内面側の位置でＪＩＳ Ｚ２２４４：２００９に基づきビッカース硬さ試験を行い、その測定値の最小値から式（７）、式（８）を演算すればよい。

次に、式（１）乃至式（３）の根拠について説明する。すなわち、溶接金属で破壊することなく、母材で破壊するための各部が備えるべき強度を極限解析により求めた。

ここでは、以下の（ｉ）乃至（ｉｖ）を前提とする。
（ｉ）Ｖｏｎ Ｍｉｓｅｓの降伏条件における降伏応力σ_ｙを、単軸引張試験から得られる引張強さσ_ｕに置き換えた式（１０）の破壊条件が成り立つ。

ここで、σ_１、σ_２、σ_３は３次元応力状態の主応力である。さらに、式（１０）の破壊条件を任意の座標系に対する応力で記述するため、図６に示したｎ−ｔ−ｗ直交座標系を設定すると、各座標の６つ応力成分（σ_ｎ、σ_ｔ、σ_ｗ、τ_ｎｔ、τ_ｔｗ、τ_ｗｎ）を用いて式（１１）で表わされる。

（ｉｉ）溶接長さはそのビード幅に比べて十分大きく、破壊面での溶接線方向の伸縮は生じないものとする。すなわち、溶接線方向の垂直ひずみは０とする。
（ｉｉｉ）継手には軸方向の引張力のみが作用しているものとする。
（ｉｖ）図７に示した溶接部のように溶接部はレ形開先、開先角度α（°）、ルートギャップｇ（ｍｍ）、ルートフェースは０（ｍｍ）、余盛り高さはｅ（ｍｍ）とする。

次に、母材の破壊、及び溶接金属の破壊の２つについて、それぞれ破壊機構を仮定し、モデル化したうえで最大耐力を算出し、関係式を導く。以下にそれぞれについて説明する。

＜母材の破壊＞
図８に母材の破壊に用いるモデルを示した。もととなる形状は図７の通りである。図８（ａ）は２次元の座標系、図８（ｂ）はｎ−ｔ−ｗ直交座標系による表示である。
図８（ａ）に示したように、荷重作用方向の塑性変形増分をｕ_１とし、破壊機構が生ずる角度を板厚方向に対しθとする。さらに、図８（ｂ）に示したように、破壊機構に対し、ｎ軸は破壊機構の直交方向、ｔ軸は破壊機構に沿う方向、ｗ軸は溶接線と平行な方向となるように直交座標系ｎ−ｔ−ｗをとる。すると、破壊機構に沿う方向（ｔ方向）およびこれに直交する方向（ｎ方向）の応力成分はそれぞれ、ｕ_１・ｓｉｎθ、ｕ_１・ｃｏｓθとなる。ｔ軸方向の垂直応力σ_ｔは０とみなされるから、上記式（１１）式にσ_ｔ＝０を代入して、破壊条件は式（１２）で表わされる。

図８（ａ）に示す破壊機構は、ｗ軸方向のひずみε_ｗは０、ｔ−ｗ平面内のせん断ひずみγ_ｔｗは０、ｗ−ｎ平面内のせん断ひずみγ_ｗｎは０なので、式（１２）およびと塑性流れの法線則から、式（１３）に示す関係がそれぞれ成立する。

式（１３）を式（１２）に代入すると、破壊条件式は式（１４）のようになる。

ここで図８（ｂ）に示した単位長さ（＝１）あたりの図８（ａ）における応力仕事増分Ｗ_ｉは式（１５）で表される。

ここで、応力σ_ｎ、τ_ｎｔは破壊条件である式（１４）を満たす。塑性流れの法則から、ｕ_１・ｃｏｓθ、及びｕ_１・ｓｉｎθは式（１６）のようになる。

式（１６）からτ_ｎｔはσ_ｎを用いて式（１７）のように表される。

式（１４）及び式（１７）から式（１８）のようにσ_ｎ、τ_ｎｔを求め、これを式（１５）に代入することにより応力仕事増分は式（１９）のようになる。

一方、外力による仕事増分Ｗ_ｅｘは、溶接線方向（ｗ方向）を単位長さとした場合の母材の最大耐力をＰ_ａとすると、式（２０）により表される。

仮想仕事の原理より、式（１９）と式（２０）とが等しいので、Ｐ_ａについて解くと式（２１）が得られる。

式（２１）を最小とするθは０であるから、母材の引張強さを_ＢＭσ_ｕとすると、Ｐ_ａは図８（ａ）に示した破壊機構図に関する最大耐力であり、これをＰ_ＢＭとすると式（２２）で表される。

＜溶接金属の破壊＞
溶接金属の破壊に用いるモデルを図９に示した。もととなる形状は図７の通りである。図９（ａ）は２次元の座標系、図９（ｂ）はｎ−ｔ−ｗ直交座標系による表示である。
荷重作用方向の塑性変形増分をｕ_２とし、破壊機構が裏当て金、溶接金属、母材の３つが接合する線と、余盛り側とを結ぶ面内の角度βの位置で生じたとする。さらに、図９（ｂ）に示す通り破壊機構に対し、ｎは破壊機構の直交方向、ｔは破壊機構に沿う方向、ｗは溶接線と平行な方向となるように直交座標系ｎ−ｔ−ｗをとる。すると、破壊機構に沿う方向（ｔ方向）およびこれに直交する方向（ｎ方向）の応力成分はそれぞれ、ｕ_２・ｓｉｎβ、ｕ_２・ｃｏｓβとなる。

母材の破壊において説明した破壊機構と同様、ｔ軸方向の垂直応力σ_ｔは０、ｗ方向のひずみε_ｗは０、ｔ−ｗ平面内のせん断ひずみγ_ｔｗは０、ｗ−ｎ平面内のせん断ひずみγ_ｗｎは０と仮定すると、破壊条件式は上記式（１４）となる。

ここで溶接線方向（ｗ方向）の単位長さあたりの、図９（ａ）における応力仕事増分Ｗ_ｉは、式（２３）で表わすことができる。

ここでｌ_ｃｒは図９（ａ）に示したように破壊機構のｔ軸方向の長さである。また、上記式（１６）乃至式（１８）と同様の手順により、Ｗ_ｉについて式（２４）を得る。

ここで、ｌ_ｃｒ（ｍｍ）は式（２５）で表すことができる。

一方、外力による仕事増分Ｗ_ｅｘは、溶接継手の溶接線方向（ｗ方向）の単位長さあたりの耐力をＰ_ｂとすると式（２６）となる。

仮想仕事の原理より、式（２４）と式（２６）とを等しいとし、溶接金属の引張強さを_ＷＭσ_ｕとすると、Ｐ_ｂは図９（ａ）に示した破壊機構に関する溶接金属の最大耐力であり、これをＰ_ＷＭと置くと角度βを用いて式（２７）で表される。

ただし、βは溶接部の破壊線の角度であり、０≦β≦αの範囲で、Ｐ_ＷＭを最小とするβのとき、Ｐ_ＷＭは真の最大耐力となる。βは、式（２７）のβに関する一階偏微分式を０と等しいと置いて求めた下式（３）を満たすβ’（β’≧０）と、αのいずれか小さい方の値をとる。

＜溶接部及びＨＡＺで破壊しないための規定＞
ここまでで導出した式を用いて、溶接部に先行して母材が破壊するための規定をする。具体的には式（２２）、式（２７）から、Ｐ_ＢＭ＜Ｐ_ＷＭとすることにより、式（１）を得る。

ただし、βは溶接部の破壊線の角度であり、０≦β≦αであるから、βは上記式（３）満たすβ’（β’≧０）と、αのいずれか小さい方の値をとる。

次に、以上に示した式（１）、式（２）に基づいて得られる効果について、図１０乃至図１２を参照しつつ説明する。

図１０は母材の板厚ｔを３２ｍｍ、余盛り高さｅを１／４ｔ＝８ｍｍ、ルートギャップｇを７ｍｍとしたときにおける開先角度α（°）と、マッチング度合（＝_ＷＭσ_ｕ／_ＢＭσ_ｕ）との関係を示した。
図１０に示した一点鎖線による線３０は式（２）の右辺と左辺とが等しいときの線であり、イーブンマッチングを表す線である。従って、この線より上はオーバーマッチングの組み合わせなので、従来から行われていた溶接の範囲である。ここでは母材破壊が先行する。一方、この線３０より下はアンダーマッチングの組み合わせなので、従来の溶接では避けられていた範囲である。
図１０に示した実線による線３１は式（１）の右辺と左辺とが等しいときの線である。
そして本発明は図１０にハッチングして示した範囲による溶接であり、この範囲で溶接を行えば、アンダーマッチングであっても溶接部に先んじて母材の破壊が生じる。すなわち、従来に比べて許容される範囲が拡張され、その分、溶接の条件、管理、及び信頼性を向上させることができることがわかる。

図１１は母材の板厚ｔを３２ｍｍ、開先角度αを３５°、ルートギャップｇを７ｍｍとしたときにおける、余盛り高さｅ／板厚ｔと、マッチング度合（＝_ＷＭσ_ｕ／_ＢＭσ_ｕ）との関係を示した。
図１１に示した一点鎖線による線４０は式（２）の右辺と左辺とが等しいときの線であり、イーブンマッチングを表す線である。従って、この線より上はオーバーマッチングの組み合わせなので、従来から行われていた溶接の範囲である。ここでは母材破壊が先行する。一方、この線４０より下はアンダーマッチングの組み合わせなので、従来の溶接では避けられていた範囲である。
また、図１１に示した実線による線４１は式（１）の右辺と左辺とが等しいときの線である。
そして本発明は図１１にハッチングして示した範囲による溶接であり、この範囲で溶接を行えば、アンダーマッチングであっても溶接部に先んじて母材の破壊が生じる。すなわち、従来に比べて許容される範囲が拡張され、その分、溶接の条件、管理、及び信頼性を向上させることができることがわかる。

初めに溶接金属破断に関連して、実際に溶接継手を作製してこれを破壊し、破壊した位置を調べた。開先角度αは３５°で一定とし、他の要件は表１に示した。破壊は溶接継手引張試験によりおこない、ＪＩＳ Ｚ３１３１：１９７６に準拠し、同規格に示す４号試験片の溶接部をレ形開先完全溶け込みに変更して実施した。
条件は表１に示した通りであるが、母材については、その材質、化学成分（Ｆｅ以外）、板厚、降伏点（ＹＰ）、及び引張強さ_ＢＭσ_ｕを表し、溶接金属については、その規格、降伏点（ＹＰ）及び引張強さ_ＷＭσ_ｕを表した。また、表１には母材の引張強さ（_ＢＭσ_ｕ）に対する溶接金属の引張強さ（_ＷＭσ_ｕ）の割合を百分率で示した。
ここで母材引張強さ_ＢＭσ_ｕはＪＩＳ Ｚ２２４１：２０１１に従い、全厚または板厚の１／４を中心として採取した丸棒引張試験により求めた。一方、溶接金属引張強さ_ＷＭσ_ｕはＪＩＳ Ｚ３１１１：２００５に従い、板厚の１／４または１／２を中心として採取した丸棒引張試験により求めた。
そして実際に破断した位置（破断位置）、及び、溶接金属マッチングによる破断位置の予測位置（破断位置予測）を表１に表した。

一方、図１２には結果をグラフで表した。図１２のグラフでは、横軸に母材引張強さ_ＢＭσ_ｕ（Ｎ／ｍｍ^２）、縦軸に溶接金属引張強さ_ＷＭσ_ｕ（Ｎ／ｍｍ^２）を取っている。図１２に示した実線による線５０は、_ＢＭσ_ｕ（Ｎ／ｍｍ^２）＝_ＷＭσ_ｕ（Ｎ／ｍｍ^２）である。従って、線５０の左上はオーバーマッチング領域である。一方、破線５１と線５０との間の領域は式（１）及び式（２）を満たす領域である。
以上からわかるように、オーバーマッチングの領域のみでなく、アンダーマッチングであっても本発明で規定した範囲であれば溶接金属に先んじて母材で破壊させることができる。

次にＨＡＺに関連して、実際に溶接継手を作製してこれを破壊し、破壊した位置を調べた。開先角度αは３５°で一定とし、他の要件は表２に示した。破壊は溶接継手引張試験によりおこない、ＪＩＳ Ｚ３１３１：１９７６に準拠し、同規格に示す４号試験片の溶接部をレ形開先完全溶け込みに変更して実施した。
条件は表２に示した通りであるが、母材については、その材質、化学成分（Ｆｅ以外）、板厚、降伏点（ＹＰ）、及び母材引張強さ_ＢＭσ_ｕを表し、ＨＡＺについてはＨＡＺ引張強さ_ＨＡＺσ_ｕを表した。_ＢＭσ_ｕはＪＩＳ Ｚ２２４１：２０１１に従い、全厚または板厚の１／４を中心として採取した丸棒引張試験により求めた。_ＨＡＺσ_ｕは、外表面から２ｍｍ内面側の位置を通るライン上のＨＡＺ内で、０．５ｍｍ間隔でＪＩＳ Ｚ２２４４：２００９に基づきビッカース硬さ試験を行い、ＨＡＺの硬さ最小値を用いて式（７）から換算して求めた。
また、表２には母材の引張強さ（_ＢＭσ_ｕ）に対するＨＡＺの引張強さ（_ＨＡＺσ_ｕ）の割合を百分率で示した。
そして実際に破断した位置（破断位置）、及び、ＨＡＺ強度マッチングによる破断位置の予測位置（破断位置予測）を表２に表した。

一方、図１３には結果をグラフで表した。図１３のグラフでは、横軸には_ＢＭσ_ｕ（Ｎ／ｍｍ^２）、縦軸に_ＨＡＺσ_ｕ（Ｎ／ｍｍ^２）を取っている。図１３に示した実線による線５２は、_ＢＭσ_ｕ（Ｎ／ｍｍ^２）＝_ＨＡＺσ_ｕ（Ｎ／ｍｍ^２）である。従って、線５２の左上はＨＡＺの引張強さが母材の引張強さを上回る領域である。一方、線５２と破線５３との間の領域は式（６）を満たす領域である。
以上からわかるように、ＨＡＺの引張強さが母材の引張強さを上回る領域のみでなく、ＨＡＺの引張強さが母材の引張強さを下回る場合であっても、上記規定した範囲であればＨＡＺに先んじて母材で破壊させることができる。

以上で規定した式（１）、式（２）の規定の適用は、上記例示した通しダイヤフラム形式のみでなく、内ダイヤフラム形式、外ダイヤフラム形式、梁継手、ベースプレートの溶接等にも適用できる。また、レ形開先の場合においてルートギャップがある場合や、Ｖ形開先の場合にも適用可能である。Ｖ形開先の場合のパラメータの配置については図１４に表した。

１０ 溶接継手
１１ 柱
１２ ダイヤフラム
１３ サイコロ
１４ 梁（母材）
１５ 溶接金属
１６ 裏当て金
２０ 溶接部（Ｉ字継手溶接部）
２１ 溶接部（Ｔ字継手溶接部）

Claims (6)

1. レ形又はＶ形開先の完全溶け込み溶接継手であって、
   開先角度をα（°）、ルートギャップをｇ（ｍｍ）、余盛り高さをｅ（ｍｍ）、溶接金属の引張強さを_ＷＭσ_ｕ（Ｎ／ｍｍ^２）、母材の引張強さを_ＢＭσ_ｕ（Ｎ／ｍｍ^２）、及び母材の厚さをｔ（ｍｍ）としたとき、下記式（１）及び式（２）を満たす溶接継手。
   ただし、βは０以上であって、下記式（３）を満たすβ’及びαの値のうち小さい方の値をとる。
   
2. 前記溶接金属のビッカース硬さを_ＷＭＨｖ、前記母材のビッカース硬さを_ＢＭＨｖとしたとき、さらに下記式（４）、式（５）が成り立つ請求項１に記載の溶接継手。
   
3. 溶接熱影響部の引張強さを_ＨＡＺσ_ｕ（Ｎ／ｍｍ^２）としたとき、下式（６）を満たす請求項１又は２に記載の溶接継手。
   
4. 前記溶接熱影響部のビッカース硬さを_ＨＡＺＨｖ、前記母材のビッカース硬さを_ＢＭＨｖとしたとき、さらに下記式（７）、式（８）が成り立つ請求項３に記載の溶接継手。
   
5. レ形又はＶ形開先の完全溶け込み溶接継手を製造する方法であって、
   開先角度をα（°）、ルートギャップをｇ（ｍｍ）、余盛り高さをｅ（ｍｍ）、溶接金属の引張強さを_ＷＭσ_ｕ（Ｎ／ｍｍ^２）、母材の引張強さを_ＢＭσ_ｕ（Ｎ／ｍｍ^２）、及び母材の厚さをｔ（ｍｍ）として下記式（１）及び式（２）を満たすように設計し、これにより溶接をおこなう溶接継手の製造方法。
   ただし、βは０以上であって、下記式（３）を満たすβ’及びαの値のうち小さい方の値をとる。
   
6. 前記溶接金属のビッカース硬さを_ＷＭＨｖ、前記母材のビッカース硬さを_ＢＭＨｖとしたとき、前記_ＷＭσ_ｕ（Ｎ／ｍｍ^２）、前記_ＢＭσ_ｕ（Ｎ／ｍｍ^２）を下記式（４）、式（５）により求める請求項５に記載の溶接継手の製造方法。