JP6453109B2 - 通しダイヤフラム溶接継手構造体、通しダイヤフラム溶接継手構造体の製造方法 - Google Patents

Description

本発明は、溶接継手を具備する溶接継手構造体、及びその製造方法に関し、特にレ形開先（ｓｉｎｇｌｅ ｂｅｖｅｌ ｇｒｏｏｖｅ ｗｅｌｄ）による通しダイヤフラム溶接継手による角形鋼管柱である、通しダイヤフラム溶接継手構造体、及びその製造方法に関する。

角形鋼管の小口（端面）とダイヤフラムの面とを付き合わせて全周に亘ってＴ字形継手で溶接して通しダイヤフラム溶接継手構造体（角形鋼管柱）とする。この溶接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である角形鋼管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。さらには、冷間加工した材料を用いる場合にも材料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。特に角形鋼管の角部では加工硬化により材料強度が上昇しており、その傾向が強まると言える。
さらに、図１７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。ダイヤフラムと角形鋼管との溶接部でも同様である。

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％のアンダーマッチング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溶接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ング（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ングの場合、溶接金属の靭性（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。特に母材が角形鋼管であり、ダイヤフラムを用いた通しダイヤフラム溶接継手の場合には、角形鋼管の角部で材料強度が高くなっており、構造上この角部からの破壊が多いことを鑑みると、上記のように適切な解決案が提案されていないことはさらに大きな問題となる。

そこで本発明は、通しダイヤフラム溶接継手を具備する通しダイヤフラム溶接継手構造体において、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、通しダイヤフラム溶接継手構造体を提供することを課題とする。また、通しダイヤフラム溶接継手構造体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、通しダイヤフラムに角形鋼管を溶接してなる通しダイヤフラム溶接継手構造体であって、溶接部のレ形開先の開先角度を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）、角形鋼管の角部の引張強さを_ｃＢＭσ_ｕ（Ｎ／ｍｍ^２）、及び角形鋼管の角部の厚さをｔ（ｍｍ）としたとき、下記式（１）及び式（２）を満たす通しダイヤフラム溶接継手構造体。
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に記載の通しダイヤフラム溶接継手構造体において、溶接金属のビッカース硬さを_ＷＭＨｖ、角形鋼管の角部のビッカース硬さを_ｃＢＭＨｖ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に記載の通しダイヤフラム溶接継手構造体において、角形鋼管を構成する材料の、角形鋼管とする前における引張強さを_ｆＢＭσ_ｕ（Ｎ／ｍｍ^２）としたとき、さらに下記式（６）が成り立つ。

請求項４に記載の発明は、請求項１乃至３のいずれかに記載の通しダイヤフラム溶接継手構造体において、溶接熱影響部の引張強さを_ＨＡＺσ_ｕ（Ｎ／ｍｍ^２）としたとき、下式（７）を満たす。

請求項５に記載の発明は、請求項４に記載の通しダイヤフラム溶接継手構造体において、溶接熱影響部のビッカース硬さを_ＨＡＺＨｖ、角形鋼管の角部のビッカース硬さを_ｃＢＭＨｖとしたとき、さらに下記式（８）、式（９）が成り立つ。

請求項６に記載の発明は、通しダイヤフラムに角形鋼管を溶接してなる通しダイヤフラム溶接継手構造体を製造する方法であって、溶接部のレ形開先の開先角度を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）、角形鋼管の角部の引張強さを_ｃＢＭσ_ｕ（Ｎ／ｍｍ^２）、及び角形鋼管の角部の厚さを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通しダイヤフラム溶接継手構造体の製造方法である。
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７に記載の発明は、請求項６に記載の通しダイヤフラム溶接継手構造体の製造方法において、溶接金属のビッカース硬さを_ＷＭＨｖ、角形鋼管の角部のビッカース硬さを_ｃＢＭＨｖとしたとき、_ＷＭσ_ｕ（Ｎ／ｍｍ^２）、_ｃＢＭσ_ｕ（Ｎ／ｍｍ^２）を下記式（４）、式（５）により求める。

請求項８に記載の発明は、請求項６に記載の通しダイヤフラム溶接継手構造体の製造方法において、角形鋼管を構成する材料の、角形鋼管とする前における引張強さを_ｆＢＭσ_ｕ（Ｎ／ｍｍ^２）としたとき、さらに下記式（６）により_ｃＢＭσ_ｕ（Ｎ／ｍｍ^２）を求める。

請求項９に記載の発明は、請求項６乃至８のいずれかに記載の通しダイヤフラム溶接継手構造体の製造方法において、溶接熱影響部の引張強さを_ＨＡＺσ_ｕ（Ｎ／ｍｍ^２）としたとき、下式（７）を満たすように溶接を行う。

請求項１０に記載の発明は、請求項９に記載の通しダイヤフラム溶接継手構造体の製造方法において、溶接熱影響部のビッカース硬さを_ＨＡＺＨｖ、角形鋼管の角部のビッカース硬さを_ｃＢＭＨｖとしたとき、さらに下記式（８）、式（９）により、_ＨＡＺσ_ｕ（Ｎ／ｍｍ^２）及び_ｃＢＭσ_ｕ（Ｎ／ｍｍ^２）を求める。

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、特に破壊の起点になることが多い角形鋼管の角部においても、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（角形鋼管）から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。

図１（ａ）は通しダイヤフラム溶接継手構造体１０の外観斜視図、図１（ｂ）は鋼管角部における溶接部を拡大して表した図である。 通しダイヤフラム溶接継手構造体１０の平面図である。 通しダイヤフラム溶接継手構造体１０の断面を示す図である。 通しダイヤフラム溶接継手構造体１０の他の断面を示す図である。 溶接部２０の一部を拡大した図である。 鋼管角部１１ａを説明する図である。 溶接角部２０ａについて説明する図である。 冷間加工前の平坦な鋼材の引張強さと鋼管角部の引張強さとの関係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２０をモデル化した図である。 図１１（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１１（ｂ）はそのｎ−ｔ−ｗ直交座標系による表示である。 図１２（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１２（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／_ｃＢＭσ_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／_ｃＢＭσ_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_ｃＢＭσ_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_ｃＢＭσ_ｕ、縦軸に_ＨＡＺσ_ｕをとったグラフである。 溶接熱影響部（ＨＡＺ）について説明する図である。

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（ａ）は形態の１つの例を説明する図で、通しダイヤフラム溶接継手構造体１０の外観を模式的に表した斜視図である。図１（ｂ）は図１（ａ）に矢印Ｉｂで示した部位（溶接部２０）を拡大して表した図である。図２は通しダイヤフラム溶接継手構造体１０を図１（ａ）に矢印ＩＩで示した方向から見た図であり、ダイヤフラム１４が平面視される方向から見た図である。図３は図２のＩＩＩ−ＩＩＩに沿った断面図、図４は図２のＩＶ−ＩＶに沿った断面図である。

図１〜図４よりわかるように、本形態では通しダイヤフラム溶接継手構造体１０は、角形鋼管１１、サイコロ（タイコと呼ばれることもある。）１２、梁１３、ダイヤフラム１４、裏当て金１５を有して構成されている。ここからわかるように本形態で通しダイヤフラム溶接構造体１０は通しダイヤフラム形式の溶接継手を用いた角形鋼管柱である。

通しダイヤフラム溶接継手構造体１０は、同軸に配置された２つの角形鋼管１１の向かい合う端面（小口）間に、サイコロ１２が配置される。サイコロ１２も形状としては角形鋼管である。これによりサイコロ１２の端面と角形鋼管柱１１の端面とが対向する部位が２か所形成されるが、ここにそれぞれダイヤフラム１４が備えられる。ダイヤフラム１４は角形鋼管１１及びサイコロ１２よりも大きな外形を有する板状の鋼材であり、その一方の板面が角形鋼管柱１１の端面に溶接され、他方の板面がサイコロ１２の端面に溶接されている。従って、図１〜図４よりわかるように、角形鋼管１１及びサイコロ１２の外周からダイヤフラム１４の外周が突出した形態となる。

次に角形鋼管１１、サイコロ１２、及びダイヤフラム１４による溶接継手について説明する。図５は図４にＶで示した部位、すなわち角形鋼管１１の角部における溶接継手部分を拡大した図である。

図１〜図５よりわかるように、本形態の通しダイヤフラム溶接継手構造体１０の溶接継手では、角形鋼管１１の内側とダイヤフラム１４の板面との入隅部、及びサイコロ１２の内側とダイヤフラム１４の板面との入隅部には裏当て金１５が配置されている。

そしてダイヤフラム１４の表裏面では角形鋼管１１、及びサイコロ１２の端面が付き当てられているＴ字となった部位で溶接金属２１により溶接されて溶接部２０が形成されている。この溶接部２０は突き当てられた部位の全線（全周）に亘って設けられている。上記した裏当て金１５はこの溶接金属２１を配置する際に用いられる裏当て金である。

溶接部２０のうち、角部における構成について説明する。ここで「角部」は次のように考える。
角形鋼管１１は断面形状が正方形であるが、実際には図２からもわかるように、当該正方形の四隅ではいわゆるＲ（アール）が形成されており、円弧状となっている。図６には図２にＶＩで示した１つの当該隅を拡大した図を表した。
ここで、図６に示したように角形鋼管１１の板厚の中心線Ｃにおいて、形成された円弧の中心をＯで表し、円弧が形成されなかった場合における正方形の頂点をＡとしたとき、線ＯＡを挟んで一方及び他方にそれぞれ３２．５°となる範囲（合計６５°）の部位を角形鋼管１１の角部１１ａ（鋼管角部１１ａ）とする。そして、当該鋼管角部１１ａに位置づけられる溶接部２０を、溶接部２０における角部２０ａ（溶接角部２０ａ）とする。
ここで鋼管角部１１ａの曲率半径は特に限定されることはないが、鋼管角部１１ａの外側における曲率半径をｒ、鋼管の板厚をｔ_１（ｍｍ）としたとき、冷間プレス成形する角形鋼管では、６≦ｔ_１≦９では３．０ｔ_１≦ｒ≦４．０ｔ_１、１９＜ｔ_１では３．１ｔ_１≦ｒ≦３．９ｔ_１で管理される。一方冷間ロールで成形される角形鋼管では２．０ｔ_１≦ｒ≦３．０ｔ_１で管理されている。

本発明ではこの鋼管角部１１ａ、及び溶接角部２０ａにおいて以下に説明する特徴を有している。図７に図５と同じ視点で表した１つの溶接角部２０ａ周辺に注目した図を表した。ただし図７では便宜上図５と図の向きが異なる。この図からわかるように、鋼管角部１１ａである母材は、その端面はダイヤフラム１４の一方の面に対して傾斜しており、レ形開先が形成されている。そしてダイヤフラム１４と鋼管角部１１ａの端面との間に溶接金属２１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。

鋼管角部厚さ：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°）
鋼管角部の引張強さ：_ｃＢＭσ_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、鋼管角部において溶接金属で破壊することなく母材（鋼管角部）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、通しダイヤフラム溶接継手構造体１０において、多くの場合において破壊の起点となる角部において、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（鋼管角部）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、より簡便に鋼管角部１１ａの引張強さ_ｃＢＭσ_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。

式中の_ＷＭＨ_ｖは溶接金属２１のビッカース硬さ（Ｈｖ）であり、_ｃＢＭＨｖは鋼管角部のビッカース硬さ（Ｈｖ）である。またビッカース硬さの測定は、鋼管角部１１ａ、溶接角部２０ａの溶接金属２１の外側表面から深さ２ｍｍの位置でＪＩＳ Ｚ２２４４：２００９に基づきおこなった値を用いる。

さらに、鋼管角部１１ａの引張強さ_ｃＢＭσ_ｕ（Ｎ／ｍｍ^２）を得る他の手段として、実際にＪＩＳ Ｚ２２４１：２０１１に準拠して鋼管角部における引張強さを得ることもできるが、冷間加工前の平坦な鋼材の引張強さ_ｆＢＭσ_ｕ（Ｎ／ｍｍ^２）から下記式（６）を用いて求めることもできる。すなわち角形鋼管を形成する素材の引張強さから鋼管角部の引張強さを得る。

この式（６）は次のようにして得た。すなわち、ＪＩＳ Ｚ２２４１：２０１１に準拠して冷間加工前の平坦な鋼材の引張強さ_ｆＢＭσ_ｕ（Ｎ／ｍｍ^２）を測定し、この鋼材を使って角形鋼管を製作する。この製作された角形鋼管についてＪＩＳ Ｚ２２４１：２０１１に準拠して鋼管角部の引張強さ_ｃＢＭσ_ｕ（Ｎ／ｍｍ^２）を測定し、_ｆＢＭσ_ｕ（Ｎ／ｍｍ^２）と対比する。表１に条件及び結果、図８に結果のグラフを示した。

表１において、各試験体の材質、板厚、及び機械的質を表した。
また図８のグラフは横軸に冷間加工前の平坦な鋼材の引張強さ_ｆＢＭσ_ｕ（Ｎ／ｍｍ^２）、縦軸に鋼管角部の引張強さ_ｃＢＭσ_ｕ（Ｎ／ｍｍ^２）を取った。

図８に示したように表１の結果に基づいて最小二乗法により破線で示した式（６’）を得る。これに対して構造物としての安全側を考慮し、式（６’）と各測定値との誤差の標準偏差σを考慮して式（６’）に対して２σを加算し、これを式（６）とした。

以上によれば、通しダイヤフラム溶接継手構造体１０において、その角部について上記式（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鋼管角部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。または、式（６）を用いて鋼管角部の引張強さを冷間加工前の平坦な鋼材の引張強さから求めた場合には、鋼管角部の引張強さ及びビッカース硬さ測定を行う必要もない。

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（７）が成立する。

この式（７）を満たすことにより、角部において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、角部において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、より簡便に鋼管角部の引張強さ_ｃＢＭσ_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（８）、式（９）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、母材である鋼管角部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９に示したｎ−ｔ−ｗ直交座標系を設定すると、各座標の６つの応力成分（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１０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（鋼管角部）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１１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１０の通りである。図１１（ａ）は２次元の座標系、図１１（ｂ）はｎ−ｔ−ｗ直交座標系による表示である。
図１１（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１１（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）の塑性変形増分の成分はそれぞれ、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）にσ_ｔ＝０を代入して、破壊条件は式（１２）で表わされる。

図１１（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１１（ｂ）に示した単位長さ（＝１）あたりの図１１（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。塑性流れの法線則から、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_ｃＢＭσ_ｕとすると、Ｐ_ａは図１１（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_ｃＢＭ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１２に示した。もととなる形状は図１０の通りである。図１２（ａ）は２次元の座標系、図１２（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１２（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）の塑性変形増分の成分はそれぞれ、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１２（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１２（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１２（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_ｃＢＭ≦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）を満たす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１３乃至図１５を参照しつつ説明する。

図１３は母材（鋼管角部）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／_ｃＢＭσ_ｕ）との関係を示した。
図１３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り、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１３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、鋼管角部において図１３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（鋼管角部）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１４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／_ｃＢＭσ_ｕ）との関係を示した。
図１４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（鋼管角部）の破壊が先行する。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１４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１４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（鋼管角部）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２に示した通りであるが、母材（鋼管角部）については、その材質、化学成分（Ｆｅ以外）、板厚、及び引張強さ_ｃＢＭσ_ｕを表し、溶接金属については、その規格、及び引張強さ_ＷＭσ_ｕを表した。また、表２には母材の引張強さ（_ｃＢＭσ_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（鋼管角部）の引張強さ_ｃＢＭσ_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２に表した。

一方、図１５には結果をグラフで表した。図１５のグラフでは、横軸に母材引張強さ_ｃＢＭσ_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１５に示した実線による線５０は、_ｃＢＭσ_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、鋼管角部において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。鋼管角部は破壊の起点になることが多い部位であることから、ここで母材から破壊させることができように構成しておくことにより通しダイヤフラム溶接構造体１０全体としても同様に作用する。

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３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３に示した通りであるが、母材（鋼管角部）については、その材質、化学成分（Ｆｅ以外）、板厚、及び母材引張強さ_ｃＢＭσ_ｕを表し、ＨＡＺについてはＨＡＺ引張強さ_ＨＡＺσ_ｕを表した。_ｃＢＭσ_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（８）から換算して求めた。
また、表３には母材の引張強さ（_ｃＢＭσ_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３に表した。

一方、図１６には結果をグラフで表した。図１６のグラフでは、横軸には_ｃＢＭσ_ｕ（Ｎ／ｍｍ^２）、縦軸に_ＨＡＺσ_ｕ（Ｎ／ｍｍ^２）を取っている。図１６に示した実線による線５２は、_ｃＢＭσ_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（鋼管角部）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（７）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。

図１〜図３に戻って通しダイヤフラム溶接継手構造体１０についてさらに説明を続ける。
通しダイヤフラム溶接継手構造体１０では、角形鋼管１１の長手方向に対して直交する方向から梁１３の端面をダイヤフラム１４の端面に突き当てて溶接されており、これにより溶接部２５が形成されている。
本形態で梁１３はＨ形鋼であり、平行に設けられて溶接される２つの溶接片１３ａと、これを連結する連結片１３ｂとを有している。そして梁１３のうち溶接する側の端部において、連結片１３ｂは溶接片１３ａとの接続部分が切りかかれてスカラップ１３ｃが形成されている。

梁１３のうち、連結片１３ｂの端面がサイコロ１２の端面に突き当てられ、ダイヤフラム１４の外周端面に溶接片１３ａの端面が突き当てられて溶接され溶接部２５を形成している。溶接部２５が形成される反対側の溶接片１３ａの面には裏当て金２６が配置されている。

１０ 通しダイヤフラム溶接継手構造体
１１ 角形鋼管
１１ａ 鋼管角部（母材）
１２ サイコロ
１３ 梁
１４ ダイヤフラム
１５ 裏当て金
２０ 溶接部
２１ 溶接金属

Claims (10)

1. 通しダイヤフラムに角形鋼管を溶接してなる通しダイヤフラム溶接継手構造体であって、
   溶接部のレ形開先の開先角度を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）、前記角形鋼管の角部の引張強さを_ｃＢＭσ_ｕ（Ｎ／ｍｍ^２）、及び前記角形鋼管の角部の厚さをｔ（ｍｍ）としたとき、下記式（１）及び式（２）を満たす通しダイヤフラム溶接継手構造体。
   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、前記角形鋼管の角部のビッカース硬さを_ｃＢＭＨｖとしたとき、さらに下記式（４）、式（５）が成り立つ請求項１に記載の通しダイヤフラム溶接継手構造体。
   
3. 前記角形鋼管を構成する材料の、前記角形鋼管とする前における引張強さを_ｆＢＭσ_ｕ（Ｎ／ｍｍ^２）としたとき、さらに下記式（６）が成り立つ請求項１又は２に記載の通しダイヤフラム溶接継手構造体。
   
4. 溶接熱影響部の引張強さを_ＨＡＺσ_ｕ（Ｎ／ｍｍ^２）としたとき、下式（７）を満たす請求項１乃至３のいずれかに記載の通しダイヤフラム溶接継手構造体。
   
5. 前記溶接熱影響部のビッカース硬さを_ＨＡＺＨｖ、前記角形鋼管の角部のビッカース硬さを_ｃＢＭＨｖとしたとき、さらに下記式（８）、式（９）が成り立つ請求項４に記載の通しダイヤフラム溶接継手構造体。
   
6. 通しダイヤフラムに角形鋼管を溶接してなる通しダイヤフラム溶接継手構造体を製造する方法であって、
   溶接部のレ形開先の開先角度を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）、前記角形鋼管の角部の引張強さを_ｃＢＭσ_ｕ（Ｎ／ｍｍ^２）、及び前記角形鋼管の角部の厚さを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通しダイヤフラム溶接継手構造体の製造方法。
   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。
   
7. 前記溶接金属のビッカース硬さを_ＷＭＨｖ、前記角形鋼管の角部のビッカース硬さを_ｃＢＭＨｖとしたとき、前記_ＷＭσ_ｕ（Ｎ／ｍｍ^２）、前記_ｃＢＭσ_ｕ（Ｎ／ｍｍ^２）を下記式（４）、式（５）により求める請求項６に記載の通しダイヤフラム溶接継手構造体の製造方法。
   
8. 前記角形鋼管を構成する材料の、前記角形鋼管とする前における引張強さを_ｆＢＭσ_ｕ（Ｎ／ｍｍ^２）としたとき、さらに下記式（６）により前記_ｃＢＭσ_ｕ（Ｎ／ｍｍ^２）を求める請求項６に記載の通しダイヤフラム溶接継手構造体の製造方法。
   
9. 溶接熱影響部の引張強さを_ＨＡＺσ_ｕ（Ｎ／ｍｍ^２）としたとき、下式（７）を満たすように溶接を行う請求項６乃至８のいずれかに記載の通しダイヤフラム溶接継手構造体の製造方法。
   
10. 前記溶接熱影響部のビッカース硬さを_ＨＡＺＨｖ、前記角形鋼管の角部のビッカース硬さを_ｃＢＭＨｖとしたとき、さらに下記式（８）、式（９）により、前記_ＨＡＺσ_ｕ（Ｎ／ｍｍ^２）及び前記_ｃＢＭσ_ｕ（Ｎ／ｍｍ^２）を求める請求項９に記載の通しダイヤフラム溶接継手構造体の製造方法。