JP7435397B2 - 溶接組立箱形断面部材 - Google Patents

Description

本発明は、複数の鋼板を矩形に組み合わせて溶接して製作される溶接組立箱形断面部材に関する。

建築物等の構造物の柱部材には、冷間ロール成形角形鋼管や冷間プレス成形角形鋼管等の角形鋼管や、複数の鋼板を矩形に組み合わせて溶接して製作される溶接組立箱形断面部材等、矩形状断面を有する中空の鋼部材が用いられることが多い。

中低層建築物や高層建築物では、柱部材として、比較的安価な冷間ロール成形角形鋼管、冷間プレス成形角形鋼管が用いられることが多い。一方、超高層建築物では、柱部材に要求される剛性および耐力が非常に大きいため、大断面化・厚肉化・高強度化が可能な溶接組立箱形断面柱が用いられることが多い。

ここで、溶接組立箱形断面部材は、冷間ロール成形角形鋼管や冷間プレス成形角形鋼管に比べて製作コストが高い。溶接組立箱形断面部材の製作コストが高い要因として、高強度化に伴い、溶接組立箱形断面部材を構成する鋼板自体のコストが高いことに加えて、溶接組立箱形断面部材の製作時の溶接施工管理等に多くの工数を要し、溶接組立箱形断面部材の製作に要する期間が長いことが挙げられる。

特に、溶接組立箱形断面部材の肉厚が極厚である場合には、溶接組立箱形断面部材の角溶接の溶接深さが大きくなる。溶接組立箱形断面部材の角溶接は、ＣＯ_２溶接またはサブマージアーク溶接で行われることが多いが、いずれも、角溶接の溶接深さが大きくなると、溶接パス数が増え、溶接組立箱形断面部材の製作コストの上昇や製作期間の長期化の要因となる。

また、多層サブマージアーク溶接の場合には、例えば非特許文献１および２に開示されるように、溶接金属が早期に低位破断して母材規格強度を下回ることを防ぐべく、パス間温度・保持時間や後熱温度・保持時間等の熱管理を行う必要がある。サブマージアーク溶接の場合、１パスで施工可能な溶接深さは、例えば非特許文献３に示されるように、６０～７０ｍｍ程度である。よって、肉厚が６０～７０ｍｍ以上の溶接組立箱形断面部材をサブマージアーク溶接で製作する場合には、角溶接が多層サブマージアーク溶接となり、上記の熱管理が必要となるため、溶接組立箱形断面部材の製作工期が急激に長期化する。

溶接組立箱形断面部材の角溶接を、１パスのサブマージアーク溶接で行えるようにすべく、溶接組立箱形断面部材を構成する鋼板の板厚を小さくし、この板厚減少に起因する溶接組立箱形断面部材全体の耐力低下を補うように、鋼板の強度を高める方法も考えられる。

しかし、この方法では、溶接組立箱形断面部材の耐力は確保できるが、溶接組立箱形断面部材の薄肉化によって部材全体の断面二次モーメントが減少するため、必要な曲げ剛性が確保されない問題が生じうる。また、溶接組立箱形断面部材を構成する鋼板の高強度化に合わせて、角溶接の溶接材料も高強度化する必要があるため、角溶接の施工性も低下しうる。

溶接組立箱形断面部材の角溶接の問題に対して、特許文献１では、高強度鋼板と低強度鋼板とを組み合わせて溶接組立箱形断面部材を構成することで、低強度鋼板の強度よりも高い溶接金属強度（オーバーマッチ）を確保し、さらに低強度鋼板の板厚を高強度鋼板の板厚よりも小さくすることで、角溶接の溶接深さを小さくして溶接量を低減することが開示されている。

しかし、特許文献１の溶接組立箱形断面部材は、構造物の外周部の側柱等、所定の方向性を持つ水平外力を受ける部材に適用されることを前提としている。特許文献１では、低強度鋼板の板厚を高強度鋼板の板厚よりも小さくすることは開示されているものの、低強度鋼板の板厚を高強度鋼板の板厚よりも大きくすることについては、特許文献１では全く考慮されておらず、このような形式の溶接組立箱形断面部材の性能についても全く検討されていない。

また、特許文献１に開示される溶接組立箱形断面部材には、次のような問題がある。すなわち、鋼板は一般に、強度が上昇するにつれて一様伸びや破断伸び、靭性が低下する傾向があるため、高強度鋼板では低強度鋼板に比べて、同じ変形量に対して早期に亀裂や破断が生じうる。特許文献１の溶接組立箱形断面部材が曲げ力を受けて亀裂を生じ耐力を喪失するとき、まず引張側の高強度鋼板のうち最も大きな応力が生じる角部分に延性亀裂が発生し、この延性亀裂が脆性亀裂に遷移して、最終的に引張側の高強度鋼板全面が破断する。よって、特許文献１に開示されるように、高強度鋼板が低強度鋼板を挟み込む形式の溶接組立箱形断面部材では、高強度鋼板の角部分が早期に破断して、溶接組立箱形断面部材が十分な耐力や変形能力を発揮できない問題が生じうる。

特開２０１７－１７９７２３号公報

湯田ら著、「極厚ボックス角継手（ＳＡ４４０）への多層盛サブマージアーク溶接の検討 その１ 試験概要及び事前試験結果」、日本建築学会大会学術講演梗概集、２０１４年９月、ｐｐ．１０４５－１０４６ 湯田ら著、「極厚ボックス角継手（ＳＡ４４０）への多層盛サブマージアーク溶接の検討 その２ 事前試験の考察と本試験結果」、日本建築学会大会学術講演梗概集、２０１４年９月、ｐｐ．１０４７－１０４８ 石井匠ら著、「溶接組立箱形断面柱の高能率溶接法に関する研究 その４．板厚７０ｍｍ角継手サブマージアーク溶接試験（１）」、日本建築学会大会学術講演梗概集、２０１４年９月、ｐｐ．１０４３－１０４４

本発明は、高い耐力および剛性が要求される場合にも、角溶接に要する工数が抑えられ、短期間で製作することが可能な、溶接組立箱形断面部材を提供することを目的とする。

上記課題を解決するため、本発明の溶接組立箱形断面部材は、以下の特徴を有する。

［１］ 複数の鋼板を、矩形状断面となるように組み合わせた状態で溶接して形成される溶接組立箱形断面部材において、互いに対向する一対の面に配置される第一の鋼板の板厚ｔ_１および降伏強度σ_ｙ１、ならびに、互いに対向する他の一対の面に配置される第二の鋼板の板厚ｔ_２および降伏強度σ_ｙ２が、ｔ_１＞ｔ_２およびσ_ｙ１＜σ_ｙ２の関係を満たし、前記矩形状断面の角部において、前記第一の鋼板が前記第二の鋼板を挟み込む形式で角溶接が施され、前記角溶接の溶接金属の引張強度が、前記第一の鋼板の引張強度以上、かつ前記第二の鋼板の引張強度以下であることを特徴とする溶接組立箱形断面部材。

［２］ 前記角溶接の開先深さが７０ｍｍ以下であることを特徴とする［１］に記載の溶接組立箱形断面部材。

［３］ 前記第一の鋼板の板厚中心間距離Ｄ_ｃ２、板厚ｔ_１および降伏強度σ_ｙ１、ならびに、前記第二の鋼板の板厚中心間距離Ｄ_ｃ１、板厚ｔ_２および降伏強度σ_ｙ２が、下記（１）式の関係を満たすことを特徴とする［１］または［２］に記載の溶接組立箱形断面部材。

（Ｄ_ｃ１×ｔ_１×σ_ｙ１）／（Ｄ_ｃ２×ｔ_２×σ_ｙ２）≧０．６０ ……（１）

本発明の溶接組立箱形断面部材によれば、第一の鋼板の板厚ｔ_１および第二の鋼板の板厚ｔ_２がｔ_１＞ｔ_２の関係を満たすとともに、第一の鋼板が第二の鋼板を挟み込む形式で角溶接が施されることにより、角溶接の開先深さを小さくすることができ、溶接組立箱形断面部材の角溶接を、少ないパス数で行うことができる。よって、多層サブマージアーク溶接を行う場合に必要な、パス間温度・保持時間や後熱温度・保持時間等の熱管理が減り、溶接組立箱形断面部材の製作コストや製作期間を大幅に抑えることができる。

また、第一の鋼板の降伏強度σ_ｙ１および第二の鋼板の降伏強度σ_ｙ２がσ_ｙ１＜σ_ｙ２の関係を満たすことにより、角溶接の開先深さを小さくすべく第二の鋼板の板厚ｔ_２を第一の鋼板の板厚ｔ_１よりも小さくすることによる耐力低下分が、第二の鋼板の降伏強度σ_ｙ２を第一の鋼板の降伏強度σ_ｙ１よりも大きくすることで補われ、溶接組立箱形断面部材全体の耐力を確保することができる。

また、溶接組立箱形断面部材の耐力を高めるべく、溶接組立箱形断面部材を構成する全ての鋼板を、同じ板厚としつつ一様に高強度化すると、溶接組立箱形断面部材の耐力は確保できても、必要な曲げ剛性が確保されない問題が生じうる。これに対し、本発明の溶接組立箱形断面部材では、第一の鋼板の板厚ｔ_１および降伏強度σ_ｙ１、ならびに、第二の鋼板の板厚ｔ_２および降伏強度σ_ｙ２が、ｔ_１＞ｔ_２およびσ_ｙ１＜σ_ｙ２の関係を同時に満たすことにより、溶接組立箱形断面部材の曲げ剛性を確保することができる。

また、第一の鋼板の降伏強度σ_ｙ１および第二の鋼板の降伏強度σ_ｙ２がσ_ｙ１＜σ_ｙ２の関係を満たすとともに、第一の鋼板が第二の鋼板を挟み込む形式で角溶接が施されることにより、溶接組立箱形断面部材の角部分が、第二の鋼板よりも降伏強度が小さい、すなわち、第二の鋼板よりも延性に富む、第一の鋼板で構成されることとなる。よって、溶接組立箱形断面部材が曲げ力を受けた際に、溶接組立箱形断面部材の角部分における亀裂の発生を遅らせることができ、溶接組立箱形断面部材を構成する全ての鋼板を一様に高強度化する場合よりも、溶接組立箱形断面部材の曲げ変形性能が向上する。

また、本発明の溶接組立箱形断面部材では、角溶接の溶接金属の引張強度が、第一の鋼板の引張強度以上、かつ第二の鋼板の引張強度以下であるので、角溶接の溶接金属の引張強度が第一の鋼板の引張強度を上回るオーバーマッチ接手となり、角溶接部分における破壊の先行を避けることができる。なお、第一の鋼板の引張強度が、角溶接の溶接金属の引張強度よりも小さいため、角溶接の溶接金属の引張強度を第二の鋼板の引張強度より高くする必要はない。本発明の溶接組立箱形断面部材では、角溶接の溶接金属の引張強度が、第二の鋼板の引張強度以下であるので、溶接組立箱形断面部材の耐力を高めるべく第二の鋼板を高強度化しても、角溶接の溶接材料は第二の鋼板に合わせて高強度化する必要がなく、溶接施工管理が容易となる。

このように、溶接組立箱形断面部材の大断面化・厚肉化・高強度化を行う場合にも、角溶接を少ないパス数で行うことができ、角溶接に要する工数が抑えられて溶接組立箱形断面部材の製作コストや製作期間が抑えられるとともに、溶接組立箱形断面部材に高い耐力および剛性を備えることができる。

また、本発明の溶接組立箱形断面部材では、前記角溶接の開先深さを７０ｍｍ以下とすることにより、溶接組立箱形断面部材の角溶接を、１パスのサブマージアーク溶接で行うことができる。

さらに、本発明の溶接組立箱形断面部材では、互いに対向する前記第一の鋼板の板厚中心間距離Ｄ_ｃ２、板厚ｔ_１および降伏強度σ_ｙ１、ならびに、互いに対向する前記第二の鋼板の板厚中心間距離Ｄ_ｃ１、板厚ｔ_２および降伏強度σ_ｙ２を、上記（１）式の関係を満たすようにし、第一の鋼板の降伏耐力と第二の鋼板の降伏耐力との比の数値範囲を制限することにより、溶接組立箱形断面部材の耐力を確実に確保することができる。

具体的には後述するが、図２に示すように、本発明の溶接組立箱形断面部材が軸力作用下で曲げ力を受ける場合について、有限要素法による数値解析を行ったところ、第一の鋼板の降伏耐力に対する第二の鋼板の降伏耐力の比、または第二の鋼板の降伏耐力に対する第一の鋼板の降伏耐力の比が０．６程度よりも小さい場合には、曲げ力を受ける時にウェブ側となる鋼板の塑性化が十分に進行する前に、溶接組立箱形断面部材全体の剛性が早期に低下しうることが確認された。すなわち、溶接組立箱形断面部材の有限要素解析モデルの０．２％オフセット耐力値の計算値が、全塑性耐力の計算値に対し、相対的に小さくなる傾向が確認された。そこで、上記のとおり、第一の鋼板の降伏耐力と第二の鋼板の降伏耐力との比の数値範囲を制限することで、溶接組立箱形断面部材が、曲げ変形量が少ない時点で早期に曲げ耐力が低下することを防ぎ、溶接組立箱形断面部材の耐力を確実に確保することができる。

本発明の溶接組立箱形断面部材の例を示す断面図である。 本発明の溶接組立箱形断面部材の複数の例の０．２％オフセット耐力の分布を示すグラフである。 本発明の溶接組立箱形断面部材の断面二次モーメントの例を示すグラフである。 本発明の溶接組立箱形断面部材の全塑性耐力の例を示すグラフである。 本発明の溶接組立箱形断面部材の角溶接の例を示す図である。 本発明の溶接組立箱形断面部材の曲げモーメント－変形角関係の例を示すグラフである。 本発明の溶接組立箱形断面部材の拡張骨格曲線の例を示すグラフである。

以下、図面を参照して、本発明の溶接組立箱形断面部材の実施の形態について説明する。

図１に示すように、本実施の形態の溶接組立箱形断面部材１は、４枚の鋼板１１、１２を、矩形状断面となるように組み合わせた状態で溶接して形成されている。これら４枚の鋼板１１、１２のうち、互いに対向する一対の面に配置される第一の鋼板１１の板厚ｔ_１は、互いに対向する他の一対の面に配置される第二の鋼板１２の板厚ｔ_２よりも、大きく設定されている。また、第一の鋼板１１の降伏強度σ_ｙ１は、第二の鋼板の降伏強度σ_ｙ２よりも、小さく設定されている。

そして、溶接組立箱形断面部材１の矩形状断面の角部において、第一の鋼板１１が第二の鋼板１２を挟み込む形式で、角溶接１３が施されている。角溶接１３の溶接金属の引張強度は、第一の鋼板１１の引張強度以上、かつ第二の鋼板１２の引張強度以下に設定されている。また、角溶接１３の開先深さは、７０ｍｍ以下に設定されている。

さらに、本実施の形態の溶接組立箱形断面部材１では、上記第一の鋼板１１の板厚中心間距離Ｄ_ｃ２、板厚ｔ_１および降伏強度σ_ｙ１、ならびに、上記第二の鋼板１２の板厚中心間距離Ｄ_ｃ１、板厚ｔ_２および降伏強度σ_ｙ２は、下記（１）式の関係を満たすように設定されている。

（Ｄ_ｃ１×ｔ_１×σ_ｙ１）／（Ｄ_ｃ２×ｔ_２×σ_ｙ２）≧０．６０ ……（１）
以下では、Ｄ_ｃ１、Ｄ_ｃ２をそれぞれ、第一の鋼板１１の有効幅、第二の鋼板１２の有効幅という。

上記式（１）の関係は、本発明の溶接組立箱形断面部材１の複数の例について、曲げ加力を受ける場合の０．２％オフセット耐力値を数値解析することにより、規定されたものである。

具体的には、本発明の溶接組立箱形断面部材１の例（断面サイズ：６００ｍｍ×６００ｍｍ、長さ：３０００ｍｍ、第一の鋼板の板厚ｔ_１：６０ｍｍ、第二の鋼板の板厚ｔ_２：４０ｍｍ）が曲げ加力を受ける場合について、第一の鋼板および第二の鋼板の降伏強度σ_ｙ１、σ_ｙ２、曲げ加力方向、軸力比ｎをパラメータとして変化させ、有限要素法を用いて数値解析することにより、０．２％オフセット耐力値Ｍ_０．２％を計算した。

第一の鋼板および第二の鋼板の降伏強度の組合せ（σ_ｙ１、σ_ｙ２）は、σ_ｙ１＜σ_ｙ２の関係を満たすように、（３２５Ｎ／ｍｍ^２、４４０Ｎ／ｍｍ^２）、（３２５Ｎ／ｍｍ^２、６３０Ｎ／ｍｍ^２）、（４４０Ｎ／ｍｍ^２、６３０Ｎ／ｍｍ^２）の３種類とした。曲げ加力方向は、図１に示す載荷方向Ａ（曲げ力を受ける時に、第一の鋼板１１がウェブ側となり、第二の鋼板１２がフランジ側となる方向）と、載荷方向Ｂ（曲げ力を受ける時に、第二の鋼板１２がウェブ側となり、第一の鋼板１１がフランジ側となる方向）の２種類とした。軸力比ｎは、０．０、０．３、０．６の３種類とした。

一方、溶接組立箱形断面部材の全塑性耐力Ｍ_ｐは、下記（２）式または（３）式のように計算される。

軸力比ｎ≦１／（１＋ｒ_ｙ）のとき

軸力比ｎ＞１／（１＋ｒ_ｙ）のとき

ここで、Ｄ_ｃｆ、Ｎ_ｙｆはそれぞれ、第一の鋼板と第二の鋼板のうち、曲げ力を受ける時にフランジ側となる鋼板の有効幅、垂直降伏耐力であり、Ｄ_ｃｗ、Ｎ_ｙｗはそれぞれ、第一の鋼板と第二の鋼板のうち、曲げ力を受ける時にウェブ側となる鋼板の有効幅、垂直降伏耐力である。また、ｒ_ｙは、フランジ側の鋼板の垂直降伏耐力Ｎ_ｙｆとウェブ側の鋼板の垂直降伏耐力Ｎ_ｙｗの比（ｒ_ｙ＝Ｎ_ｙｆ／Ｎ_ｙｗ）である。

図２に、上記数値解析により計算された０．２％オフセット耐力値Ｍ_０．２％（全塑性耐力Ｍ_ｐに対する相対値）の分布を、ｒ_ｙ（フランジ側の鋼板の垂直降伏耐力Ｎ_ｙｆとウェブ側の鋼板の垂直降伏耐力Ｎ_ｙｗ）との関係として、図２に示す。

図２をみると、ｒ_ｙが０．６より小さい領域では、Ｍ_０．２％／Ｍ_ｐの値が０．５程度の小さい値となる解析結果が存在しており、曲げ力を受ける時にウェブ側となる鋼板の塑性化が十分に進行する前に、溶接組立箱形断面部材全体の剛性が早期に低下することがわかる。

そこで、ｒ_ｙ（フランジ側の垂直降伏耐力Ｎ_ｙｆとウェブ側の鋼板の垂直降伏耐力Ｎ_ｙｗの比）が０．６以上となるように、すなわち、上記式（１）に規定されるとおり、（Ｄ_ｃ１×ｔ_１×σ_ｙ１）／（Ｄ_ｃ２×ｔ_２×σ_ｙ２）が、０．６以上となるようにすることで、溶接組立箱形断面部材が、曲げ変形量が少ない時点で早期に曲げ耐力が低下することを防ぎ、溶接組立箱形断面部材の剛性を確実に確保することができることがわかる。

次に、本発明の溶接組立箱形断面部材の耐力および剛性について、第一の鋼板と第二の鋼板の板厚、降伏強度が等しい溶接組立箱形断面部材の耐力および剛性との対比を行い、本発明の効果を検証した。

具体的には、サイズが８００ｍｍ×８００ｍｍの溶接組立箱形断面部材について、断面二次モーメントおよび全塑性耐力を計算し、耐力および剛性の大きさを確認した。表１に、本計算で用いた、本発明例および比較例１、２の溶接組立箱形断面部材の各鋼板の板厚および降伏強度の値を示す。

比較例１の第一の鋼板、第二の鋼板の板厚はそれぞれ、本発明例の第一の鋼板１１の板厚ｔ_１に等しい値とし、比較例１の第一の鋼板、第二の鋼板の降伏強度もそれぞれ、本発明例の第一の鋼板１１の降伏強度σ_ｙ１に等しい値とした。

また、比較例２の第一の鋼板、第二の鋼板の板厚はそれぞれ、本発明例の第二の鋼板１２の板厚ｔ_２に等しい値とし、比較例２の第一の鋼板、第二の鋼板の降伏強度もそれぞれ、本発明例の第二の鋼板１２の降伏強度σ_ｙ２に等しい値とした。

上記の計算条件で、本発明例および比較例１、２の溶接組立箱形断面部材の断面二次モーメントを計算するとともに、上記式（２）、（３）により本発明例および比較例１、２の溶接組立箱形断面部材の全塑性耐力Ｍ_ｐを計算した。

まず、比較例１では、鋼板（第一の鋼板および第二の鋼板）の有効幅Ｄ_ｃｆ、Ｄ_ｃｗは７２０ｍｍ、垂直降伏耐力Ｎ_ｙｆ、Ｎ_ｙｗは１８７２０ｋＮ、ｒ_ｙ（＝Ｎ_ｙｆ／Ｎ_ｙｗ）は１．０００、断面二次モーメントは４．０３×１０^６ｃｍ^４、全塑性耐力Ｍ_ｐ（軸力比０のとき）は２０２１８ｋＮ・ｍと算出される。

また、比較例２では、鋼板（第一の鋼板および第二の鋼板）の有効幅Ｄ_ｃｆ、Ｄ_ｃｗは７４５ｍｍ、垂直降伏耐力Ｎ_ｙｆ、Ｎ_ｙｗは１８０９２ｋＮ、ｒ_ｙ（＝Ｎ_ｙｆ／Ｎ_ｙｗ）は１．０００、断面二次モーメントは３．０４×１０^６ｃｍ^４、全塑性耐力Ｍ_ｐ（軸力比０のとき）は２０１４７ｋＮ・ｍと算出される。

これに対し、本発明例（載荷方向Ａ）では、第一の鋼板１１と第二の鋼板１２のうち、曲げ力を受ける時にウェブ側となる鋼板の有効幅Ｄ_ｃｗ（＝Ｄ_ｃ１）、垂直降伏耐力Ｎ_ｙｗ（＝Ｄ_ｃ１×ｔ_１×σ_ｙ１）はそれぞれ、７４５ｍｍ、１９３７０ｋＮであり、フランジ側となる鋼板の有効幅Ｄ_ｃｆ（＝Ｄ_ｃ２）、垂直降伏耐力Ｎ_ｙｆ（＝Ｄ_ｃ２×ｔ_２×σ_ｙ２）はそれぞれ、７２０ｍｍ、１７４２４ｋＮであり、ｒ_ｙ（＝Ｎ_ｙｆ／Ｎ_ｙｗ）は０．９００、断面二次モーメントは３．８１×１０^６ｃｍ^４であり、全塑性耐力Ｍ_ｐは、軸力比０のとき、２０１９６ｋＮ・ｍと算出される。

また、本発明例（載荷方向Ｂ）では、第一の鋼板と第二の鋼板のうち、曲げ力を受ける時にウェブ側となる鋼板の有効幅Ｄ_ｃｗ（＝Ｄ_ｃ２）、垂直降伏耐力Ｎ_ｙｗ（＝Ｄ_ｃ２×ｔ_２×σ_ｙ２）はそれぞれ、７２０ｍｍ、１７４２４ｋＮであり、フランジ側となる鋼板の有効幅Ｄ_ｃｆ（＝Ｄ_ｃ１）、垂直降伏耐力Ｎ_ｙｆ（＝Ｄ_ｃ１×ｔ_１×σ_ｙ１）はそれぞれ、７４５ｍｍ、１９３７０ｋＮであり、ｒ_ｙ（＝Ｎ_ｙｆ／Ｎ_ｙｗ）は１．１１２、断面二次モーメントは３．３２×１０^６ｃｍ^４であり、全塑性耐力Ｍ_ｐは、軸力比０のとき、２０２１９ｋＮ・ｍと算出される。

上記計算により得られた、比較例１、比較例２、本発明例（載荷方向Ａ）、本発明例（載荷方向Ｂ）の断面二次モーメントを、図３に示す。また、上記計算により得られた、比較例１、比較例２、本発明例（載荷方向Ａ）、本発明例（載荷方向Ｂ）の全塑性耐力Ｍ_ｐを、図４に示す。

図３において、比較例１（板厚８０ｍｍ、降伏強度３２５Ｎ／ｍｍ^２）と、比較例２（板厚５５ｍｍ、降伏強度４４０Ｎ／ｍｍ^２）とを対比してみると、鋼板の板厚が小さくなることにより、比較例２の溶接組立箱形断面部材の断面二次モーメントは、比較例１に対して約２５％減少している。これに対し、比較例１と本発明例を対比してみると、第二の鋼板の板厚のみ小さくなることで、本発明例の溶接組立箱形断面部材の断面二次モーメントは、比較例１に対し、載荷方向Ａでは約５．５％の減少、載荷方向Ｂでは約１８％の減少に抑えられている。また、比較例２と本発明例を対比してみると、本発明例の溶接組立箱形断面部材の断面二次モーメントは、載荷方向に関わらず、比較例２を上回っている。このように、本発明の溶接組立箱形断面部材では、曲げ剛性を確実に確保することができることがわかる。

また、図４をみると、本発明例の溶接組立箱形断面部材の全塑性耐力は、比較例１、２に対する差が、１％以内に収まっていることがわかる。

また、比較例１では、溶接組立箱形断面部材を構成する全ての鋼板の板厚が８０ｍｍであり、７０ｍｍを超えているため、１パスのサブマージアーク溶接では、角溶接を完全溶込溶接とすることができない。これに対し、本発明例の溶接組立箱形断面部材では、第二の鋼板の板厚が５５ｍｍであり、７０ｍｍ以下に収まっているため、１パスのサブマージアーク溶接で、角溶接を完全溶込溶接とすることができる。よって、多層サブマージアーク溶接を行う場合に必要な、パス間温度・保持時間や後熱温度・保持時間等の熱管理が減り、溶接組立箱形断面部材の製作コストや製作期間を大幅に抑えることができる。

このように、本発明の溶接組立箱形断面部材１によれば、溶接組立箱形断面部材の大断面化・厚肉化・高強度化を行う場合にも、角溶接を少ないパス数で行うことができ、角溶接に要する工数が抑えられて溶接組立箱形断面部材の製作コストや製作期間が抑えられるとともに、溶接組立箱形断面部材に高い耐力および剛性を備えることができる。

本発明の溶接組立箱形断面部材について曲げ加力実験を行うとともに、第一の鋼板と第二の鋼板の板厚、降伏強度が等しい溶接組立箱形断面部材についても同様の曲げ加力実験を行い、両者を対比して、本発明の溶接組立箱形断面部材の効果を検証した。

本曲げ加力実験では、サイズが２００ｍｍ×２００ｍｍの溶接組立箱形断面部材４体（試験体１～４）の各々について、試験体の一端を固定し、軸力比０．２の一定圧縮軸力を作用させながら、試験体の他端をジャッキにより試験体の軸方向と垂直な方向に押し引きする、正負交番繰返し曲げ加力実験を行った。具体的には、全塑性時変形角θ_ｐを基準として、変形角２θ_ｐ、４θ_ｐ、６θ_ｐ、８θ_ｐ、１０θ_ｐの各々を２サイクルずつ行って、変形角を増やしていく、正負交番繰返し加力を行った。

試験体１、２は、本発明の溶接組立箱形断面部材の要件を満たす例であり、両者は互いに同じ形状であるが、試験体１については上記載荷方向Ａ（曲げ力を受ける時に、第一の鋼板１１がウェブ側となり、第二の鋼板１２がフランジ側となる方向）で、試験体２については上記載荷方向Ｂ（曲げ力を受ける時に、第二の鋼板１２がウェブ側となり、第一の鋼板１１がフランジ側となる方向）で、曲げ加力実験を行った。

試験体１、２では、第一の鋼板１１に、板厚１９ｍｍの建築構造用５５０Ｎ／ｍｍ²級ＴＭＣＰ鋼材（以下では、鋼材Ａという）を用い、第二の鋼板１２には、板厚１２ｍｍの建築構造用低降伏比７８０Ｎ／ｍｍ^２級高張力厚鋼板（以下では、鋼材Ｂという）を用いた。また、角溶接は、図５（ａ）に示す形状のレ型開先に対し、日本工業規格ＪＩＳＺ３３１２「軟鋼、高張力鋼及び低温用鋼用のマグ溶接及びミグ溶接ソリッドワイヤ」に規定される記号ＹＧＷ１８相当の溶接ワイヤ（以下では、溶接ワイヤ１という）を用いてＣＯ_２溶接を施し、完全溶込溶接を形成した。

比較用の試験体３では、各鋼板（第一の鋼板および第二の鋼板）に、板厚１９ｍｍ、５５０Ｎ／ｍｍ²級の上記鋼材Ａを用いた。また、角溶接は、図５（ｂ）に示す形状のレ型開先に対し、上記溶接ワイヤ１を用いてＣＯ_２溶接を施し、完全溶込溶接を形成した。

また、比較用の他の試験体４では、各鋼板（第一の鋼板および第二の鋼板）に、板厚１２ｍｍ、７８０Ｎ／ｍｍ^２級の上記鋼材Ｂを用いた。また、角溶接は、図５（ｃ）に示す形状のレ型開先に対し、日本工業規格ＪＩＳＺ３３１２に規定される記号Ｇ７８Ａ２ＵＣＮ４Ｍ４Ｔ相当の溶接ワイヤ（以下では、溶接ワイヤ２という）を用いてＣＯ_２溶接を施し、完全溶込溶接を形成した。

表２に、試験体１～４の溶接組立箱形断面部材を構成する各鋼板および角溶接の諸元を示す。

図５（ｂ）に示すとおり、試験体３では、角溶接を完全溶込溶接とするには、５層７パスのＣＯ_２溶接を施す必要があった。これに対し、本発明の溶接組立箱形断面部材の要件を満たす試験体１、２では、図５（ａ）に示すとおり、試験体３よりも少ないパス数、具体的には３層４パスのＣＯ_２溶接で、完全溶込溶接を形成できた。

また、試験体４では、角溶接をオーバーマッチ溶接とするために、すなわち、溶接金属の引張強度が、各鋼板（第一の鋼板１１および第二の鋼板１２）を構成する７８０Ｎ／ｍｍ²の鋼材Ｂの引張強度よりも大きくなるように、高強度の記号Ｇ７８Ａ２ＵＣＮ４Ｍ４Ｔ相当の溶接ワイヤ２を用いる必要があった。これに対し、本発明の溶接組立箱形断面部材の要件を満たす試験体１、２では、角溶接をオーバーマッチ溶接とするには、溶接金属の引張強度が、第一の鋼板１１を構成する５５０Ｎ／ｍｍ²の鋼材Ａの引張強度より大きければ足りるので、記号Ｇ７８Ａ２ＵＣＮ４Ｍ４Ｔよりも低強度の記号ＹＧＷ１８相当の溶接ワイヤ１を用いれば良い。

このように、本発明の溶接組立箱形断面部材の要件を満たす試験体１、２では、比較的に低強度の溶接材料を用いて、少ないパス数の溶接により、角溶接を形成できることがわかる。

図６（ａ）～図６（ｄ）に、試験体１～４に対し曲げ加力実験を行うことで得られた、曲げモーメント（全塑性耐力Ｍ_ｐに対する相対値）－変形角（全塑性時変形角θ_ｐに対する相対値）関係を示す。また、図７に、試験体１～４の拡張骨格曲線を示す。図６（ａ）～（ｄ）および図７（ａ）～（ｄ）の各グラフ中、Ｍ_ｐは、上記（２）、（３）式により計算される全塑性耐力である。

図６（ａ）～（ｄ）および図７（ａ）～（ｄ）をみると、本発明の溶接組立箱形断面部材の要件を満たす試験体１、２では、第一の鋼板と第二の鋼板の全てを高強度小板厚とする試験体４と同様に、少ないパス数での角溶接を可能としつつ、試験体４よりもはるかに大きな塑性変形能力が発揮されることが確認された。

１ 溶接組立箱形断面部材
１１ 第一の鋼板
１２ 第二の鋼板
１３ 角溶接
ｔ_１ 第一の鋼板の板厚
ｔ_２ 第二の鋼板の板厚
σ_ｙ１ 第一の鋼板の降伏強度
σ_ｙ２ 第二の鋼板の降伏強度
Ｄ_ｃ１ 第一の鋼板の有効幅
Ｄ_ｃ２ 第二の鋼板の有効幅

Claims (2)

1. 複数の鋼板を、矩形状断面となるように組み合わせた状態で溶接して形成される溶接組立箱形断面部材において、
   互いに対向する一対の面に配置される第一の鋼板の板厚ｔ_１および降伏強度σ_ｙ１、ならびに、互いに対向する他の一対の面に配置される第二の鋼板の板厚ｔ_２および降伏強度σ_ｙ２が、ｔ_１＞ｔ_２およびσ_ｙ１＜σ_ｙ２の関係を満たし、
   前記矩形状断面の角部において、前記第一の鋼板が前記第二の鋼板を挟み込む形式で角溶接が施され、
   前記角溶接の溶接金属の引張強度が、前記第一の鋼板の引張強度以上、かつ前記第二の鋼板の引張強度以下であり、
   前記第一の鋼板の板厚中心間距離Ｄ _ｃ２ 、板厚ｔ _１ および降伏強度σ _ｙ１ 、ならびに、前記第二の鋼板の板厚中心間距離Ｄ _ｃ１ 、板厚ｔ _２ および降伏強度σ _ｙ２ が、下記（１）式の関係を満たすこと
   を特徴とする溶接組立箱形断面部材。
   （Ｄ _ｃ１ ×ｔ _１ ×σ _ｙ１ ）／（Ｄ _ｃ２ ×ｔ _２ ×σ _ｙ２ ）≧０．６０ ……（１）
2. 前記角溶接の開先深さが７０ｍｍ以下であること
   を特徴とする請求項１に記載の溶接組立箱形断面部材。

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