WO2013157557A1 - 隅肉アーク溶接継手及びその形成方法 - Google Patents

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WO2013157557A1
WO2013157557A1 PCT/JP2013/061335 JP2013061335W WO2013157557A1 WO 2013157557 A1 WO2013157557 A1 WO 2013157557A1 JP 2013061335 W JP2013061335 W JP 2013061335W WO 2013157557 A1 WO2013157557 A1 WO 2013157557A1
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bead
fillet
stiffening
welded joint
metal member
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PCT/JP2013/061335
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石田　欽也
真二 児玉
祥子 土谷
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新日鐵住金株式会社
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    • B23K9/00—Arc welding or cutting
    • B23K9/16—Arc welding or cutting making use of shielding gas
    • B23K9/173—Arc welding or cutting making use of shielding gas and of a consumable electrode

Definitions

  • the present invention relates to a fillet arc welded joint and a method for forming the fillet arc welded joint, and is particularly suitable for use in fillet arc welding of a plurality of metal members.
  • Fatigue strength is also required for high-strength steel sheets that reduce the weight of the vehicle body.
  • the fatigue strength of the base metal increases in proportion to the strength of the steel plate, but the fatigue strength of the welded joint hardly increases even if the strength of the steel plate increases. This hinders the weight reduction of the vehicle body due to the use of a high-strength thin steel plate.
  • suspension members such as suspension arms and subframes are difficult to reduce in weight because the fatigue strength of the welded portion becomes a problem.
  • fillet arc welding is usually used for welding these underbody members, it is a problem to increase the fatigue strength of the fillet arc welded joint.
  • “fillet arc welded joint” is described as “fillet welded joint” as necessary.
  • Patent Literature 1 relates to the knowledge that the fatigue strength of a lap fillet welded joint is related to the radius of curvature of the toe, and the radius of curvature depends on the chemical composition of the weld metal.
  • a technique is disclosed in which the chemical composition of the weld metal is optimized to increase the radius of curvature of the toe, thereby reducing the stress concentration and improving the fatigue strength.
  • the technique disclosed in Patent Document 1 has no effect of reducing stress concentration on the root portion.
  • the stress concentration on the toe portion is reduced, the stress concentration on the root portion becomes relatively obvious, and there is a risk that fatigue failure may occur starting from the root portion.
  • Patent Document 2 discloses a weld bead structure in which the end face of the other steel plate is butted against one surface of the steel plate, fillet beads are formed on both sides of the butted portion, and this weld bead is extended.
  • the weld bead structure disclosed in Patent Document 2 relaxes the stress concentration on the toe portion by moving the toe portion away from the end portions of other steel plates.
  • there is no effect of reducing the stress concentration at the root portion and the lap fillet welded joint has almost no effect of reducing the stress concentration at the toe portion, and the occurrence of fatigue failure cannot be effectively suppressed.
  • Patent Document 3 after performing fillet welding between the main plate and the rib plate in the corner turn welding of the rib plate, the rib plate is cooled to room temperature and then “rib plate thickness + 2 ⁇ fillet” A technique has been proposed in which linear welding is arranged to be longer than “weld leg length” by “2 ⁇ fillet weld leg length” or more, thereby reducing residual stress and stress concentration in the weld and increasing fatigue strength.
  • Patent Document 3 the technology described in Patent Document 3 is intended for thick steel plates with a target steel material of 15 to 25 mm, and is applied to welded portions of thin steel plates of about 3.6 mm or less used for automobile underbody members and the like. I can't. That is, in the thin plate T-shaped joint, a stand-up plate (a plate corresponding to a rib plate) is hardly welded from both sides from the viewpoint of welding efficiency. Further, when the end of the thin plate is welded as in the turn welding, the end of the vertical plate welded portion melts due to heat input during welding, and an undercut defect occurs.
  • the residual stress of the welded portion increases due to the restraint of the base metal itself.
  • the residual stress is relatively small because the plate can be easily deformed out of plane.
  • thin plate welded members are easily deformed out of plane, when a tensile load is input, the welded portion is twisted, and stress concentration at the root portion as well as the weld toe may increase. It is necessary to devise a technique for suppressing the generated crack.
  • an object of the present invention is to suppress the occurrence of fatigue failure starting from one or both of a toe portion and a root portion in a fillet arc welded joint of a metal member.
  • the present inventors have intensively studied a method for solving the above problems.
  • a bead different from the fillet bead starting from the fillet bead is formed at least at a required angle in the same plane as the fillet bead. It has been found that the fatigue strength of a welded joint is significantly improved when at least one is formed on the surface of one metal member.
  • the fillet bead has an angle of 45 to 135 ° and overlaps the fillet bead, and the following (a2), (b), and A fillet arc welded joint formed so as to satisfy the condition of (c).
  • the number n of the stiffening beads formed for the meat beads may satisfy the following condition (d).
  • the stiffening bead may be formed on the surface of one of the metal members starting from the fillet bead.
  • the stiffening bead may be formed on the surfaces of both metal members across the fillet bead.
  • the weld joint may be a weld joint formed by stacking a metal member and a metal member and performing fillet arc welding. Further, in the first aspect and the second aspect of the fillet arc welded joint, The weld joint may be a weld joint formed by placing the end of the metal member on the surface of the metal member and performing fillet arc welding.
  • a fillet arc welded joint forming method for forming a welded joint by performing fillet arc welding of a metal member and a metal member When forming the fillet bead by the fillet arc welding and forming at least one stiffening bead on the surface of at least one steel member by arc welding different from the fillet arc welding, The stiffening bead is formed at an angle of 45 to 135 ° with the fillet bead and overlapping the fillet bead, and satisfies the following conditions (a1), (b), and (c) It is formed as follows.
  • a fillet arc welded joint forming method for forming a welded joint by performing fillet arc welding of a metal member and a metal member When forming the fillet bead by the fillet arc welding and forming at least one stiffening bead on the surface of at least one metal member by arc welding different from the fillet arc welding, The stiffening bead is 1 ⁇ 4 of the length of the fillet bead from the position of at least one of the start and end of the fillet bead along the direction in which the fillet bead is formed.
  • the fillet bead is formed to have an angle of 45 to 135 ° and overlap with the fillet bead, and the following (a1), (b), and (c
  • the fillet arc welded joint is formed so as to satisfy the condition (1).
  • a plurality of stiffening beads may be formed such that the number n of the stiffening beads relative to the fillet bead satisfies the following condition (d).
  • the stiffening bead may be formed on the surface of one of the metal members starting from the fillet bead.
  • the stiffening bead may be formed on the surfaces of both metal members across the fillet bead.
  • the weld joint may be a weld joint formed by stacking a metal member and a metal member and performing fillet arc welding.
  • the weld joint may be a weld joint formed by placing the end of the metal member on the surface of the metal member and performing fillet arc welding.
  • the fatigue fracture occurring from one or both of the toe end and the root portion of the weld joint obtained by fillet arc welding of the metal member can be remarkably suppressed, a fillet arc welded joint having excellent fatigue characteristics can be obtained. Can be formed.
  • FIG. 1 is a diagram showing a cross-sectional shape of a lap fillet welded joint.
  • FIG. 2 is a view showing a test piece in which a lap fillet weld joint is formed.
  • FIG. 3 is a diagram schematically showing a deformation mode of the test piece of the lap fillet weld joint.
  • FIG. 4 is a view showing a test piece in which a stiffening bead is formed substantially perpendicularly to the fillet bead starting from the fillet bead surface.
  • FIG. 5 is a diagram schematically showing a deformation mode of a test piece in which a stiffening bead is formed substantially perpendicular to the fillet bead.
  • FIG. 1 is a diagram showing a cross-sectional shape of a lap fillet welded joint.
  • FIG. 2 is a view showing a test piece in which a lap fillet weld joint is formed.
  • FIG. 3 is a diagram schematically
  • FIG. 6 is a diagram showing an element division mode in the vicinity of the bead at the time of analysis by the three-dimensional finite element method, and a position and coordinate setting mode in which the stress concentration coefficients are compared.
  • FIG. 7 is a diagram showing the result of analyzing the stress concentration factor.
  • FIG. 8 is a diagram showing the relationship between the length of the stiffening bead and the fatigue life.
  • FIG. 9A is a diagram showing a first example of an arrangement mode different from that of FIG. 4 of the stiffening bead in the lap fillet weld joint.
  • FIG. 9B is a diagram showing a second example of an arrangement mode different from FIG. 4 of the stiffening bead in the lap fillet weld joint.
  • FIG. 9A is a diagram showing a first example of an arrangement mode different from that of FIG. 4 of the stiffening bead in the lap fillet weld joint.
  • FIG. 9B is a diagram showing a second example of an arrangement mode
  • FIG. 9C is a diagram showing a third example of an arrangement mode different from FIG. 4 of the stiffening bead in the lap fillet weld joint.
  • FIG. 9D is a diagram showing a fourth example of an arrangement mode different from that of FIG. 4 of the stiffening bead in the lap fillet weld joint.
  • FIG. 9E is a diagram showing a fifth example of an arrangement mode different from that of FIG. 4 of the stiffening bead in the lap fillet weld joint.
  • FIG. 9F is a diagram illustrating a sixth example of an arrangement aspect different from that of FIG. 4 of the stiffening bead in the lap fillet welded joint.
  • FIG. 9G is a diagram showing a seventh example of an arrangement mode different from that in FIG.
  • FIG. 9H is a diagram illustrating an eighth example of an arrangement aspect different from that of FIG. 4 of the stiffening bead in the lap fillet welded joint.
  • FIG. 9I is a diagram showing a ninth example of an arrangement mode different from that of FIG. 4 of the stiffening bead in the lap fillet welded joint.
  • FIG. 10 is a diagram schematically showing a modified form of a test piece of a fillet welded joint having a T-shaped cross section.
  • FIG. 11A is a diagram illustrating a first example of an arrangement mode of stiffening beads in a fillet welded joint having a T-shaped cross section.
  • FIG. 11B is a diagram illustrating a second example of an arrangement mode of stiffening beads in a fillet welded joint having a T-shaped cross section.
  • FIG. 12 is a view showing a test piece in which a stiffening bead is formed in the vicinity of the start end of the fillet bead.
  • FIG. 13 is a diagram showing the evaluation results of the test piece using the length of the stiffening bead and the distance from the welding start / end as indices.
  • FIG. 1 An example of the cross-sectional shape of a lap fillet welded joint is shown.
  • the space between the end of the upper steel plate 1 and the surface of the lower steel plate 2 is arc welded using a welding wire, so that the end of the upper steel plate 1 and the lower steel plate 2
  • the fillet bead 3 is formed by melting and solidifying with the surface portion up to the melting boundary 6.
  • a portion where the steel plate and the welding wire are melted and solidified is referred to as a weld metal 7.
  • the surface refers to the surface on the side where the weld bead of the steel plate is formed or the surface on the side where the weld bead of the steel plate is formed.
  • a tensile force F ⁇ b> 1 along the upper steel plate 1 is formed on the fillet bead 3 formed by fillet arc welding.
  • the tensile force F ⁇ b> 2 acts along the lower steel plate 2, a large bending moment is generated due to the deviation between the central axis of the upper steel plate 1 and the central axis of the lower steel plate 2.
  • the upper steel plate 1 is warped downward, and the lower steel plate 2 is deformed in a warping deformation mode, and a large stress concentration occurs in the toe portion 4 and the root portion 5. Due to this stress concentration, a fatigue crack is generated from the toe portion 4 or the root portion 5.
  • the fatigue crack propagates substantially perpendicular to the load direction and breaks the welded joint. This occurs not only in the lap fillet weld joint shown in FIG. 1 but also in other fillet weld joints.
  • the toe portion 4 refers to the boundary between the lower steel plate 2 and the fillet bead 3
  • the root portion 5 includes the upper steel plate 1 or the lower steel plate 2 and the weld metal 7. Point to the boundary.
  • FIG. 3 schematically shows the deformation mode of the test piece.
  • a tensile force acts on the welded joint, as shown in FIG. 3, the lower steel plate 2 is bent largely in the vicinity of the fillet bead 3, and the root portion 5 is greatly opened at the opening angle ⁇ . Further, as a result of analyzing the deformation behavior of the test piece by the three-dimensional finite element method, it was confirmed that a large stress concentration portion exists in the vicinity of the root portion 5.
  • this stiffening bead can function as a member that increases the rigidity of the steel sheet, suppresses bending of the lower steel sheet 2, and suppresses the occurrence of fatigue cracks.
  • the present inventors further started the tip of the welding torch in a direction substantially perpendicular to the fillet bead 3 starting from the surface of the fillet bead 3 with respect to the test piece shown in FIG.
  • the bead-on welding was performed so that the moving distance of 40 mm was 40 mm, and the stiffening bead 32 was formed.
  • the shape of the test piece thus produced is shown in FIG.
  • the degree of stress concentration in the vicinity of the root part 5 shown in FIG. 5 is smaller than the degree of stress concentration in the vicinity of the root part 5 shown in FIG. confirmed.
  • the test specimen analysis model shown in FIG. 2 and the test specimen analysis model shown in FIG. 4 were created, and the degree of stress concentration in the root portion 5 of each analysis model was calculated by analysis using the three-dimensional finite element method. .
  • the test piece shown in FIG. 2 is a test piece in which no stiffening bead is arranged, and is a test piece corresponding to the test piece symbol “TP2” in Tables 2 and 3 of Examples described later.
  • FIG. 4 is a test piece in which a stiffening bead is arranged, and is a test piece corresponding to the test piece symbol “TP10” in Tables 2 and 3.
  • FIG. 6 shows an element division mode in the vicinity of the weld bead and a position and coordinate setting mode in which the stress concentration factors are compared in the analysis by the three-dimensional finite element method performed to confirm the effect of the stiffening bead. And. As shown in FIG. 6, the coordinates are taken in the left direction ( ⁇ direction) with the end of the root portion 5 being the coordinate 0.
  • the stress concentration factor Kt is the average tensile principal stress applied to the end portion of the steel plate, which is the maximum maximum principal stress value in the upper steel plate 1 near the tip (coordinate 0) of the root portion 5 shown in FIG. It is the value divided.
  • the stress concentration factor Kt was 5.3, but by placing the stiffening bead 32, the stress concentration factor Kt was reduced to 4.3.
  • the stiffening bead 32 is disposed only on the lower steel plate 2, it can be seen that the effect of reducing the stress concentration factor Kt can be obtained also for the root portion 5. This can be said to greatly contribute to the suppression of the occurrence of fatigue cracks starting from the root portion 5.
  • the inventors create test pieces in which the thickness of the steel plate and the length of the bead stiffening bead 32 are variously changed, and the steel plate thickness and the length of the stiffening bead 32 are determined. And the relationship between fatigue life (times).
  • FIG. 8 among the fatigue tests performed according to the conditions described later, the results of the test piece symbols “TP1” to “TP15” shown in Tables 2 and 3 are shown as the length of the stiffening bead and the fatigue life.
  • the stiffening bead when the stiffening bead is formed substantially perpendicular to the fillet bead, the stiffening bead strongly exerts the effect of increasing the rigidity of the steel plate. Thereby, the bending of the lower steel plate is suppressed, and as a result, the occurrence of fatigue cracks is significantly suppressed.
  • the stiffening bead 32 needs to be formed so as to overlap the fillet bead 3. If formed away from the fillet bead, it does not function sufficiently as a member that increases the rigidity of the steel plate. Therefore, the stiffening bead 32 is formed starting from the fillet bead 3 (that is, the welding start point is placed in the fillet bead 3), or the stiffening bead 32 is formed across the fillet bead 3. Either form is necessary. In order to arrange the stiffening bead 32 so as to overlap the fillet bead 3, various forms are possible.
  • the fillet bead 3 is disposed first and the stiffening bead 32 is disposed so as to overlap with the fillet bead 3 will be described.
  • the stiffening bead 32 is disposed first and the fillet bead 3 is disposed so as to overlap with the stiffening bead 32, the same mode as the mode described below can be employed.
  • the stiffening bead 32 is arranged on the lower steel plate 2 with the fillet bead 3 as a starting point and in a direction intersecting with the fillet bead 3.
  • the stiffening bead having such an arrangement is referred to as a one-sided bead as necessary.
  • a single-side bead as the stiffening bead 32, it is described as a single-side bead 32A as necessary (see FIGS.
  • the length of the fillet bead 3 is L.
  • the length L of the fillet bead 3 is the length of the melting end on both sides of the fillet bead 3.
  • the stiffening bead 32 is arranged as one side bead 32A
  • the fillet bead 3 is formed in a length of (1/4) L from one melting end of the fillet bead 3 along the direction. Within a range between a position spaced apart and a position separated from the one melt end of the fillet bead 3 by a length of (3/4) L along the direction in which the fillet bead 3 is formed. It is effective to arrange the one-side bead 32A.
  • the formation of the one-side bead 32A starting from the fillet bead 3 side has a greater effect of improving the fatigue strength than the formation of the one-side bead 32A starting from the steel plate side. This is because the start end portion of the weld bead in arc welding has a protruding shape and stress concentration occurs, whereas the end portion has a flat shape and stress concentration is reduced.
  • a cross bead as the stiffening bead 32, it is described as a cross bead 32B as needed (see FIGS. 9B, 9C, 9G, etc.). Further, the single-side bead 32A and the cross bead 32B are collectively referred to as a stiffening bead 32.
  • the mechanism for improving the fatigue strength is to suppress the bending in the vicinity of the fillet bead 3 as described above.
  • the stiffening bead is also disposed on the upper steel plate 1, so that the deformation suppressing effect of the upper steel plate 1 can be enhanced and the opening angle ⁇ of the root portion 5 can be reduced.
  • the fillet bead 3 is formed by a length of (1/4) L from one melting end of the fillet bead 3 as in the case of the one-side bead 32A.
  • a plurality of stiffening beads 32 are formed (multiple beads).
  • the stiffening bead 32 does not need to be one, and the fatigue strength can be increased by arranging a plurality of the beads.
  • one side bead 32A or a plurality of cross beads 32B may be individually arranged, or one side bead 32A and cross beads 32B may be mixed and arranged.
  • the arrangement position when a plurality of one-side beads 32 ⁇ / b> A or cross-beads 32 ⁇ / b> B are arranged may be both ends of the fillet bead 3.
  • FIG. 9A is an example of one-side bead 32 ⁇ / b> A arranged so as to be inclined with respect to fillet bead B from the vicinity of the center of fillet bead B.
  • FIG. 9B is an example of a cross bead 32 ⁇ / b> B arranged near the center of the fillet bead 3.
  • FIG. 9C is an example of two cross beads 32 ⁇ / b> B disposed at both ends of the fillet bead 3.
  • FIG. 9D is an example of two one-side beads 32 ⁇ / b> A that are arranged at intervals near the center of the fillet bead 3.
  • FIG. 9A is an example of one-side bead 32 ⁇ / b> A arranged so as to be inclined with respect to fillet bead B from the vicinity of the center of fillet bead B.
  • FIG. 9B is an example of a cross bead 32 ⁇ / b> B arranged near the center
  • FIG. 9E shows two cross beads 32B respectively arranged at both ends of the fillet bead 3 and two one sides arranged on the upper steel plate 1 side with a gap at a position close to the central part of the fillet bead 3.
  • FIG. 9F is an example of two one-side beads 32 ⁇ / b> A disposed at both ends of the fillet bead 3.
  • FIG. 9G is an example of two cross beads 32 ⁇ / b> B arranged at positions close to both ends of the fillet bead 3.
  • FIG. 9H is an example of two one-side beads 32 ⁇ / b> A arranged at positions close to both ends of the fillet bead 3.
  • FIG. 10 schematically shows a deformation mode of the test piece when a tensile load is input to the standing steel plate 8 of the fillet welded joint having a T-shaped cross section.
  • the load input to the vertical steel plate 8 is transmitted to the horizontal steel plate 9 through the weld metal 7 (fillet welded portion). For this reason, the weld toe 4 on the standing steel plate 8 side is deformed so as to be drawn toward the fillet bead 3 side.
  • the weld toe 4 on the side of the horizontal steel plate 9 is deformed so as to be drawn upward.
  • the root portion 5 is deformed so as to be torn.
  • FIG. 11 the example of arrangement
  • FIG. 11A is an example of a single cross bead 32B
  • FIG. 11B is an example of a plurality of cross beads 32B.
  • the fillet welded joint having a T-shaped cross section although it depends on the height of the standing steel plate 8, it is preferable to dispose a cross bead 32B extending over both the standing steel plate 8 and the transverse steel plate 9.
  • the one-side bead 32 ⁇ / b> A may be arranged on one of the standing steel plate 8 and the horizontal steel plate 9.
  • the stiffening bead 32 can be disposed under the same conditions as those of the lap fillet welded joint described in the present embodiment.
  • the angle ⁇ formed by the fillet bead 3 and the stiffening bead 32 is preferably substantially right-angled mechanically. Therefore, in FIG. 4, the fillet bead 3 and the stiffening bead 32 form a substantially right angle, but the angle ⁇ formed by the fillet bead 3 and the stiffening bead 32 needs to be a substantially right angle. Absent. However, in order for the stiffening bead 32 to exhibit the functions of increasing the rigidity of the steel sheet and suppressing the bending, the angle ⁇ needs to be 45 ° to 135 °. This is because when the angle ⁇ is less than 45 ° or more than 135 °, the function of the stiffening bead 32 is remarkably deteriorated.
  • the length of the stiffening bead 32 is the contact point 32a between the fillet bead 3 and the stiffening bead 32, and the melting end of the stiffening bead 32. It is assumed that the length is between 32b (see FIG. 4).
  • the stiffening bead 32 is a cross bead 32 ⁇ / b> B, the length of the stiffening bead 32 is assumed to be the length of the melting end on both sides of the stiffening bead 32.
  • the total length l1 of the stiffening bead 32 satisfies the following first condition (a1) in order to secure the function of the stiffening bead 32. It is necessary to. (A1) Total length l1 ⁇ L ⁇ 0.5 of the stiffening bead 32 L: Length of fillet bead 3 (mm)
  • the upper limit of the total length 11 of the stiffening bead 32 is not particularly limited because it is restricted by the shape and structure of the steel product manufactured by welding.
  • the first condition (a1) is applied to both the one-side bead 32A and the cross-bead 32B. That is, regardless of the ratio of the length of the stiffening bead 32 of the upper steel plate 1 and the lower steel plate 2, the upper steel plate 1 and the lower steel plate 2 are satisfied by satisfying the first condition (a1). Both deformations can be suppressed, and the fatigue strength of the welded portion can be improved.
  • FIG. 12 is a plan view showing a test piece in which a stiffening bead 32 is formed in the vicinity of the starting end of the fillet bead 3.
  • the steel plates 1 and 2 constituting the test piece shown in FIG. 12 are steel types corresponding to the steel type “SP2” in Table 1 of Examples described later.
  • stiffening beads 32 were formed in the vicinity of the start end and the end of the fillet bead 3, respectively.
  • the width Wf of the fillet bead 3 is 7.5 mm, and the stiffening bead 32 (the center position of the bead width) and the start and end positions of the fillet bead 3 are connected to the stiffening bead 32.
  • the distance between the position of the closer end and D was taken as D.
  • the distance from the start end position of the fillet bead 3 to the stiffening bead 32 is indicated as D1
  • the distance from the end position of the fillet bead 3 to the stiffening bead 32 is indicated as D2. Both of these distances are written as D.
  • the rupture life under the condition without the stiffening bead 32 (the test piece corresponding to the test piece symbol “TP34” in Tables 4 to 6 of Examples described later) was 382000 times with respect to a test load of 18 kN. It was. Therefore, a case where the fracture life was 1.5 times or more was judged as good ( ⁇ ), and a case where it was not so was judged as poor (x).
  • FIG. 13 shows the length l2 of one stiffening bead 32 of such a test piece and the position of the stiffening bead 32 and the fillet bead 3 in the vicinity of the stiffening bead 32.
  • the evaluation result of the test piece which made the distance (distance from the welding start end) D between these ends an index is shown.
  • the length of one stiffening bead 32 is as follows. l2 is required to be at least twice as long as the width Wf of the fillet bead 3.
  • the distance D between the stiffening bead 32 and the end of the fillet bead 3 closer to the stiffening bead 32 at the start and end positions is at least twice the width Wf of the fillet bead. Accordingly, it is necessary to increase the length of each stiffening bead 32 as the distance D increases, and the length l2 of one stiffening bead 32 is equal to or greater than the distance D (l2 ⁇ D). The effect of improving the fatigue life was obtained under certain conditions.
  • the length l2 of one stiffening bead 32 is set to the larger value of 2 ⁇ Wf and D.
  • a favorable fatigue life is obtained by setting it as the above. That is, the length of the stiffening bead 32 disposed near the start and end of the fillet bead 3 satisfies the following second condition (a2) instead of the first condition (a1). It may be. (A2) Length l2 ⁇ max ⁇ 2 ⁇ Wf, D ⁇ of one stiffening bead 32
  • max ⁇ 2 ⁇ Wf, D ⁇ indicates a larger value of 2 ⁇ Wf and D.
  • the second condition (a2) does not include the influence of the plate thickness of the steel sheet, but as shown in the conditions described later, the height h and width w of the stiffening bead 32 are increased as the plate thickness t increases. As a result, the fatigue crack suppression effect by the stiffening bead 32 was obtained. Further, there is no particular restriction on the range of the distance D between the stiffening bead 32 and the end of the fillet bead 3 that is closer to the stiffening bead 32, but the distance D The shorter the stiffening bead 32 is, the shorter the crack is, the more the cracks at the start and end of the fillet bead 3 can be suppressed.
  • the upper limit of the distance D is 1 ⁇ 4 of the length L of the fillet bead 3.
  • the length of the fillet bead 3 is 1 ⁇ 4 of the length L of the fillet bead 3 along the direction in which the fillet bead 3 is formed from at least one of the start and end positions of the fillet bead 3.
  • the range is set so as to satisfy the following second condition (a2) instead of the first condition (a1).
  • a stiffening bead 32 may be formed therein.
  • the second condition (a2) is applied to both the one-side bead 32A and the cross-bead 32B.
  • the fatigue life of only one of the starting end and the terminal end may be a problem.
  • the fatigue life is improved by forming a stiffening bead only at one of the starting end (near the starting end) and the terminal end (near the end). Further, the length of the fillet bead 3 along the direction in which the fillet bead 3 is formed from at least one of the start end and the end of the fillet bead 3.
  • the stiffening bead 32 When the stiffening bead 32 is disposed within a range up to a position separated by a length of 1/4 of L, the first condition of (a1) is satisfied without satisfying the second condition of (a2).
  • the stiffening bead 32 may be formed within the above range so as to satisfy the above condition. That is, depending on the number and length of the stiffening beads 32 formed outside the range, the stiffening beads 32 formed within the range may not satisfy the second condition (a2). Good.
  • the height h of the stiffening bead 32 satisfies the following condition (b).
  • the height h of the stiffening bead 32 is less than “t / 2” of the thickness t of the steel member on which the stiffening bead 32 is formed, the function as the stiffening bead 32 is not sufficiently exhibited. .
  • the greater the height h of the stiffening bead 32 the greater the effect, but there is a limit in order to avoid breakthrough and melting through the steel plate.
  • the height h of the stiffening bead 32 is realistically less than or equal to “the thickness t of the steel member on which the stiffening bead 32 is formed”.
  • the height h of the stiffening bead 32 is a height between the surface of the steel member on which the stiffening bead 32 is formed (in the region where the bead is not formed) and the highest position of the stiffening bead 32. This is the distance in the vertical direction.
  • the stiffening bead 32 is a cross bead 32A and the plate thickness of a plurality of steel plates to be welded is different, the requirement (b) is satisfied for each steel plate. The same applies to the following conditions.
  • width w of stiffening bead 32 satisfies the following condition (c).
  • width w of the stiffening bead 32 is less than “2.5 t” of the thickness t of the steel member on which the stiffening bead 32 is formed, the function as the stiffening bead 32 is not sufficiently exhibited.
  • the stiffening bead 32 is formed within a range in which the steel plate does not penetrate through or melt through like the height h of the stiffening bead 32. Because it is necessary, it is determined from that point of view.
  • the stiffening bead 32 is disposed at least at one place where the length L of the fillet bead 3 is “50 t”, where the thickness of the steel member forming the stiffening bead 32 is t (mm). That is, when the length L of the fillet bead 3 exceeds “50 t”, it is preferable to form a plurality of stiffening beads 32. Therefore, it is desirable that the number n of the stiffening beads 32 formed for the fillet beads 3 having a length L satisfy the following condition (d).
  • the thickness t (plate thickness) of the steel member is not particularly limited.
  • the fatigue life of the welded portion is improved by suppressing the out-of-plane deformation of the thin steel plate member due to the formation of the stiffening bead 32.
  • the effect of improving the fatigue life is more easily obtained in the welded member of the thin steel plate than in the welded member of the thick steel plate, and the plate thickness of the steel plate (the thickness t of the steel member) is preferably 3.6 mm or less.
  • the length L of the fillet bead 3 is 10 t or more. This is because if the length L of the fillet bead 3 is less than 10 t, the ratio of the length of the start and end of the fillet bead 3 to the joining length of the steel member increases, and sufficient joining strength cannot be ensured.
  • the arc welding conditions at the time of construction of the fillet bead 3 and the stiffening bead 32 and the composition of the welding wire to be used may be in accordance with ordinary methods and are not limited to specific ones. However, it is preferable in production that the fillet bead 3 and the stiffening bead 32 are continuously constructed using the same welding equipment. However, as long as the function of increasing the rigidity of the steel plate of the stiffening bead 32 is ensured, the welding conditions of the two and the composition of the welding wire used may be different.
  • the welded joint targeted in this embodiment may be a fillet welded joint formed by fillet arc welding, and is not limited to a specific welded joint, but a steel member and a steel member are overlapped to fillet arc welded.
  • a welded joint formed or a welded joint formed by placing the end of a steel member on the surface of the steel member and performing fillet arc welding is preferable.
  • the welded joint targeted in this embodiment is not limited to welding between steel plates. For example, if the plate thickness is approximately 3.6 mm or less, the method of the present embodiment can be applied to press-formed steel plate members, steel pipes, and shaped steel joints.
  • a stiffening bead is placed around the welded joint at the required angle, and the required length, height, and width. It is necessary that there is a region that can be formed by. However, when the stiffening bead is formed so as to straddle the two steel members to be welded, the start end and the end of the fillet bead may be separated from the stiffening bead.
  • the upper steel plate and the lower steel plate are overlapped, it is preferable that there is no gap between them, but a gap of about 1 mm may occur between the two in terms of welding. In the present embodiment, even if there is a gap of about 1 mm between the upper steel plate and the lower steel plate, the function of the stiffening bead is not inhibited, and the occurrence of fatigue cracks is remarkably suppressed.
  • the method of the present embodiment can be applied to metal members other than steel members.
  • the technique of this embodiment can be applied to an aluminum member or a stainless steel member instead of a steel member.
  • the method of this embodiment is applicable also to a dissimilar metal member.
  • the conditions in the examples are one example of conditions used for confirming the feasibility and effects of the present invention, and the present invention is based on this one example of conditions. It is not limited.
  • the present invention can adopt various conditions as long as the object of the present invention is achieved without departing from the gist of the present invention.
  • Example 1 A fatigue test was conducted using a specimen in which thin fillet arc welding was performed on a thin steel plate, and the effect of the welded joint was verified. Table 1 shows the composition of the test steel sheets.
  • a test piece having a fillet bead shown in FIG. 2 was prepared and subjected to a fatigue test. Further, with respect to the test piece shown in FIG. 2, a test piece in which a stiffening bead was further arranged as shown in FIG. 4 was prepared and subjected to a fatigue test. That is, as shown in FIG. 2, two steel plates having a plate width of 60 mm are overlapped with a stacking allowance of 20 mm, and the stack fillet arc welding is designed so that the moving distance of the welding torch is 40 mm. Was made. Note that the melted portion expands at the moving end of the welding torch, so that the actual fillet bead length is slightly larger than the teaching distance.
  • a test was performed by placing one stiffening bead at a central portion in the width direction of the test piece of FIG. 2 substantially perpendicular to the fillet bead.
  • the welding start point of the stiffening bead was the surface of the fillet bead, and a stiffening bead having a required length was formed on the lower steel plate.
  • the length of the stiffening bead is the length from the contact point between the fillet bead and the stiffening bead to the melting end of the stiffening bead.
  • the welding conditions are as follows. ⁇ Common welding conditions> Welding method: Wear-type electrode welding Welding power source: DP350 (manufactured by Daihen Corporation) Welding mode: DC-Pulse Welding posture: downward horizontal distance between tip steel plates (extrusion length): 15 mm Shield gas type: Ar + 20% CO 2 Shielding gas flow rate: 20L / min Welding wire: JIS Z3312 YGW15 equivalent ⁇ Conditions for forming fillet beads> Torch angle: 55 ° raising angle from lower plate, 0 ° advance angle Aim position: corner of overlapped portion welding speed: 40 cm / min Wire feed speed: Set the value so that undercut does not occur on the upper steel sheet (example: 3.8 / min (approx.
  • the test piece was gripped by applying the same plate thickness to the upper steel plate and the lower steel plate.
  • the load range in which a test piece that does not form a stiffening bead breaks in about 400,000 times is searched in advance for each steel plate, and the test piece that does not form a stiffening bead for each steel plate breaks.
  • the number of times was used as a reference for comparison of fatigue life.
  • Tables 2 and 3 show the welding conditions and fatigue property evaluation results.
  • a fatigue life improvement rate of 150% or more was obtained compared to the comparative examples TP1 to TP3 in which the stiffening bead was not formed, but in the comparative examples of TP16 to 27, the stiffening bead was The required conditions were not satisfied, and the fatigue life improvement rate was inferior to that of the inventive examples.
  • Example 2 In the test piece shown in FIG. 2, a test piece having a stiffening bead formed in the manner shown in FIGS. 9A to 9E was prepared and subjected to a fatigue test.
  • TP28 to 33 and 39 are examples in which a single stiffening bead is disposed.
  • One side bead of TP28 to 30 and 39 corresponds to the embodiment of FIG. 9A (TP39 has an angle ⁇ of 90 degrees).
  • the cross bead corresponds to the embodiment of FIG. 9B.
  • TP36 to 38 are examples in which a plurality of stiffening beads are arranged.
  • TP36 corresponds to the mode of FIG. 9C
  • TP37 corresponds to the mode of FIG. 9D
  • TP38 corresponds to the mode of FIG.
  • TPs 34 and 35 correspond to the embodiment shown in FIG. 2, in which fillet beads are arranged without arranging stiffening beads.
  • the aiming position and welding direction of the stiffening bead were as shown in FIGS. 9A to 9E, and the other conditions were the same as in Example 1.
  • TP36 to 38 welding conditions are described for each stiffening bead.
  • Tables 4 to 6 show the welding conditions and the fatigue property evaluation results. In the invention example, a fatigue life improvement rate exceeding 200% was obtained for the test piece not forming the stiffening bead.
  • “ ⁇ ” is given when the above-described first condition of (a1) is satisfied.
  • TP28 to 33 and TP36 to 38 have L (fillet bead length) / n (number of stiffening beads) smaller than 50t (t: steel thickness), but TP39 has L / n of 50t. Bigger than Therefore, the improvement rate of the fatigue life of TP39 was about 161%.
  • Example 3 In a fillet welded joint with a T-shaped cross section formed by a vertical steel plate and a horizontal steel plate, it is used for stiffening so that a fillet bead is formed only on one side of the corner and the fillet bead is further crossed over the test piece.
  • a test piece in which a bead was formed was prepared and subjected to a fatigue test.
  • TP41 is an example in which a single stiffening bead is disposed and corresponds to the embodiment of FIG. 10A
  • TP42 is an example in which stiffening beads are disposed at both ends of the fillet bead and corresponds to the embodiment of FIG. 10B.
  • the shape of the joint, the aim position of the stiffening bead, and the mode of formation of the stiffening bead are as shown in FIG. 10, and the other conditions were the same as in Example 1.
  • TP42 welding conditions are described for each stiffening bead. Tables 7 and 8 show the welding conditions and fatigue property evaluation results. In the invention examples of TP41 and 42, the fatigue life improvement rate exceeding 500% was obtained with respect to the comparative example TP40 in which the stiffening bead was not formed.
  • Example 4 In the test piece shown in FIG. 2, a test piece in which a stiffening bead was further formed in the manner shown in FIGS. 9F to 9I was prepared and subjected to a fatigue test.
  • TP43 to 47 are examples in which a plurality of stiffening beads are arranged.
  • TP43 is in the embodiment of FIG. 9F
  • TP44 is in the embodiment of FIG. 9G
  • TP45 and 47 are in the embodiment of FIG. 9H
  • TP46 is in the embodiment of FIG.
  • TP34 is the same as that shown in Tables 4-6.
  • the aiming position and welding direction of the stiffening bead were as shown in FIGS.
  • stiffening beads having a length less than 1 ⁇ 2 of the length L of the fillet bead were formed near the start and end of the fillet bead.
  • the range from the start and end positions of the fillet bead to a position separated by 1 ⁇ 4 of the fillet bead length L along the direction in which the fillet bead is formed Inside, a stiffening bead was formed so as to satisfy the second condition of (a2) described above.
  • a fatigue life improvement rate of 150% or more was obtained with respect to the comparative example TP34 in which the stiffening bead was not formed.
  • the stiffening bead did not satisfy the second condition (a2) described above, and the fatigue life improvement rate was inferior to that of the invention example.
  • the present invention is highly applicable to the welding industry for metal members such as steel plates as well as the machine industry.

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Abstract

　隅肉アーク溶接によって形成された隅肉ビード（３）とは別に、アーク溶接によって形成された補剛用ビード（３２）を、少なくとも一方の金属部材の表面に少なくとも一つ形成する。補剛用ビード（３２）は、隅肉ビード（３）と角度４５～１３５°をもって、かつ隅肉ビード（３）と重なるように形成される。補剛用ビード（３２）の長さの総和ｌ１を、例えば、隅肉ビード（３）の長さＬの０．５倍以上にすることができる。

Description

隅肉アーク溶接継手及びその形成方法
　本発明は、隅肉アーク溶接継手及びその形成方法に関し、特に、複数の金属部材を隅肉アーク溶接するために用いて好適なものである。
　例えば、自動車分野では、環境保全のため、車体の軽量化による燃費の向上とともに、衝突安全性の向上が求められている。そのため、高強度鋼板を使用して薄肉化するとともに、車体構造を最適化して、車体の軽量化と衝突安全性の向上を図ることが、これまで、種々、なされてきた。
　車体の軽量化を図る高強度鋼板には疲労強度も求められる。通常、母材の疲労強度は鋼板強度に比例して増加するが、溶接継手の疲労強度は、鋼板強度が増加しても殆ど増加しないことが知られている。このことが、高強度薄鋼板の使用による車体の軽量化を阻害する。
　特に、サスペンションアームやサブフレームなどの足回り部材は、溶接部の疲労強度が問題となるので、軽量化が困難である。これらの足回り部材の溶接には、通常、隅肉アーク溶接が用いられるので、隅肉アーク溶接継手の疲労強度を高めることが課題となる。以下では、「隅肉アーク溶接継手」を必要に応じて「隅肉溶接継手」と記載する。
　このような課題に対し、特許文献１には、重ね隅肉溶接継手の疲労強度は止端部の曲率半径と関係があり、その曲率半径は、溶接金属の化学成分に依存するとの知見に基づいて、溶接金属の化学成分を最適化して止端部の曲率半径を大きくして、応力集中を低減して疲労強度を向上させる手法が開示されている。
　しかし、特許文献１に開示の手法に、ルート部への応力集中を低減する効果はない。また、止端部への応力集中が低減すると、相対的に、ルート部への応力集中が顕在化し、ルート部を起点として疲労破壊が発生する恐れがある。
　特許文献２には、鋼板の一面に他方の鋼板の端面を突き合わせ、突合せ部分の両側に隅肉ビードを形成し、さらに、この溶接ビードを延長する溶接ビード構造が開示されている。
　特許文献２に開示の溶接ビード構造は、止端部を、他の鋼板の端部から遠ざけることによって止端部への応力集中を緩和するものである。しかし、ルート部への応力集中を低減する効果はないうえ、重ね隅肉溶接継手には、止端部の応力集中低減効果もほとんどなく、疲労破壊の発生を効果的に抑制することはできない。
　また、特許文献３では、リブ板の角回し溶接において、主板とリブ板との隅肉溶接を行った後、室温まで冷却してから、リブ板の端部に「リブ板厚＋２×隅肉溶接脚長」よりも「２×隅肉溶接脚長」以上長くなるように直線溶接を配置することによって、溶接部の残留応力及び応力集中を低減し疲労強度を高める技術が提案されている。
　しかし、特許文献３に記載の技術は対象とする鋼材が１５～２５ｍｍの厚板を対象としており、自動車の足回り部材などで用いられる３．６ｍｍ以下程度の薄鋼板の溶接部に適用することはできない。すなわち、薄板のＴ字継手では、溶接能率の観点から立板（リブ板に相当する板）を両側から隅肉溶接することはほとんどない。また、回し溶接のように薄板の端部の溶接を行うと、溶接時の入熱で立板溶接部の端部が溶け落ち、アンダーカット欠陥が発生してしまう。
　さらに、特許文献３における課題である溶接部の残留応力に対して、厚板の溶接部では、母材自身の拘束により溶接部の残留応力が高まる。これに対し、薄板の溶接では、板が容易に面外に変形できるため残留応力は比較的小さくなる。一方で、薄板の溶接部材では面外変形が容易なため、引っ張りの荷重が入力されると溶接部がねじれ、溶接止端部のみならずルート部の応力集中が高まることがあり、これら両者から発生するき裂を抑制する技術を考案する必要がある。
　以上のように、重ね隅肉溶接継手や、片側隅肉アーク溶接継手などの継手形式において、ルート部の開口が起きるような荷重が負荷される時、応力集中の度合いは、止端部よりルート部の方が大きくなることがある。しかし、ルート部への応力集中を低減し、ルート部を起点とする疲労破壊の発生を効果的に抑制する手法は提案されていない。
特開平０６－３４０９４７号公報 特開平０９－２５３８４３号公報 特開平０８－１９８６０号公報
　本発明は、上記実情に鑑み、金属部材の隅肉アーク溶接継手において、止端部及びルート部の一方又は双方を起点とする疲労破壊の発生を抑制することを目的とする。
　本発明者らは、上記課題を解決する手法について鋭意研究した。その結果、金属部材と金属部材を隅肉アーク溶接した溶接継手において、隅肉ビードを起点として、隅肉ビードとは別のビードを、該隅肉ビードと同一面内で所要の角度をもって、少なくとも一方の金属部材の表面に少なくとも一つ形成すると、溶接継手の疲労強度が顕著に向上することが判明した。
　本発明は、上記知見に基づいてなされたもので、その要旨は以下の通りである。
　本発明の隅肉アーク溶接継手では、
　金属部材と金属部材とを隅肉アーク溶接して形成した隅肉アーク溶接継手であって、
　前記隅肉アーク溶接によって形成された隅肉ビードとは別に、アーク溶接によって形成された補剛用ビードが少なくとも一方の金属部材の表面に少なくとも一つ形成されており、
　前記補剛用ビードは、前記隅肉ビードと角度４５～１３５°をもって、かつ、前記隅肉ビードと重なるように形成されているとともに、下記（ａ１）、（ｂ）、および（ｃ）の条件を満たすように形成されていることを特徴とする。
　　（ａ１）　補剛用ビードの長さの総和ｌ≧Ｌ×０．５
　　（ｂ）　補剛用ビードの高さｈ≧ｔ／２
　　（ｃ）　補剛用ビードの幅ｗ≧２．５ｔ
　　　Ｌ：隅肉ビードの長さ（ｍｍ）
　　　ｔ：補剛用ビードを形成する金属部材の厚さ（ｍｍ）
　また、本発明の隅肉アーク溶接継手の他の例では、
金属部材と金属部材とを隅肉アーク溶接することにより形成された隅肉アーク溶接継手であって、
　前記隅肉アーク溶接によって形成された隅肉ビードとは別に、アーク溶接によって形成された補剛用ビードが少なくとも一方の金属部材の表面に少なくとも一つ形成されており、
　前記補剛用ビードは、前記隅肉ビードの始端および終端の少なくとも何れか一方の位置から、前記隅肉ビードが形成されている方向に沿って、前記隅肉ビードの長さの１／４の長さだけ離れた位置までの範囲内に、前記隅肉ビードと角度４５～１３５°をもって、かつ、前記隅肉ビードと重なるように形成されているとともに、下記（ａ２）、（ｂ）、および（ｃ）の条件を満たすように形成されていることを特徴とする隅肉アーク溶接継手。
　　（ａ２）　１つの補剛用ビードの長さｌ≧ｍａｘ｛２×Ｗｆ，Ｄ｝
　　（ｂ）　補剛用ビードの高さｈ≧ｔ／２
　　（ｃ）　補剛用ビードの幅ｗ≧２．５ｔ
　　　Ｗｆ：隅肉ビードの幅（ｍｍ）
　　　Ｄ：補剛用ビードと隅肉ビードの始端および終端の位置のうち当該補剛用ビードに近い方の端との間の距離（ｍｍ）
　　　ｍａｘ｛２×Ｗｆ，Ｄ｝：２×ＷｆおよびＤのうち大きい方の値
　　　Ｌ：隅肉ビードの長さ（ｍｍ）
　　　ｔ：補剛用ビードを形成する金属部材の厚さ（ｍｍ）
　また、肉ビードに対して形成される前記補剛用ビードの数ｎが、下記の（ｄ）の条件を満たすようにしてもよい。
　　（ｄ）　Ｌ／ｎ≦５０ｔ
　　　Ｌ：隅肉ビードのビード長さ（ｍｍ）
　　　ｔ：補剛用ビードを形成する金属部材の厚さ（ｍｍ）
　また、前記補剛用ビードが前記隅肉ビードを起点として一方の金属部材の表面に形成されるようにしてもよい。
　また、前記補剛用ビードが前記隅肉ビードを横切って両方の金属部材の表面に形成されるようにしてもよい。
　また、前記溶接継手を、金属部材と金属部材を重ねて隅肉アーク溶接して形成した溶接継手にしてもよい。
　また、隅肉アーク溶接継手の第１の態様および第２の態様では、
　前記溶接継手を、金属部材の端部を金属部材の面に載置して隅肉アーク溶接して形成した溶接継手にしてもよい。
　また、隅肉アーク溶接継手の形成方法では、
　金属部材と金属部材とを隅肉アーク溶接して溶接継手を形成する隅肉アーク溶接継手の形成方法であって、
　前記隅肉アーク溶接により隅肉ビードを形成するとともに、当該隅肉アーク溶接とは別のアーク溶接によって補剛用ビードを少なくとも一方の鋼部材の表面に少なくとも一つ形成するに際し、
　前記補剛用ビードを、前記隅肉ビードと角度４５～１３５°をもって、かつ、前記隅肉ビードと重なるように形成するとともに、下記（ａ１）、（ｂ）、および（ｃ）の条件を満たすように形成することを特徴とする。
　　（ａ１）　補剛用ビードの長さの総和ｌ≧Ｌ×０．５
　　（ｂ）　補剛用ビードの高さｈ≧ｔ／２
　　（ｃ）　補剛用ビードの幅ｗ≧２．５ｔ
　　　Ｌ：隅肉ビードの長さ（ｍｍ）
　　　ｔ：補剛用ビードを形成する金属部材の厚さ（ｍｍ）
　また、隅肉アーク溶接継手の形成方法の他の例では、
　金属部材と金属部材とを隅肉アーク溶接して溶接継手を形成する隅肉アーク溶接継手の形成方法であって、
　前記隅肉アーク溶接により隅肉ビードを形成するとともに、当該隅肉アーク溶接とは別のアーク溶接によって補剛用ビードを少なくとも一方の金属部材の表面に少なくとも一つ形成するに際し、
　前記補剛用ビードを、前記隅肉ビードの始端および終端の少なくとも何れか一方の位置から、前記隅肉ビードが形成されている方向に沿って、前記隅肉ビードの長さの１／４の長さだけ離れた位置までの範囲内に、前記隅肉ビードと角度４５～１３５°をもって、かつ、前記隅肉ビードと重なるように形成するとともに、下記（ａ１）、（ｂ）、および（ｃ）の条件を満たすように形成することを特徴とする隅肉アーク溶接継手の形成方法。
　　（ａ２）　１つの補剛用ビードの長さｌ≧ｍａｘ｛２×Ｗｆ，Ｄ｝
　　（ｂ）　補剛用ビードの高さｈ≧ｔ／２
　　（ｃ）　補剛用ビードの幅ｗ≧２．５ｔ
　　　Ｗｆ：隅肉ビードの幅（ｍｍ）
　　　Ｄ：補剛用ビードと隅肉ビードの始端および終端の位置のうち当該補剛用ビードに近い方の端との間の距離（ｍｍ）
　　　ｍａｘ｛２×Ｗｆ，Ｄ｝：２×ＷｆおよびＤのうち大きい方の値
　　　Ｌ：隅肉ビードの長さ（ｍｍ）
　　　ｔ：補剛用ビードを形成する金属部材の厚さ（ｍｍ）
　また、前記隅肉ビードに対する前記補剛用ビードの数ｎが、下記の（ｄ）の条件を満たすように、複数の補剛用ビードを形成してもよい。
　　（ｄ）　Ｌ／ｎ≦５０ｔ
　　　Ｌ：隅肉ビードの長さ（ｍｍ）
　　　ｔ：補剛用ビードを形成する金属部材の厚さ（ｍｍ）
　また、前記補剛用ビードを、前記隅肉ビードを起点として一方の金属部材の表面に形成してもよい。
　また、前記補剛用ビードを、前記隅肉ビードを横切って両方の金属部材の表面に形成してもよい。
　また、前記溶接継手を、金属部材と金属部材とを重ねて隅肉アーク溶接して形成した溶接継手にしてもよい。
　また、前記溶接継手を、金属部材の端部を金属部材の面に載置し隅肉アーク溶接して形成した溶接継手にしてもよい。
　本発明によれば、金属部材を隅肉アーク溶接した溶接継手の止端部及びルート部の一方又は双方から発生する疲労破壊を顕著に抑制できるので、疲労特性に優れた隅肉アーク溶接継手を形成することができる。
図１は、重ね隅肉溶接継手の断面形状を示す図である。 図２は、重ね隅肉溶接継手を形成した試験片を示す図である。 図３は、重ね隅肉溶接継手の試験片の変形態様を模式的に示す図である。 図４は、隅肉ビード表面を起点にして、隅肉ビードに略直角に補剛用ビードを形成した試験片を示す図である。 図５は、隅肉ビードに略直角に補剛用ビードを形成した試験片の変形態様を模式的に示す図である。 図６は、三次元有限要素法による解析時のビード近傍の要素分割態様と、応力集中係数の比較を行った位置と座標の設定態様と、を示す図である。 図７は、応力集中係数を解析した結果を示す図である。 図８は、補剛用ビードの長さと疲労寿命との関係を示す図である。 図９Ａは、重ね隅肉溶接継手における、補剛用ビードの図４とは異なる配置態様の第１の例を示す図である。 図９Ｂは、重ね隅肉溶接継手における、補剛用ビードの図４とは異なる配置態様の第２の例を示す図である。 図９Ｃは、重ね隅肉溶接継手における、補剛用ビードの図４とは異なる配置態様の第３の例を示す図である。 図９Ｄは、重ね隅肉溶接継手における、補剛用ビードの図４とは異なる配置態様の第４の例を示す図である。 図９Ｅは、重ね隅肉溶接継手における、補剛用ビードの図４とは異なる配置態様の第５の例を示す図である。 図９Ｆは、重ね隅肉溶接継手における、補剛用ビードの図４とは異なる配置態様の第６の例を示す図である。 図９Ｇは、重ね隅肉溶接継手における、補剛用ビードの図４とは異なる配置態様の第７の例を示す図である。 図９Ｈは、重ね隅肉溶接継手における、補剛用ビードの図４とは異なる配置態様の第８の例を示す図である。 図９Ｉは、重ね隅肉溶接継手における、補剛用ビードの図４とは異なる配置態様の第９の例を示す図である。 図１０は、Ｔ形断面の隅肉溶接継手の試験片の変形形態を模式的に示す図である。 図１１Ａは、Ｔ形断面の隅肉溶接継手における、補剛用ビードの配置態様の第１の例を示す図である。 図１１Ｂは、Ｔ形断面の隅肉溶接継手における、補剛用ビードの配置態様の第２の例を示す図である。 図１２は、補剛用ビードを隅肉ビードの始終端付近に形成した試験片を示す図である。 図１３は、補剛用ビードの長さと溶接始終端からの距離とを指標とした試験片の評価結果を示す図である。
　本発明の溶接継手とその形成方法の実施の形態について図面を用いて詳細に説明する。
［基本原理の説明］
　図１に、重ね隅肉溶接継手の断面形状の一例を示す。図１に示すように、上側鋼板１の端部と下側鋼板２の表面との間の空間を、溶接ワイヤを用いてアーク溶接することで、上側鋼板１の端部と下側鋼板２の表面部とが溶融境界６まで溶融して凝固し、隅肉ビード３が形成される。なお、鋼板と溶接ワイヤとが溶融して凝固した部分を溶接金属７という。また、特に断らない限り、表面とは、鋼板の溶接ビードを形成する側の面、又は、鋼板の溶接ビードが形成されている側の面を指す。
　図１に示すような、鋼板重ね部の一方の端部を隅肉アーク溶接した重ね隅肉溶接継手において、隅肉アーク溶接によって形成され隅肉ビード３に、上側鋼板１に沿って引張力Ｆ１が作用し、下側鋼板２に沿って引張力Ｆ２が作用すると、上側鋼板１の中心軸と下側鋼板２の中心軸とのずれにより、大きな曲げモーメントが発生する。
　そのため、上側鋼板１は下反りし、かつ、下側鋼板２は上反りする変形モードで変形し、止端部４及びルート部５には大きな応力集中が起きる。この応力集中が原因で、疲労き裂は止端部４又はルート部５から発生する。疲労き裂は、略荷重方向に垂直に進展して溶接継手が破壊する。このことは、図１に示す重ね隅肉溶接継手に限らず、その他の隅肉溶接継手において生じるものである。なお、図１に示す例では、止端部４は、下側鋼板２と隅肉ビード３との境界を指し、ルート部５は、上側鋼板１又は下側鋼板２と、溶接金属７との境界を指す。
　そこでまず、隅肉アーク溶接継手の変形挙動を解析するために、板幅６０ｍｍの２枚の鋼板を、重ね代２０ｍｍで重ね、重ね部をアーク溶接して、図２に示すように、重ね部に長さが４０ｍｍ強の隅肉ビードを有する試験片を作製した。この試験片に対し、引張り試験を実施した。そして、溶接継手に引張力が作用したときの試験片の変形態様を、三次元有限要素法によって解析した。なお、図２の上図は、試験片の平面図であり、図２の下図は、試験片の側面図である。図２の上図に示すＧ１とＧ２は、試験時の把持位置である。
　図３に、試験片の変形態様を模式的に示す。溶接継手に引張力が作用した場合には、図３に示すように、下側鋼板２が、隅肉ビード３の近傍で大きく曲がり、ルート部５が、開口角αで大きく開口する。また、三次元有限要素法により、試験片の変形の挙動を解析した結果、ルート部５の近傍に大きな応力集中箇所が存在することが確認された。
　この結果から、下側鋼板２が、隅肉ビード３の近傍で大きく曲がり、ルート部５が大きく開口していることが、ルート部５への応力集中を高め、疲労き裂の発生を引き起こす原因であると考えられる。次に、下側鋼板２の曲がりを抑制する手段について検討した。
　本発明者らは、検討の結果、隅肉ビード３を起点にして、該隅肉ビード３と交差する方向にビードオン溶接を行って別のアーク溶接ビード（補剛用ビード）を形成しておけば、この補剛用ビードが、鋼板の剛性を高める部材として機能して下側鋼板２の曲がりを抑制し、疲労き裂の発生を抑制することができるのではないかと考えた。
　本発明者らは、このことの有効性を確認するために、図２に示す試験片に対し、さらに、隅肉ビード３の表面を起点として、隅肉ビード３に略直角方向に溶接トーチ先端の移動距離が４０ｍｍとなるようにビードオン溶接を行って、補剛用ビード３２を形成した。このようにして作製された試験片の形状を図４に示す。
　次に、この試験片に対する引張り試験を実施し、試験片の変形の挙動を三次元有限要素法により解析した。
　図５に、隅肉ビード３に略直角に補剛用ビード３２を形成した試験片の変形態様を模式的に示す。
　図５に示す試験片と図３に示す試験片とを比較すると、下側鋼板２の隅肉ビード３近傍での曲がりは、補剛用ビード３２を形成した図５に示す試験片の方が、補剛用ビード３２を形成しなかった図３に示す試験片より小さいことが解る。また、図５に示すルート部５の開口角βは、図３に示すルート部５の開口角αより小さいことが解る。
　このことから、隅肉ビード３に略直角に補剛用ビード３２を形成すると（図４を参照）、補剛用ビード３２が鋼板の剛性を高める作用を強く発揮して、下側鋼板２の曲がりが抑制されることが確認された。
　さらに、ルート部５に対する三次元有限要素法による解析の結果、図５に示すルート部５の近傍における応力集中の程度は、図３に示すルート部５の近傍における応力集中の程度より小さいことが確認された。
　このような補剛用ビード３２の効果をさらに確認するため、本発明者らは、補剛用ビード３２の機能を定量的に解析した。
　図２に示す試験片の解析モデルと、図４に示す試験片の解析モデルとを作成し、それぞれの解析モデルのルート部５における応力集中の程度を三次元有限要素法による解析にて算出した。なお、図２に示す試験片は、補剛用ビードが配置されない試験片であり、後述する実施例の表２及び表３中の試験片記号「ＴＰ２」に該当する試験片である。また、図４に示す試験片は、補剛用ビードが配置された試験片であり、表２及び表３中の試験片記号「ＴＰ１０」に該当する試験片である。
　図６に、補剛用ビードの効果を確認するために行った三次元有限要素法による解析時の溶接ビード近傍の要素分割の態様と、応力集中係数の比較を行った位置および座標の設定態様と、を示す。図６に示すように、座標は、ルート部５の先端を座標０とし、左方向（－方向）にとった。
　図７に、補剛用ビード３２を配置しない場合と４３mmの補剛用ビード３２を配置した場合のそれぞれについて、ルート部５の先端（座標０）の近傍における上側鋼板１の裏側表面における最大の応力集中係数Ktを解析した結果を示す。以下の説明では、応力集中係数Ktは図６に示すルート部５の先端（座標０）の近傍の上側鋼板１における最大の最大主応力の値を鋼板の端部に加わる平均の引張主応力で除した値である。
　補剛用ビード３２がない場合、応力集中係数Ktは５.３であったが、補剛用ビード３２を配置することにより応力集中係数Ktは４.３に低減した。補剛用ビード３２は下側鋼板２にのみ配置したが、ルート部５に対しても応力集中係数Ktの低減効果が得られることがわかる。
　このことが、ルート部５を起点とする疲労き裂の発生の抑制に大きく貢献しているといえる。
　本発明者らは、次に、鋼板の板厚と補剛用別ビード補剛用ビード３２の長さとを種々変更した試験片を作成して、鋼板の板厚及び補剛用ビード３２の長さと、疲労寿命（回）との関係を調査した。
　調査結果の一例として、図８に、後述する条件に従って実施した疲労試験のうち、表２及び表３に示す試験片記号「ＴＰ１」から「ＴＰ１５」の結果を補剛用ビードの長さと疲労寿命との関係で整理した結果を示す。
　図８に示されるように、補剛用ビードの長さが２０ｍｍ以上あれば、疲労寿命（回）が大幅（１．５倍以上）に向上する。
　以上の結果から、隅肉ビードに略直角に補剛用ビードを形成すると、補剛用ビードが鋼板の剛性を高める作用を強く発揮する。これにより、下側鋼板の曲がりが抑制され、その結果、疲労き裂の発生が顕著に抑制される。
［個々の要件の説明］
　以上のような解析と実験により、補剛用ビード３２を形成すると疲労強度が向上することが確認されたので、次に、補剛用ビード３２に必要な条件について検討した。以下に、その検討の結果について説明する。
（補剛用ビードの配置態様）
　補剛用ビード３２は、隅肉ビード３と重なり部を有するように形成する必要がある。隅肉ビードと離れて形成されると、鋼板の剛性を高める部材として十分に機能しない。そのため、隅肉ビード３を起点にして（即ち、隅肉ビード３の中に溶接開始点をおいて）補剛用ビード３２を形成するか、隅肉ビード３を横切って補剛用ビード３２を形成するか、の何れかの態様にする必要がある。
　補剛用ビード３２を隅肉ビード３と重なり部を有するように配置するには、様々な形態が可能である。なお、以下では、隅肉ビード３を先に配置し、それに重なるように補剛用ビード３２を配置する場合について説明する。しかし、補剛用ビード３２を先に配置し、それに重なるように隅肉ビード３を配置しても、以下に示す態様と同じ態様を採用することができる。
　まず、補剛用ビード３２を重ね隅肉溶接継手に形成する場合の配置形態について説明する。
（Ｉ）片側の鋼板に形成する（片側ビード）。
　基本原理の説明で示したように、下側鋼板２上に、隅肉ビード３を起点とし、かつ、隅肉ビード３と交差する方向に補剛用ビード３２を配置する。以下の説明では、このような配置の補剛用ビードを必要に応じて片側ビードと記載する。また、補剛用ビード３２として片側ビードを指す場合には、必要に応じて片側ビード３２Ａと記載する（図９Ａ、図９Ｄ、図９Ｆ、図９Ｈ等を参照）。
　ここで、隅肉ビード３の長さをＬとする。隅肉ビード３の長さＬは、隅肉ビード３の両側の溶融端の長さである。補剛用ビード３２を片側ビード３２Ａとして１箇所配置する場合には、隅肉ビード３の一方の溶融端から（１／４）Ｌの長さだけ隅肉ビード３が形成されている方向に沿って離隔した位置と、当該隅肉ビード３の一方の溶融端から（３／４）Ｌの長さだけ隅肉ビード３が形成されている方向に沿って離隔した位置との間の範囲内に片側ビード３２Ａを配置するのが効果的である。また、隅肉ビード３側を起点として片側ビード３２Ａを形成する方が、鋼板側を起点として片側ビード３２Ａを形成するよりも疲労強度の向上効果が大きい。アーク溶接における溶接ビードの始端部は、突形状になり、応力集中が起こるのに対し、終端部は、扁平な形状になり、応力集中が低減するからである。
（II）隅肉ビード３を横切って両側の鋼板に形成する（クロスビード）。
　基本原理の説明では、重ね隅肉ビード３を起点に、下側鋼板２に補剛用ビード３２を配置する場合の疲労強度向上のメカニズムについて述べた。しかし、隅肉ビード３を横切って上側鋼板１と下側鋼板２との両方に補剛用ビード３２を配置することによって、更なる疲労強度の向上が可能となる。したがって、このように補剛用ビード３２を配置してもよい。以下の説明では、このような配置の補剛用ビードを必要に応じてクロスビードと記載する。また、補剛用ビード３２としてクロスビードを指す場合には、必要に応じてクロスビード３２Ｂと記載する（図９Ｂ、図９Ｃ、図９Ｇ等を参照）。また、片側ビード３２Ａとクロスビード３２Ｂとを総称する場合に補剛用ビード３２と記載する。
　疲労強度向上のメカニズムは、前述のように隅肉ビード３の近傍の曲がり抑制である。クロスビード３２Ｂでは、上側鋼板１にも補剛用ビードが配置されるので、上側鋼板１の変形抑制効果を高め、ルート部５の開口角αを小さくすることができる。
　なお、図４の試験片の変形の解析結果で示されるように、上側鋼板１の表面に対しては圧縮の応力が、下側鋼板２の表面に対しては引張の応力が作用する。このため、隅肉ビード３を横切るように補剛用ビードを配置する場合（即ち、クロスビード３２Ｂを配置する場合）は、溶接開始位置を上側鋼板１とし溶接終了位置を下側鋼板２とすることによって、下側鋼板２の引張応力部の応力集中係数を低減することが望ましい。また、このクロスビード３２Ｂを１箇所配置する場合には、片側ビード３２Ａの場合と同様に、隅肉ビード３の一方の溶融端から（１／４）Ｌの長さだけ隅肉ビード３が形成されている方向に沿って離隔した位置と、当該隅肉ビード３の一方の溶融端から（３／４）Ｌの長さだけ隅肉ビード３が形成されている方向に沿って離隔した位置との間の範囲内にクロスビード３２Ｂを配置するのが効果的である。
（III）補剛用ビード３２を複数形成する（複数ビード）。
　補剛用ビード３２は１箇所である必要はなく、複数個を配置することによっても疲労強度は増加する。複数個配置する場合は、片側ビード３２Ａあるいはクロスビード３２Ｂをそれぞれ単独に複数配置してもよいし、片側ビード３２Ａとクロスビード３２Ｂとを混在させて配置させてもよい。
　片側ビード３２Ａあるいはクロスビード３２Ｂを複数配置する場合の配置位置は、隅肉ビード３の両端部でもよい。
　補剛用ビード３２の配置の例を図９にまとめて示す。
　図９Ａは、隅肉ビードＢの中央部付近から隅肉ビードＢに対し傾斜するように配置された片側ビード３２Ａの例である。図９Ｂは、隅肉ビード３の中央部付近に配置されたクロスビード３２Ｂの例である。図９Ｃは、隅肉ビード３の両端部にそれぞれ配置された２つのクロスビード３２Ｂの例である。図９Ｄは、隅肉ビード３の中央部に近い位置で間隔を有して配置された２つの片側ビード３２Ａの例である。図９Ｅは、隅肉ビード３の両端部にそれぞれ配置された２つのクロスビード３２Ｂと、隅肉ビード３の中央部に近い位置で間隔を有して上側鋼板１側に配置された２つの片側ビード３２Ａの例である。図９Ｆは、隅肉ビード３の両端部にそれぞれ配置された２つの片側ビード３２Ａの例である。図９Ｇは、隅肉ビード３の両端部に近い位置にそれぞれ配置された２つのクロスビード３２Ｂの例である。図９Ｈは、隅肉ビード３の両端部に近い位置にそれぞれ配置された２つの片側ビード３２Ａの例である。図９Ｉは、隅肉ビード３の両端部にそれぞれ配置された２つのクロスビード３２Ｂと、隅肉ビード３の中央部に近い位置で間隔を有して下側鋼板２側に配置された２つの片側ビード３２Ａの例である。
（IV）Ｔ形断面の隅肉溶接継手（Ｔ字継手）
　次に、鋼部材の端部を鋼部材の面に載置してＴ形断面の継手を構成し、その隅部をアーク溶接した隅肉溶接継手に補剛用ビードを形成する場合について説明する。
　鋼部材の形状によっては、Ｔ形断面の隅肉溶接継手の一方の隅部しか溶接できない場合がある。そのような片側のみ隅肉溶接した隅肉溶接継手では、重ね隅肉溶接継手と同様に取り扱うことができる。
　板厚が３．６ｍｍ以下の薄い鋼板を使用する場合は、Ｔ形断面の隅肉溶接継手においても鋼板の変形が溶接部の疲労寿命に影響を及ぼす。図１０にＴ形断面の隅肉溶接継手の立鋼板８に引張荷重を入力した場合の試験片の変形形態を模式的に示す。立鋼板８に入力された荷重は溶接金属７（隅肉溶接部）を通して横鋼板９に伝達される。このため、立鋼板８側の溶接止端部４は隅肉ビード３側に引き寄せられるように変形する。また、横鋼板９側の溶接止端部４は上方に引き寄せられるように変形する。加えて、ルート部５は引き裂かれるように変形する。このため、Ｔ形断面の隅肉溶接継手においても、重ね隅肉溶接継手と同様に、補剛用ビードを形成し、部材の変形を抑制することによって疲労寿命の向上が可能となる。
　図１１に、立鋼板８と横鋼板９とによって形成されるＴ形断面の隅肉溶接継手における補剛用ビード３２の配置の例を示す。図１１Ａは、単一のクロスビード３２Ｂの例であり、図１１Ｂは、複数のクロスビード３２Ｂの例である。
　Ｔ形断面の隅肉溶接継手では、立鋼板８の高さにもよるが、立鋼板８と横鋼板９との両方にまたがるクロスビード３２Ｂを配置するのが好ましい。ただし、立鋼板８と横鋼板９との一方に片側ビード３２Ａを配置してもよい。Ｔ形断面の隅肉溶接継手においても、本実施形態で説明する重ね隅肉溶接継手と同じ条件で補剛用ビード３２を配置することができる。
（補剛用ビード３２の角度）
　隅肉ビード３と補剛用ビード３２とがなす角度γは、力学的には略直角が好ましい。このため、図４において、隅肉ビード３と補剛用ビード３２とは略直角をなしているが、隅肉ビード３と補剛用ビード３２とがなす角度γは、略直角である必要はない。しかし、補剛用ビード３２が、鋼板の剛性を高め、曲がりを抑制する機能を発揮するためには、角度γは４５°～１３５°である必要がある。角度γが４５°未満又は１３５°超であると、補剛用ビード３２の前記機能が著しく低下するからである。
（補剛用ビード３２の長さ）
　図８に示されるように、補剛用ビード３２の長さが短い場合には十分に鋼板の剛性を高めて、溶接継手の疲労強度を向上させる機能を発揮できない。
　ここで、補剛用ビード３２が片側ビード３２Ａである場合、補剛用ビード３２の長さは、隅肉ビード３と補剛用ビード３２との接点３２ａと、補剛用ビード３２の溶融端３２ｂとの間の長さであるとする（図４を参照）。また、補剛用ビード３２がクロスビード３２Ｂである場合、補剛用ビード３２の長さは、補剛用ビード３２の両側の溶融端の長さであるとする。
　本発明者らの調査の結果によれば、補剛用ビード３２の長さの総和ｌ１は、補剛用ビード３２の機能を確保するため、下記の（ａ１）の第１の条件を満たすようにする必要がある。
　　（ａ１）　補剛用ビード３２の長さの総和ｌ１≧Ｌ×０．５
　　　Ｌ：隅肉ビード３の長さ（ｍｍ）
　補剛用ビード３２の長さの総和ｌ１が“Ｌ×０．５”未満であると、補剛用ビード３２としての機能を十分に発揮しない。補剛用ビード３２の長さの総和ｌ１の上限値は、溶接で製造する鋼製品の形状・構造により制約を受けるので、特に限定しない。前記（ａ１）の第１の条件は、片側ビード３２Ａと、クロスビード３２Ｂとの双方に適用される。すなわち、上側鋼板１および下側鋼板２の補剛用ビード３２の長さの比率に係わらず、前記（ａ１）の第１の条件を満たすようにすることで、上側鋼板１と下側鋼板２の両方の変形を抑制でき、溶接部の疲労強度の向上が可能となる。
　図２に示すような、始端と終端とを有する溶接継手に引っ張り荷重が作用すると、特に溶接部の始端と終端の応力集中が高くなる。部材に引っ張りの荷重が入力されると、溶接部から離れた位置では板幅方向に均一な応力が発生する。これに対し、溶接部では荷重の伝達範囲が溶接ビード部に制限される。このため、溶接部の始端と終端の応力集中が高くなる。したがって、補剛用別ビード補剛用ビード３２を隅肉ビード３（溶接部）の始端と終端に近い位置に配置することによって、隅肉ビード３の始端と終端のき裂の抑制効果が高くなる。特に、隅肉ビード３の始端付近と終端付近に補剛用ビードを配置すると、図３に示すような上側鋼板１と下側鋼板２との中心軸のずれによって発生する曲げモーメントを低減する効果が高まり、隅肉ビード３の始端・終端に発生するき裂を抑制することができる。
　本発明者らは、隅肉ビード３（溶接部）の始端と終端からの距離と、１つの補剛用ビード３２の長さとの関係を調査した。その結果、以下に示す第２の条件を満たせば、前記（ａ１）の第１の条件を満たさなくても、隅肉ビード３の始端と終端のき裂の抑制効果を得ることができるという知見を得た。以下に、補剛用ビード３２の長さの第２の条件について説明する。
　図１２は、補剛用ビード３２を隅肉ビード３の始終端付近に形成した試験片を示す平面図である。図１２に示す試験片を構成する鋼板１、２は、後述する実施例の表１中の鋼種「ＳＰ２」に該当する鋼種である。図１２において、板幅１１０ｍｍの鋼板１、２に対して、板幅方向の中央が中心となるように、長さが９５ｍｍ（Ｌ＝９５ｍｍ）の隅肉ビード３を配置した後に、隅肉ビード３を起点に補剛用ビード３２を、隅肉ビード３の始端付近と終端付近にそれぞれ形成した。なお、隅肉ビード３の幅Ｗｆは７．５ｍｍであり、補剛用ビード３２（のビード幅の中央位置）と、隅肉ビード３の始端及び終端の位置のうち当該補剛用ビード３２に近い方の端の位置と、の間の距離をＤとした。図１２では、隅肉ビード３の始端の位置から補剛用ビード３２までの距離をＤ１とし、隅肉ビード３の終端の位置から補剛用ビード３２までの距離をＤ２として示すが、ここではそれら距離を共にＤとして表記する。
　本発明者らは、この試験片を用いて、補剛用ビード３２を隅肉ビード３の始端及び終端付近に形成した場合の疲労強度を評価した。補剛用ビード３２がない条件（後述する実施例の表４～表６中の試験片記号「ＴＰ３４」に該当する試験片）での破断寿命は、１８ｋＮの試験荷重に対して382000回であった。そこで、この１．５倍以上の破断寿命となる場合を良好（○）と判断し、そうでない場合を非良好（×）とした。
　図１３に、このような試験片の、１つの補剛用ビード３２の長さｌ２と、補剛用ビード３２と隅肉ビード３の始端及び終端の位置のうち当該補剛用ビード３２に近い方の端との間の距離（溶接始終端からの距離）Ｄとを指標とした試験片の評価結果を示す。
　隅肉ビード３の始終端の位置（Ｄ＝０ｍｍ）に補剛用ビード３２を形成する場合と、補剛用ビード３２と、隅肉ビード３の始端及び終端の位置のうち当該補剛用ビード３２に近い方の端との間の距離Ｄが１０ｍｍの位置（Ｄ＝１０ｍｍ）に補剛用ビード３２を形成する場合と、では、１つの補剛用ビード３２の長さｌ２が１５ｍｍ以上で疲労寿命が向上する効果が得られた。隅肉ビード３の幅Ｗｆは７．５ｍｍであることから、隅肉ビード３の始終端に近接する位置に補剛用ビード３２を形成する場合には、１つの補剛用ビード３２の長さｌ２として、隅肉ビード３の幅Ｗｆの２倍以上の長さが必要となる。
　一方、補剛用ビード３２と、隅肉ビード３の始端及び終端の位置のうち当該補剛用ビード３２に近い方の端との間の距離Ｄが隅肉ビードの幅Ｗｆの２倍以上になると、当該距離Ｄの増加に応じて、それぞれの補剛用ビード３２の長さを増加させる必要があり、１つの補剛用ビード３２の長さｌ２が当該距離Ｄ以上（ｌ２≧Ｄ）の条件で疲労寿命が向上する効果が得られた。
　以上の評価結果から、隅肉ビード３の始終端付近に補剛用ビード３２を形成する場合は、１つの補剛用ビード３２の長さｌ２を、２×Ｗｆ及びＤのうち大きい方の値以上とすることによって良好な疲労寿命が得られる。すなわち、隅肉ビード３の始終端付近に配置する補剛用ビード３２の長さについては、前記（ａ１）の第１の条件に替えて、下記の（ａ２）の第２の条件を満たすようにしてもよい。
　　（ａ２）　１つの補剛用ビード３２の長さｌ２≧ｍａｘ｛２×Ｗｆ，Ｄ｝
　ここで、ｍａｘ｛２×Ｗｆ，Ｄ｝は、２×Ｗｆ及びＤのうち大きい値を指す。
　前記（ａ２）の第２の条件は、鋼板の板厚の影響を含まないが、後述の条件に示すように、板厚ｔの増加に応じて補剛用ビード３２の高さｈ及び幅ｗを増加させることによって、補剛用ビード３２による疲労き裂の抑制効果が得られた。
　また、補剛用ビード３２と隅肉ビード３の始端及び終端の位置のうち当該補剛用ビード３２に近い方の端との間の距離Ｄの範囲に特別な制約はないが、当該距離Ｄが短いほど短い補剛用ビード３２でも隅肉ビード３の始端及び終端におけるき裂を抑制することができる。このため、補剛用ビード３２の形成における効率の観点から、当該距離Ｄの上限は、隅肉ビード３の長さＬの１／４をとする。
　以上のように、隅肉ビード３の始端及び終端の少なくとも何れか一方の位置から、隅肉ビード３が形成されている方向に沿って、隅肉ビード３の長さＬの１／４の長さだけ離れた位置までの範囲に補剛用ビード３２を形成する場合には、前記（ａ１）の第１の条件に替えて、下記の（ａ２）の第２の条件を満たすように前記範囲内に補剛用ビード３２を形成してもよい。前記（ａ２）の第２の条件は、片側ビード３２Ａと、クロスビード３２Ｂとの双方に適用される。
　なお、実際の溶接部材では部材への入力荷重の状態によって、始端部および終端部のうちの一方のみの疲労寿命が問題となることがある。そのような条件で荷重が入力される溶接部材に対しては、始端（始端付近）および終端（終端付近）のうちの一方のみに補剛用ビードを形成することによって、疲労寿命が向上する。
　また、隅肉ビード３の始端・終端付近（隅肉ビード３の始端及び終端の少なくとも何れか一方の位置から、隅肉ビード３が形成されている方向に沿って、隅肉ビード３の長さＬの１／４の長さだけ離れた位置までの範囲内）に補剛用ビード３２を配置する場合に、前記（ａ２）の第２の条件を満たさずに、前記（ａ１）の第１の条件を満たすように、前記範囲内に補剛用ビード３２を形成してもよい。すなわち、前記範囲外に形成される補剛用ビード３２の数及び長さによっては、前記範囲内に形成される補剛用ビード３２は、前記（ａ２）の第２の条件を満たさなくてもよい。
　また、前記（ａ２）の第２の条件で前記範囲内に補剛用ビード３２を形成し、かつ、前記範囲外に補剛用ビード３２を形成する場合には、前記（ａ２）の第２の条件で前記範囲内に形成された補剛用ビード３２を含む全ての補剛用ビード３２の総和ｌが、前記（ａ１）の第１の条件を満たすようにする。
（補剛用ビード３２の高さ）
　補剛用ビード３２の高さｈは、下記の（ｂ）の条件を満たすようにする。
　　（ｂ）　補剛用ビード３２の高さｈ≧ｔ／２
　　　　ｔ：補剛用ビード３２を形成する鋼部材の厚さ（ｍｍ）
　補剛用ビード３２の高さｈが、補剛用ビード３２が形成される鋼部材の厚さｔの“ｔ／２”未満であると、補剛用ビード３２としての機能を十分に発揮しない。補剛用ビード３２の高さｈが大きいほど、その効果は大きいが、鋼板への裏抜けや溶け落ちを避けるため自ずと限界がある。したがって、補剛用ビード３２の高さｈは、“補剛用ビード３２が形成される鋼部材の厚さｔ”以下が現実的である。補剛用ビード３２の高さｈは、補剛用ビード３２が形成される鋼部材の（ビードが形成されていない領域の）表面と、補剛用ビード３２の最も高い位置との間の高さ方向の距離をいう。
　なお、補剛用ビード３２をクロスビード３２Ａとする場合であって、溶接の対象となる複数の鋼板の板厚が異なる場合は、鋼板ごとに上記（ｂ）の要件を満たすものとする。このことは、以下の条件でも同様とする。
（補剛用ビード３２の幅）
　補剛用ビード３２の幅ｗは、下記の（ｃ）の条件を満たすようにする。
　　(ｃ)　補剛用ビード３２の幅ｗ≧２．５ｔ
　　　　ｔ：補剛用ビード３２を形成する鋼部材の厚さ（ｍｍ）
　補剛用ビード３２の幅ｗが補剛用ビード３２が形成される鋼部材の厚さｔの“２．５ｔ”未満であると、補剛用ビード３２としての機能を十分に発揮しない。補剛用ビード３２の幅ｗの上限は、特に定めないが、補剛用ビード３２の高さｈと同様に、鋼板への裏抜けや溶け落ちがない範囲で補剛用ビード３２を形成する必要があるので、その観点から自ずと定まる。
（隅肉ビード３に対して形成される補剛用ビード３２の数）
　補剛用ビード３２は、補剛用ビード３２を形成する鋼部材の厚みをｔ（ｍｍ）として、隅肉ビード３の長さＬが“５０ｔ”毎に少なくとも１箇所配置するのが好ましい。すなわち、隅肉ビード３の長さＬが“５０ｔ”を超える場合には、複数の補剛用ビード３２を形成することが好ましい。
　したがって、長さがＬの隅肉ビード３に対して形成される補剛用ビード３２の数ｎは、下記の（ｄ）の条件を満たすことが望ましい。
　　（ｄ）　Ｌ／ｎ≦５０ｔ
　　　ｎ：隅肉ビード３に対して形成される補剛用ビード３２の数
　　　Ｌ：隅肉ビード３の長さ（ｍｍ）
　　　ｔ：補剛用ビード３２を形成する鋼部材の厚さ（ｍｍ）
（鋼部材の厚さｔ）
　鋼部材の厚さｔ（板厚）は、特に限定されるものではない。ただし、前述したように本実施形態では、補剛用ビード３２の形成による薄鋼板部材の面外変形を抑制することによって、溶接部の疲労寿命を向上させる。このため、厚鋼板の溶接部材よりも薄鋼板の溶接部材において疲労寿命の向上効果が得られやすく、鋼板の板厚（鋼部材の厚さｔ）は３．６ｍｍ以下とすることが望ましい。
　なお、２つの鋼部材を隅肉アーク溶接して接合する場合、隅肉ビード３の長さＬを１０ｔ以上とすることが好ましい。隅肉ビード３の長さＬが１０ｔ未満であると、鋼部材の接合長に対する、隅肉ビード３の始終端の長さの比率が高まり、十分な接合強度を確保できないからである。
（その他の要件）
　隅肉ビード３の施工時や補剛用ビード３２の施工時のアーク溶接条件や使用する溶接ワイヤの組成は、常法に従えばよく、特定のものに限定されない。ただし、同じ溶接機器を用いて、隅肉ビード３の施工と補剛用ビード３２の施工とを連続的に行うことが生産上好ましい。しかし、補剛用ビード３２の鋼板の剛性を高める機能が担保される限り、両者の溶接条件や使用する溶接ワイヤの組成が異なってもよい。
　本実施形態で対象とする溶接継手は、隅肉アーク溶接で形成した隅肉溶接継手であればよく、特定の溶接継手に限定されないが、鋼部材と鋼部材を重ねて隅肉アーク溶接して形成した溶接継手や、鋼部材の端部を鋼部材の面に載置し隅肉アーク溶接して形成した溶接継手が好ましい。また、本実施形態で対象とする溶接継手は、鋼板同士の溶接に限られない。例えば、概ね３．６ｍｍ以下の板厚であれば、プレス成形された鋼板部材、鋼管、及び形鋼の継手に本実施形態の手法を適用することができる。
　また、溶接継手では、隅肉ビードに重なるように補剛用ビードを形成するために、溶接継手の周辺に、補剛用ビードを、所要の角度、及び、所要の長さ、高さ、幅で形成し得る領域があることが必要である。ただし、溶接される２つの鋼部材を跨ぐように補剛用ビードを形成している場合、隅肉ビードの始端および終端と、当該補剛用ビードとが離れていてもよい。
　なお、上側鋼板と下側鋼板を重ねる場合、両者の間に隙間がないことが好ましいが、溶接施工上、両者の間に略１ｍｍ程度の隙間が生じることがある。本実施形態では、上側鋼板と下側鋼板の間に１ｍｍ程度の隙間があっても、補剛用ビードの機能は阻害されず、疲労き裂の発生は顕著に抑制される。
　また、鋼部材以外の金属部材であっても、本実施形態の手法を適用することができる。例えば、鋼部材の代わりに、アルミニウム部材又はステンレス部材に本実施形態の手法を適用することができる。また、異種の金属部材についても本実施形態の手法を適用することができる。
　次に、本発明の実施例について説明するが、実施例での条件は、本発明の実施可能性及び効果を確認するために採用した一条件例であり、本発明は、この一条件例に限定されるものではない。本発明は、本発明の要旨を逸脱せず、本発明の目的を達成する限りにおいて、種々の条件を採用し得るものである。
　（実施例１）
　薄鋼板に重ね隅肉アーク溶接を施した試験片を用いて疲労試験を行い、溶接継手の効果を検証した。表１に供試鋼板の成分組成を示す。
Figure JPOXMLDOC01-appb-T000001
　図２に示す隅肉ビードを有する試験片を作製し疲労試験に供した。また、図２に示す試験片に対し、さらに図４に示すように補剛用ビードを配置した試験片を作製し疲労試験に供した。
　即ち、図２に示すように、板幅：６０ｍｍの２枚の鋼板を、重ね代２０ｍｍで重ね合せ、重ね隅肉アーク溶接を、溶接トーチの移動距離が４０ｍｍとなるように設計して試験片を作製した。
　なお、溶接トーチの移動端で溶融部が拡がるため、実際の隅肉ビードの長さは、教示距離より若干大きくなる。
　また、図４に示すように、補剛用ビードを図２の試験片の幅方向の中央部において、隅肉ビードと略直角に１本配置して試験を行った。補剛用ビードの溶接開始点は、隅肉ビードの表面とし、下側鋼板へ、所要の長さの補剛用ビードを形成した。なお、補剛用ビードの長さは、隅肉ビードと補剛用ビードとの接点を起点として、補剛用ビードの溶融端までの長さである。
　溶接条件は、以下の通りである。
　＜共通する溶接条件＞
　　溶接方式：耗式電極溶接
　　溶接電源：ＤＰ３５０（株式会社ダイヘン製）
　　溶接モード：ＤＣ－Ｐｕｌｓｅ
　　溶接姿勢：下向き水平
　　チップ鋼板間距離（突き出し長さ）：１５ｍｍ
　　シールドガス種：Ａｒ＋２０％ＣＯ２
　　シールドガス流量：２０Ｌ／ｍｉｎ
　　溶接ワイヤ：ＪＩＳ　Ｚ３３１２　ＹＧＷ１５相当
　＜隅肉ビードの形成条件＞
　　トーチ角度：下板からの起こし角５５°、前進角０°
　　ねらい位置：重ね部の隅
　　溶接速度：４０ｃｍ／ｍｉｎ
　　ワイヤ送給速度：上側鋼板にアンダーカットが出ない値を設定（一例：板厚２．６ｍｍの上側鋼板の重ね隅肉アーク溶接の場合、３．８／ｍｉｎ（約１２０Ａ、約２２Ｖ））
　＜補剛用ビードの形成条件＞
　　トーチ角度：鋼板からの起こし角９０°、前進角０°
　　ねらい位置と溶接方向：試験片の幅方向中央で、隅肉ビードの溶接金属表面を起点とし、隅肉ビードに直角方向に下側鋼板へ溶接
　　溶接速度：５０ｃｍ／ｍｉｎ
　　ワイヤ送給速度：隅肉ビードの形成条件と同じ
　作製した試験片の下側鋼板の止端部が中央となるように、電気油圧式疲労試験装置で試験片を把持する。そして、荷重範囲を一定（応力範囲一定）、荷重比を０．１、繰返し周波数を２５Ｈｚにして、軸力引張疲労試験に供した。なお、試験機の軸心を合わせるため、上側鋼板と下側鋼板に、同じ板厚の当板を当てて試験片を把持した。
　なお、補剛用ビードを形成しない試験片が約４０万回で破断する荷重範囲を、鋼板毎に事前の試験にて探索し、それぞれの鋼板毎に補剛用ビードを形成しない試験片の破断回数を疲労寿命の比較基準とした。
　溶接条件及び疲労特性評価結果を表２及び表３に示す。
　ＴＰ４～１５の発明例では、補剛用ビードを形成しない比較例ＴＰ１～３に対して１５０％以上の疲労寿命向上率が得られたが、ＴＰ１６～２７の比較例では、補剛用ビードが必要な条件を満たさず、疲労寿命向上率が発明例より劣った。
Figure JPOXMLDOC01-appb-T000002
Figure JPOXMLDOC01-appb-T000003
（実施例２）
　図２に示す試験片において、さらに図９Ａ～図９Ｅに示す態様で補剛用ビードを形成した試験片を作成し、疲労試験に供した。
　ＴＰ２８～３３、３９は単一の補剛用ビードを配置した例であり、ＴＰ２８～３０、３９の片側ビードは図９Ａの態様に相当し（ＴＰ３９は角度γが９０度）、ＴＰ３１～３３のクロスビードは図９Ｂの態様に相当する。また、ＴＰ３６～３８は複数の補剛用ビードを配置した例であり、ＴＰ３６は図９Ｃの態様に、ＴＰ３７は図９Ｄの態様に、ＴＰ３８は図９Ｅの態様にそれぞれ相当する。ＴＰ３４、３５は、図２の態様に相当し、補剛用ビードを配置せずに隅肉ビードを配置したものである。
　各試験片の作成にあたり、補剛用ビードのねらい位置と溶接方向は図９Ａ～図９Ｅの通りであり、それ以外は実施例１と同じ条件で行った。ＴＰ３６～３８では補剛用ビード毎に溶接条件を記載した。
　溶接条件及び疲労特性評価結果を表４～表６に示す。
　発明例では、補剛用ビードを形成しない試験片に対して２００％を超える疲労寿命向上率が得られた。表３における補剛ビード長さ判定の欄には、前述した（ａ１）の第１の条件を満たす場合に「○」を付した。
　ＴＰ２８～３３及びＴＰ３６～３８はＬ（隅肉ビードの長さ）／ｎ（補剛用ビードの数）が５０ｔ（ｔ：鋼厚さ）に比べて小さいが、ＴＰ３９は、Ｌ／ｎが５０ｔに比べて大きい。そのため、ＴＰ３９の疲労寿命の向上率は１６１％程度であった。
Figure JPOXMLDOC01-appb-T000004
Figure JPOXMLDOC01-appb-T000005
Figure JPOXMLDOC01-appb-T000006
（実施例３）
　立鋼板と横鋼板とによって形成されるＴ形断面の隅肉溶接継手において、隅部の片側のみ隅肉ビードを形成した試験片と、その試験片にさらに隅肉ビードを横切るように補剛用ビードを形成した試験片を作製して疲労試験に供した。
　ＴＰ４１は単一の補剛用ビードを配置した例であり図１０Ａの態様に相当し、ＴＰ４２は隅肉ビードの両端部に補剛用ビードを配置した例であり図１０Ｂの態様に相当する。
　各試験片の作成にあたり、継手の形状、補剛用ビードのねらい位置、補剛用ビードの形成の態様は図１０の通りであり、それ以外は実施例１と同じ条件で行った。ＴＰ４２では補剛用ビード毎に溶接条件を記載した。
　溶接条件及び疲労特性評価結果を表７及び表８に示す。
　ＴＰ４１、４２の発明例では、補剛用ビードを形成しない比較例ＴＰ４０に対して５００％を超える疲労寿命向上率が得られた。
Figure JPOXMLDOC01-appb-T000007
Figure JPOXMLDOC01-appb-T000008
（実施例４）
　図２に示す試験片において、さらに図９Ｆ～図９Ｉに示す態様で補剛用ビードを形成した試験片を作成し、疲労試験に供した。
　ＴＰ４３～４７は複数の補剛用ビードを配置した例であり、ＴＰ４３は図９Ｆの態様に、ＴＰ４４は図９Ｇの態様に、ＴＰ４５、４７は図９Ｈの態様に、ＴＰ４６は図９Ｉの態様にそれぞれ相当する。ＴＰ３４は、表４～表６に示すものと同じである。
　各試験片の作成にあたり、補剛用ビードのねらい位置と溶接方向は図９Ｆ～図９Ｉの通りであり、それ以外は実施例３と同じ条件で行った。ＴＰ４３～４７では補剛用ビード毎に溶接条件を記載した。
　溶接条件及び疲労特性評価結果を表９及び表１０に示す。表１０における補剛ビード長さ判定（第１の条件）の欄には、前述した（ａ１）の第１の条件を満たす場合に「○」を付した。また、表９における補剛ビード長さ判定（第２の条件）の欄には、前述した（ａ２）の第２の条件を満たす場合に「○」を付した。
　ＴＰ４３～４７では、隅肉ビードの始端付近と終端付近に、長さが隅肉ビードの長さＬの１／２未満となる長さの補剛用ビードを形成した。ＴＰ４３～４６では、隅肉ビードの始端及び終端の位置から、隅肉ビードが形成されている方向に沿って、隅肉ビードの長さＬの１／４の長さだけ離れた位置までの範囲内に、補剛用ビードを、前述した（ａ２）の第２の条件を満たすようにして形成した。ＴＰ４３～４６の発明例では、補剛用ビードを形成しない比較例ＴＰ３４に対して１５０％以上の疲労寿命向上率が得られた。一方、ＴＰ４７の比較例では、補剛用ビードが前述した（ａ２）の第２の条件を満たさず、疲労寿命向上率が発明例より劣った。
Figure JPOXMLDOC01-appb-T000009
Figure JPOXMLDOC01-appb-T000010
　なお、以上説明した本発明の実施形態は、何れも本発明を実施するにあたっての具体化の例を示したものに過ぎず、これらによって本発明の技術的範囲が限定的に解釈されてはならないものである。すなわち、本発明はその技術思想、またはその主要な特徴から逸脱することなく、様々な形で実施することができる。
　本発明は、機械工業をはじめ、鋼板などの金属部材の溶接産業において利用可能性が高いものである。

Claims (14)

  1. 　金属部材と金属部材とを隅肉アーク溶接することにより形成された隅肉アーク溶接継手であって、
    　前記隅肉アーク溶接によって形成された隅肉ビードとは別に、アーク溶接によって形成された補剛用ビードが少なくとも一方の金属部材の表面に少なくとも一つ形成されており、
    　前記補剛用ビードは、前記隅肉ビードと角度４５～１３５°をもって、かつ、前記隅肉ビードと重なるように形成されているとともに、下記（ａ１）、（ｂ）、および（ｃ）の条件を満たすように形成されていることを特徴とする隅肉アーク溶接継手。
    　　（ａ１）　補剛用ビードの長さの総和ｌ≧Ｌ×０．５
    　　（ｂ）　補剛用ビードの高さｈ≧ｔ／２
    　　（ｃ）　補剛用ビードの幅ｗ≧２．５ｔ
    　　　Ｌ：隅肉ビードの長さ（ｍｍ）
    　　　ｔ：補剛用ビードを形成する金属部材の厚さ（ｍｍ）
  2. 　金属部材と金属部材とを隅肉アーク溶接することにより形成された隅肉アーク溶接継手であって、
    　前記隅肉アーク溶接によって形成された隅肉ビードとは別に、アーク溶接によって形成された補剛用ビードが少なくとも一方の金属部材の表面に少なくとも一つ形成されており、
    　前記補剛用ビードは、前記隅肉ビードの始端および終端の少なくとも何れか一方の位置から、前記隅肉ビードが形成されている方向に沿って、前記隅肉ビードの長さの１／４の長さだけ離れた位置までの範囲内に、前記隅肉ビードと角度４５～１３５°をもって、かつ、前記隅肉ビードと重なるように形成されているとともに、下記（ａ２）、（ｂ）、および（ｃ）の条件を満たすように形成されていることを特徴とする隅肉アーク溶接継手。
    　　（ａ２）　１つの補剛用ビードの長さｌ≧ｍａｘ｛２×Ｗｆ，Ｄ｝
    　　（ｂ）　補剛用ビードの高さｈ≧ｔ／２
    　　（ｃ）　補剛用ビードの幅ｗ≧２．５ｔ
    　　　Ｗｆ：隅肉ビードの幅（ｍｍ）
    　　　Ｄ：補剛用ビードと隅肉ビードの始端および終端の位置のうち当該補剛用ビードに近い方の端との間の距離（ｍｍ）
    　　　ｍａｘ｛２×Ｗｆ，Ｄ｝：２×ＷｆおよびＤのうち大きい方の値
    　　　Ｌ：隅肉ビードの長さ（ｍｍ）
    　　　ｔ：補剛用ビードを形成する金属部材の厚さ（ｍｍ）
  3. 　前記隅肉ビードに対して形成される前記補剛用ビードの数ｎが、下記の（ｄ）の条件を満たすことを特徴とする請求項１又は２に記載の隅肉アーク溶接継手。
    　　（ｄ）　Ｌ／ｎ≦５０ｔ
    　　　Ｌ：隅肉ビードのビード長さ（ｍｍ）
    　　　ｔ：補剛用ビードを形成する金属部材の厚さ（ｍｍ）
  4. 　前記補剛用ビードが前記隅肉ビードを起点として一方の金属部材の表面に形成されていることを特徴とする請求項１～３の何れか１項に記載の隅肉アーク溶接継手。
  5. 　前記補剛用ビードが前記隅肉ビードを横切って両方の金属部材の表面に形成されていることを特徴とする請求項１～３の何れか１項に記載の隅肉アーク溶接継手。
  6. 　前記溶接継手が、金属部材と金属部材とを重ねて隅肉アーク溶接して形成した溶接継手であることを特徴とする請求項１～５の何れか１項に記載の隅肉アーク溶接継手。
  7. 　前記溶接継手が、金属部材の端部を金属部材の面に載置して隅肉アーク溶接して形成した溶接継手であることを特徴とする請求項１～５の何れか１項に記載の隅肉アーク溶接継手。
  8. 　金属部材と金属部材とを隅肉アーク溶接して溶接継手を形成する隅肉アーク溶接継手の形成方法であって、
    　前記隅肉アーク溶接により隅肉ビードを形成するとともに、当該隅肉アーク溶接とは別のアーク溶接によって補剛用ビードを少なくとも一方の金属部材の表面に少なくとも一つ形成するに際し、
    　前記補剛用ビードを、前記隅肉ビードと角度４５～１３５°をもって、かつ、前記隅肉ビードと重なるように形成するとともに、下記（ａ１）、（ｂ）、および（ｃ）の条件を満たすように形成することを特徴とする隅肉アーク溶接継手の形成方法。
    　　（ａ１）　補剛用ビードの長さの総和ｌ≧Ｌ×０．５
    　　（ｂ）　補剛用ビードの高さｈ≧ｔ／２
    　　（ｃ）　補剛用ビードの幅ｗ≧２．５ｔ
    　　　Ｌ：隅肉ビードの長さ（ｍｍ）
    　　　ｔ：補剛用ビードを形成する金属部材の厚さ（ｍｍ）
  9. 　金属部材と金属部材とを隅肉アーク溶接して溶接継手を形成する隅肉アーク溶接継手の形成方法であって、
    　前記隅肉アーク溶接により隅肉ビードを形成するとともに、当該隅肉アーク溶接とは別のアーク溶接によって補剛用ビードを少なくとも一方の金属部材の表面に少なくとも一つ形成するに際し、
    　前記補剛用ビードを、前記隅肉ビードの始端および終端の少なくとも何れか一方の位置から、前記隅肉ビードが形成されている方向に沿って、前記隅肉ビードの長さの１／４の長さだけ離れた位置までの範囲内に、前記隅肉ビードと角度４５～１３５°をもって、かつ、前記隅肉ビードと重なるように形成するとともに、下記（ａ１）、（ｂ）、および（ｃ）の条件を満たすように形成することを特徴とする隅肉アーク溶接継手の形成方法。
    　　（ａ２）　１つの補剛用ビードの長さｌ≧ｍａｘ｛２×Ｗｆ，Ｄ｝
    　　（ｂ）　補剛用ビードの高さｈ≧ｔ／２
    　　（ｃ）　補剛用ビードの幅ｗ≧２．５ｔ
    　　　Ｗｆ：隅肉ビードの幅（ｍｍ）
    　　　Ｄ：補剛用ビードと隅肉ビードの始端および終端の位置のうち当該補剛用ビードに近い方の端との間の距離（ｍｍ）
    　　　ｍａｘ｛２×Ｗｆ，Ｄ｝：２×ＷｆおよびＤのうち大きい方の値
    　　　Ｌ：隅肉ビードの長さ（ｍｍ）
    　　　ｔ：補剛用ビードを形成する金属部材の厚さ（ｍｍ）
  10. 　前記隅肉ビードに対する前記補剛用ビードの数ｎが、下記の（ｄ）の条件を満たすように、複数の補剛用ビードを形成することを特徴とする請求項８又は９に記載の隅肉アーク溶接継手の形成方法。
    　　（ｄ）　Ｌ／ｎ≦５０ｔ
    　　　Ｌ：隅肉ビードの長さ（ｍｍ）
    　　　ｔ：補剛用ビードを形成する金属部材の厚さ（ｍｍ）
  11. 　前記補剛用ビードを、前記隅肉ビードを起点として一方の金属部材の表面に形成することを特徴とする請求項８～１０の何れか１項に記載の隅肉アーク溶接継手の形成方法。
  12. 　前記補剛用ビードを、前記隅肉ビードを横切って両方の金属部材の表面に形成することを特徴とする請求項８～１０の何れか１項に記載の隅肉アーク溶接継手の形成方法。
  13. 　前記溶接継手が、金属部材と金属部材とを重ねて隅肉アーク溶接して形成した溶接継手であることを特徴とする請求項８～１２の何れか１項に記載の隅肉アーク溶接継手の形成方法。
  14. 　前記溶接継手が、金属部材の端部を金属部材の面に載置し隅肉アーク溶接して形成した溶接継手であることを特徴とする請求項８～１２の何れか１項に記載の隅肉アーク溶接継手の形成方法。
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RU (1) RU2593049C9 (ja)
WO (1) WO2013157557A1 (ja)

Cited By (5)

* Cited by examiner, † Cited by third party
Publication number Priority date Publication date Assignee Title
EP2926939A4 (en) * 2012-11-29 2016-08-03 Nippon Steel & Sumitomo Metal Corp METHOD FOR FORMING ANGLE ARC WELDING JOINT AND ANGLE ARC WELDING JOINT
KR20170045357A (ko) 2014-10-03 2017-04-26 신닛테츠스미킨 카부시키카이샤 용접 구조 부재 및 그 제조 방법
JP2018030143A (ja) * 2016-08-23 2018-03-01 国立大学法人大阪大学 溶接方法、溶接継手の製造方法および溶接継手
US10092982B2 (en) 2015-02-13 2018-10-09 Nippon Steel & Sumitomo Metal Corporation Fillet welded joint and method of production of same
JP2019155386A (ja) * 2018-03-08 2019-09-19 日本製鉄株式会社 溶接構造部材

Families Citing this family (8)

* Cited by examiner, † Cited by third party
Publication number Priority date Publication date Assignee Title
JP6023156B2 (ja) * 2014-11-27 2016-11-09 日新製鋼株式会社 Ｚｎ系めっき鋼板のアーク溶接方法
MX2018002980A (es) 2015-09-14 2018-05-28 Nippon Steel & Sumitomo Metal Corp Metodo de soldadura de filete y junta soldada de filete.
JP6065147B1 (ja) 2015-10-26 2017-01-25 Ｊｆｅスチール株式会社 重ね隅肉アーク溶接継手、プレス成形部品の接合構造
CN106891084A (zh) * 2015-12-21 2017-06-27 中国矿业大学 一种装载机前车架的典型焊缝的自动化焊接工艺
KR101720087B1 (ko) * 2016-06-01 2017-03-28 주식회사 포스코 피로 특성이 우수한 용접이음부 및 이의 제조 방법
CN107363397A (zh) * 2017-08-11 2017-11-21 武汉天琪激光设备制造有限公司 一种用于焊接激光床板的方法
US10845092B2 (en) * 2018-09-19 2020-11-24 Robert B. Dally Panel mounting components
JP7328181B2 (ja) 2020-07-15 2023-08-16 株式会社神戸製鋼所 重ねすみ肉溶接継手及びその製造方法並びに閉断面部材

Citations (9)

* Cited by examiner, † Cited by third party
Publication number Priority date Publication date Assignee Title
JPH06340947A (ja) 1993-06-01 1994-12-13 Kobe Steel Ltd 疲労強度に優れる重ねアーク溶接継手構造物
JPH0819860A (ja) 1994-05-06 1996-01-23 Nippon Steel Corp 構造用鋼回し溶接継手の溶接方法
JPH0939829A (ja) * 1995-07-28 1997-02-10 Toyota Motor Corp 溶接部の応力緩和構造
JPH09253843A (ja) 1996-03-21 1997-09-30 Kawasaki Heavy Ind Ltd 応力緩和溶接ビード構造
JP2000197969A (ja) * 1998-12-25 2000-07-18 Sumitomo Metal Ind Ltd 一体化成形用ブランクおよびその成形方法
JP2002263836A (ja) * 2001-03-07 2002-09-17 Hitachi Constr Mach Co Ltd すみ肉溶接継手のすみ肉ビード整形方法及びすみ肉溶接継手
JP2006075874A (ja) * 2004-09-10 2006-03-23 Nippon Steel Corp 耐脆性き裂伝播性に優れた船舶用溶接構造体の溶接方法および船舶用溶接構造体
JP2008050807A (ja) * 2006-08-23 2008-03-06 Hitachi Constr Mach Co Ltd 溶接構造体
JP2012110943A (ja) * 2010-11-25 2012-06-14 Mitsubishi Heavy Ind Ltd 肉盛溶接装置及び方法

Family Cites Families (13)

* Cited by examiner, † Cited by third party
Publication number Priority date Publication date Assignee Title
US2280150A (en) * 1942-04-21 Heating of metals
US1665360A (en) * 1922-05-13 1928-04-10 Hawley Charles Gilbert Reenforcement for welded seams
US4049186A (en) * 1976-10-20 1977-09-20 General Electric Company Process for reducing stress corrosion in a weld by applying an overlay weld
JPS607578B2 (ja) * 1978-06-30 1985-02-26 新日本製鐵株式会社 厚肉鋼管の造管溶接法
SU1698021A1 (ru) * 1990-01-29 1991-12-15 Ворошиловградский машиностроительный институт Способ уменьшени сварочных напр жений и деформаций
US5233149A (en) * 1991-08-02 1993-08-03 Eaton Corporation Reprocessing weld and method
JP4461587B2 (ja) * 2000-08-07 2010-05-12 Ｊｆｅスチール株式会社 薄鋼板のガスシールドアーク溶接方法
TW574380B (en) * 2000-10-06 2004-02-01 Jfe Steel Corp Submerged-arc welding point with large heat input, method for producing the welding point, steel solder wire used by the method, and solder flux
KR101036076B1 (ko) * 2002-08-07 2011-05-19 이클립스 에어로스페이스, 인크. 폴리머 밀봉제를 갖는 표면에 마찰 교반 용접 등을이용하는 용접 방법 및 용접 구조물
KR100659030B1 (ko) * 2002-09-09 2006-12-21 도쿠리츠교세이호징 붓시쯔 자이료 겐큐키코 저변태온도 용접재료를 사용하는 용접방법
CN101905366A (zh) * 2009-06-05 2010-12-08 南通虹波风电设备有限公司 一种底法兰角焊缝无碳刨焊接方法
CN101920376B (zh) * 2010-07-27 2012-10-24 唐山轨道客车有限责任公司 一种焊接方法
CN101954524B (zh) * 2010-10-21 2012-05-23 蓬莱巨涛海洋工程重工有限公司 超高强钢与异种高强钢的焊接工艺

Patent Citations (9)

* Cited by examiner, † Cited by third party
Publication number Priority date Publication date Assignee Title
JPH06340947A (ja) 1993-06-01 1994-12-13 Kobe Steel Ltd 疲労強度に優れる重ねアーク溶接継手構造物
JPH0819860A (ja) 1994-05-06 1996-01-23 Nippon Steel Corp 構造用鋼回し溶接継手の溶接方法
JPH0939829A (ja) * 1995-07-28 1997-02-10 Toyota Motor Corp 溶接部の応力緩和構造
JPH09253843A (ja) 1996-03-21 1997-09-30 Kawasaki Heavy Ind Ltd 応力緩和溶接ビード構造
JP2000197969A (ja) * 1998-12-25 2000-07-18 Sumitomo Metal Ind Ltd 一体化成形用ブランクおよびその成形方法
JP2002263836A (ja) * 2001-03-07 2002-09-17 Hitachi Constr Mach Co Ltd すみ肉溶接継手のすみ肉ビード整形方法及びすみ肉溶接継手
JP2006075874A (ja) * 2004-09-10 2006-03-23 Nippon Steel Corp 耐脆性き裂伝播性に優れた船舶用溶接構造体の溶接方法および船舶用溶接構造体
JP2008050807A (ja) * 2006-08-23 2008-03-06 Hitachi Constr Mach Co Ltd 溶接構造体
JP2012110943A (ja) * 2010-11-25 2012-06-14 Mitsubishi Heavy Ind Ltd 肉盛溶接装置及び方法

Non-Patent Citations (1)

* Cited by examiner, † Cited by third party
Title
See also references of EP2839918A4

Cited By (7)

* Cited by examiner, † Cited by third party
Publication number Priority date Publication date Assignee Title
EP2926939A4 (en) * 2012-11-29 2016-08-03 Nippon Steel & Sumitomo Metal Corp METHOD FOR FORMING ANGLE ARC WELDING JOINT AND ANGLE ARC WELDING JOINT
US10035208B2 (en) 2012-11-29 2018-07-31 Nippon Steel & Sumitomo Metal Corporation Method of forming fillet arc welded joint and fillet arc welded joint
KR20170045357A (ko) 2014-10-03 2017-04-26 신닛테츠스미킨 카부시키카이샤 용접 구조 부재 및 그 제조 방법
US10688580B2 (en) 2014-10-03 2020-06-23 Nippon Steel Corporation Welded structure member and manufacturing method thereof
US10092982B2 (en) 2015-02-13 2018-10-09 Nippon Steel & Sumitomo Metal Corporation Fillet welded joint and method of production of same
JP2018030143A (ja) * 2016-08-23 2018-03-01 国立大学法人大阪大学 溶接方法、溶接継手の製造方法および溶接継手
JP2019155386A (ja) * 2018-03-08 2019-09-19 日本製鉄株式会社 溶接構造部材

Also Published As

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