【事件の表示】
　特許第６４５３１０９号発明「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」の特許異議申立事件について、次のとおり決定する。
【結　論】
　特許第６４５３１０９号の明細書、特許請求の範囲を訂正請求書に添付された訂正明細書、特許請求の範囲のとおり、訂正後の請求項〔１−５〕、〔６−１０〕について訂正することを認める。
　特許第６４５３１０９号の請求項１−３、６−８に係る特許を維持する。
　特許第６４５３１０９号の請求項４−５、９−１０に係る特許についての特許異議の申立てを却下する。
【理　由】
第１　手続の経緯
　特許第６４５３１０９号の請求項１ないし１０に係る特許（以下、「本件特許」という。）についての出願は、平成２７年２月２６日に出願され、平成３０年１２月２１日にその特許権の設定登録がされ、平成３１年１月１６日に特許掲載公報が発行され、その特許について、令和１年７月１６日に特許異議申立人・豊田敦子（以下、「異議申立人」という。）により特許異議の申立てがされた。
　その後の主な手続きの経緯は、次のとおりである。
令和　１年　９月２０日付け：取消理由通知
令和　１年１１月２５日　　：特許権者による意見書及び訂正請求書の提出
令和　１年１２月２７日　　：異議申立人による意見書の提出
令和　２年　１月２０日付け：取消理由通知（決定の予告）
令和　２年　３月１７日　　：特許権者と当審との面接
令和　２年　３月１９日　　：特許権者と当審とのファクシミリ及び電話に　　　　　　　　　　　　　　よる応対
令和　２年　３月２４日　　：特許権者による意見書及び訂正請求書の提出
令和　２年　４月２７日　　：異議申立人による意見書の提出
　なお、令和１年１１月２５日の訂正は、特許法第１２０条の５第７項の規定により取り下げられたものとみなす。
第２　訂正の適否についての判断
１．一群の請求項１−５に係る訂正
（１）訂正の内容
　本件訂正請求による訂正の内容は、以下のとおりである。
ア　訂正事項１
　特許請求の範囲の請求項１に「ただし、βは」と記載されているのを、「ただし、
ｃＢＭσｕ＝ＷＭσｕは除くとともに、
イ　訂正事項２
　特許請求の範囲の請求項１に「溶接金属」と記載されているのを、「
前記溶接部の溶接後の
ウ　訂正事項３及び４
　特許請求の範囲の請求項４及び５を削除する。
エ　訂正事項５
　明細書の段落【００１３】に「ただし、βは」と記載されているのを、「ただし、
ｃＢＭσｕ＝ＷＭσｕは除くとともに、
オ　訂正事項６
　明細書の段落【００１３】に「溶接金属」と記載されているのを、「
溶接部の溶接後の
カ　訂正事項７及び８
　明細書の段落【００１６】及び【００１７】に記載された事項を削除する。
（２）訂正の目的の適否、新規事項の有無、及び特許請求の範囲の拡張・変更の存否
ア　訂正事項１について
　訂正事項１に係る請求項１についての訂正は、訂正前の請求項１に係る特許発明において、式（２）で「ｃＢＭσｕ」と「ＷＭσｕ」との大小関係について、「≧」とすることで、少なくとも両者が同じ、又は、ｃＢＭσｕがＷＭσｕより大きいことを特定しているのに対し、訂正後の請求項１は、「ｃＢＭσｕ＝ＷＭσｕは除くとともに」を追加することにより、訂正後の請求項１に係る発明における「ｃＢＭσｕ」と「ＷＭσｕ」との大小関係はｃＢＭσｕがＷＭσｕより大きい範囲のみに限定して減縮するものであるから特許請求の範囲の減縮を目的とするものであり、新規事項の追加に該当せず、実質上特許請求の範囲を拡張し、又は変更するものでもない。
イ　訂正事項２について
　訂正事項２に係る請求項１についての訂正は、訂正前の請求項１に係る特許発明において「溶接金属の引張強さをＷＭσｕ（Ｎ／ｍｍ２）」と規定して、当該溶接金属の引張強さが溶接前の溶接金属の引張強さを表すのか、溶接した後の溶接部に存在する溶接金属の引張強さを表すのかが不明瞭であったものを、「
前記溶接部の溶接後の
　また、本件特許に係る出願の願書に添付した明細書には、
「【０１０６】
・・・一方、溶接金属引張強さＷＭσｕ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。」と記載されていることから、「溶接金属の引張強さ」が「溶接部の溶接後の溶接金属」のものであることは明らかであるから、新規事項の追加に該当せず、実質上特許請求の範囲を拡張し、又は変更するものでもない。
ウ　訂正事項３及び４について
　訂正事項３及び４に係る請求項４及び５についての訂正は、請求項を削除するものであるから、特許請求の範囲の減縮を目的としており、新規事項の追加に該当せず、実質上特許請求の範囲を拡張し、又は変更するものでもない。
エ　訂正事項５−８について
　訂正事項５−８に係る明細書の段落【００１３】、【００１６】及び【００１７】についての訂正は、訂正事項１−４に係る特許請求の範囲の訂正に伴って、特許請求の範囲の記載と発明の詳細な説明の記載との整合性を図るために訂正したものであるから、明瞭でない記載の釈明を目的とするものであり、訂正事項１−４と同様に新規事項の追加に該当せず、実質上特許請求の範囲を拡張し、又は変更するものでもない。
（３）小括
　上記のとおり、訂正事項１−８に係る訂正は、特許法第１２０条の５第２項ただし書第１号又は第３号に掲げる事項を目的とするものであり、かつ、同条第９項で準用する同法第１２６条第５項及び第６項の規定に適合する。
　したがって、明細書及び特許請求の範囲を、訂正請求書に添付された訂正明細書及び訂正特許請求の範囲のとおり、訂正後の一群の請求項〔１−５〕について訂正することを認める。
２．一群の請求項６−１０に係る訂正
（１）訂正の内容
　本件訂正請求による訂正の内容は、以下のとおりである。
ア　訂正事項１
　特許請求の範囲の請求項６に「ただし、βは」と記載されているのを、「ただし、
ｃＢＭσｕ＝ＷＭσｕは除くとともに、
イ　訂正事項２
　特許請求の範囲の請求項６に「溶接金属」と記載されているのを、「
前記溶接部の溶接後の
ウ　訂正事項３及び４
　特許請求の範囲の請求項９及び１０を削除する。
エ　訂正事項５
　明細書の段落【００１８】に「ただし、βは」と記載されているのを、「ただし、
ｃＢＭσｕ＝ＷＭσｕは除くとともに、
オ　訂正事項６
　明細書の段落【００１８】に「溶接金属」と記載されているのを、「
溶接部の溶接後の
カ　訂正事項７及び８
　明細書の段落【００２１】及び【００２２】に記載された事項を削除する。
（２）訂正の目的の適否、新規事項の有無、及び特許請求の範囲の拡張・変更の存否
ア　訂正事項１について
　訂正事項１に係る請求項６についての訂正は、訂正前の請求項６に係る特許発明において、式（２）で「ｃＢＭσｕ」と「ＷＭσｕ」との大小関係について、「≧」とすることで、少なくとも両者が同じ、又は、ｃＢＭσｕがＷＭσｕより大きいことを特定しているのに対し、訂正後の請求項６は、「ｃＢＭσｕ＝ＷＭσｕは除くとともに」を追加することにより、訂正後の請求項６に係る発明における「ｃＢＭσｕ」と「ＷＭσｕ」との大小関係はｃＢＭσｕがＷＭσｕより大きい範囲のみに限定して減縮するものであるから特許請求の範囲の減縮を目的とするものであり、新規事項の追加に該当せず、実質上特許請求の範囲を拡張し、又は変更するものでもない。
イ　訂正事項２について
　訂正事項２に係る請求項６についての訂正は、訂正前の請求項６に係る特許発明において「溶接金属の引張強さをＷＭσｕ（Ｎ／ｍｍ２）」と規定して、当該溶接金属の引張強さが溶接前の溶接金属の引張強さを表すのか、溶接した後の溶接部に存在する溶接金属の引張強さを表すのかが不明瞭であったものを、「
前記溶接部の溶接後の
　また、本件特許に係る出願の願書に添付した明細書には、
「【０１０６】
・・・一方、溶接金属引張強さＷＭσｕ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。」と記載されていることから、「溶接金属の引張強さ」が「溶接部の溶接後の溶接金属」のものであることは明らかであるから、新規事項の追加に該当せず、実質上特許請求の範囲を拡張し、又は変更するものでもない。
ウ　訂正事項３及び４について
　訂正事項３及び４に係る請求項９及び１０についての訂正は、請求項を削除するものであるから、特許請求の範囲の減縮を目的としており、新規事項の追加に該当せず、実質上特許請求の範囲を拡張し、又は変更するものでもない。
エ　訂正事項５−８について
　訂正事項５−８に係る明細書の段落【００１８】、【００２１】及び【００２２】についての訂正は、訂正事項１−４に係る特許請求の範囲の訂正に伴って、特許請求の範囲の記載と発明の詳細な説明の記載との整合性を図るために訂正したものであるから、明瞭でない記載の釈明を目的とするものであり、訂正事項１−４と同様に新規事項の追加に該当せず、実質上特許請求の範囲を拡張し、又は変更するものでもない。
（３）小括
　上記のとおり、訂正事項１−８に係る訂正は、特許法第１２０条の５第２項ただし書第１号又は第３号に掲げる事項を目的とするものであり、かつ、同条第９項で準用する同法第１２６条第５項及び第６項の規定に適合する。
　したがって、明細書及び特許請求の範囲を、訂正請求書に添付された訂正明細書及び訂正特許請求の範囲のとおり、訂正後の一群の請求項〔６−１０〕について訂正することを認める。
第３　訂正後の本件発明
　本件訂正請求により訂正された請求項１−１０に係る発明（以下、それぞれ請求項に付された番号に従い、「本件特許発明１」等という。）は、令和２年３月２４日付け訂正請求書に添付された訂正特許請求の範囲の請求項１−１０に記載された次の事項により特定されるとおりのものである。
「【請求項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）、
前記溶接部の溶接後の
　
ただし、
ｃＢＭσｕ＝ＷＭσｕは除くとともに、
　
　
【請求項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。
　
　
　
【請求項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ｆＢＭσｕ（Ｎ／ｍｍ２）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。
　
　
【請求項４】
（削除）
【請求項５】
（削除）
【請求項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）、
前記溶接部の溶接後の
　
ただし、
ｃＢＭσｕ＝ＷＭσｕは除くとともに、
　
　
【請求項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ＷＭσｕ（Ｎ／ｍｍ２）、前記ｃＢＭσｕ（Ｎ／ｍｍ２）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。
　
　
　
【請求項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ｆＢＭσｕ（Ｎ／ｍｍ２）としたとき、さらに下記式（６）により前記ｃＢＭσｕ（Ｎ／ｍｍ２）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。
　
　
【請求項９】
（削除）
【請求項１０】
（削除）
第４　取消理由通知（決定の予告）に記載した取消理由について
１．取消理由の概要
　令和１年１１月２５日付け訂正請求書に添付された訂正特許請求の範囲の請求項１−２、６−７に係る特許に対して、当審が令和２年１月２０日付けで特許権者に通知した取消理由の要旨は、次のとおりである。
　請求項１、２、６、７に係る発明は、甲第１号証に記載された発明であるといえ、特許法第２９条第１項第３号に該当するから、請求項１、２、６、７に係る特許は、特許法第２９条第１項の規定に違反してされたものであり、取り消されるべきものである。
２．甲号証の記載
（１）甲第１号証の記載事項
　甲第１号証（中川　佳、外４名「５５０Ｎ／ｍｍ２級冷間プレス成形角形鋼管の部材性能に関する実験的研究」、日本建築学会大会学術講演梗概集（中国）、２００８年９月、第５４９−５５０頁）には、以下の事項が記載されている。
ア「一般的に構造物のエネルギー吸収能力を向上させるためには，柱崩壊型とならないようにすることが重要であり，高強度柱材はその点で有用である．本研究では，５５０Ｎ／ｍｍ２級冷間プレス成形角形鋼管について，正負交番繰り返し載荷試験を行い，１（＊１）塑性変形性能，２（＊１）破壊モード，３（＊１）「ＮＢＦＷ法」１）の効果を検討する．」（＊１：○の中に数字）（５４９頁左欄第２−７行）
イ「３−１．試験体形状
　図２に試験体，表１に試験体一覧を示す．試験体は中央部に通しダイアフラムを溶接した３点曲げ試験体であり，鋼管断面の径・板厚，載荷方向，ダイアフラム溶接部の仕様がパラメータとなっている．」（５４９頁左欄第１９−２３行）
ウ「３−２．素材試験
　表２に鋼管素材の成分，表３に鋼管素材の機械的性質を示す．本鋼材では冷間加工を受けた鋼管角部においても高い靱性を有している．なお，
鋼管角部のダイアフラム溶接部で，鋼管母材と同等以上の強度を確保するために溶接材料はＹＧＷ２１を使用し
エ「［参考文献］
１）日本建築センター：冷間成形角形鋼管設計・施工マニュアル（改訂版），pp133-134」（５５０頁右欄第１６−１８行）
オ　甲第１号証の表１には、試験体「Ｃ２」及び「Ｃ５」について、鋼管板厚「ｔ」が３２ｍｍであることが開示されている。また、試験体「Ｃ２」及び「Ｃ５」の「ダイアフラム溶接法」が「ＮＢＦＷ」であることが開示されている。
カ　甲第１号証の表３には、試験体「Ｃ２」について、「角部」の引張強さ「ＴＳ」が６５４Ｎ／ｍｍ２、試験体「Ｃ５」について、「角部」の引張強さ「ＴＳ」が６５１Ｎ／ｍｍ２であるとともに、「溶接材料」の引張強さ「ＴＳ」が６４４Ｎ／ｍｍ２であることが開示されている。
キ　甲第１号証の表３の脚注４）には、「溶接材料」の引張強さ「ＴＳ」の測定にはＪＩＳ　Ｚ３１１１　Ａ１号の試験片を用いることが開示されている。
ク　甲第１号証の図２右側には、ＮＢＦＷ法について、溶接部のレ形開先の開先角度が３５°、ルートギャップが７ｍｍであることが開示されている。
（２）甲第１号証の記載事項から認定できる事項
　上記（１）の記載事項から以下の事項が認定できる。
ア　上記（１）オ　より、鋼管板厚「ｔ」は全周において略同じであると認められるから、角部の厚さも３２ｍｍであると認められる。
イ　上記（１）キ　より、ＪＩＳ　Ｚ３１１１　Ａ１号の試験片は、所定の施工方法によって溶接施工された溶接部より採取される、その平行部が純粋な溶接金属からなる丸棒引張試験片であるから、甲第１号証の表３に開示された「溶接材料」の引張強さ「ＴＳ」の値は、「Ｃ１」−「Ｃ５」のいずれかの試験体の溶接部の溶接後の値であると認められる。
ウ　上記（１）カ　より、試験体「Ｃ２」及び「Ｃ５」については、「角部」の引張強さ「ＴＳ」がそれぞれ記載されているが、「溶接材料」の引張強さ「ＴＳ」については６４４Ｎ／ｍｍ２の１つが記載されているのみであり、この値が「Ｃ１」−「Ｃ５」のどの試験体の「溶接材料」の引張強さ「ＴＳ」を表しているのかは明らかではなく、また、後述の４．（２）で詳述するように、試験体「Ｃ１」−「Ｃ５」のすべての「溶接材料」の引張強さ「ＴＳ」が同じ６４４Ｎ／ｍｍ２であるとは考えづらいことから、試験体「Ｃ２」及び「Ｃ５」の「溶接材料」の引張強さ「ＴＳ」は不明であると言わざるを得ない。
（３）引用発明
　以上によれば、甲第１号証は以下の発明（以下「引用発明」という。）を開示していると認められる。
　「通しダイアフラムに角形鋼管を溶接してなる試験体Ｃ２及びＣ５に係る３点曲げ試験体であって、
　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）、前記角形鋼管の角部の引張強さをｃＢＭσｕ（Ｎ／ｍｍ２）、及び前記角形鋼管の角部の厚さをｔ（ｍｍ）としたとき、α＝３５（°）、ｇ＝７（ｍｍ）、ｃＢＭσｕ＝６５４（Ｎ／ｍｍ２）又は６５１（Ｎ／ｍｍ２）、ｔ＝３２（ｍｍ）である試験体Ｃ２及びＣ５に係る３点曲げ試験体。」
３．当審の判断
（１）本件特許発明１について
ア　対比
　本件特許発明１と引用発明とを対比すると、引用発明の「通しダイアフラム」は本件特許発明１の「通しダイヤフラム」に相当し、以下同様に「試験体Ｃ２及びＣ５に係る３点曲げ試験体」は「通しダイヤフラム溶接継手構造体」に相当する。
　また、引用発明が「α＝３５（°）、ｇ＝７（ｍｍ）、ｃＢＭσｕ＝６５４（Ｎ／ｍｍ２）又は６５１（Ｎ／ｍｍ２）、ｔ＝３２（ｍｍ）である」ことと本件特許発明１が「下記式（１）及び式（２）を満たす」
「
ただし、ｃＢＭσｕ＝ＷＭσｕは除くとともに、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。
」ことを対比すると、「各値が所定の関係を満たす」という点に限れば一致する。
　そうすると、本件特許発明１と引用発明とは以下の点で一致するとともに、相違する。
［一致点］
「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）、前記角形鋼管の角部の引張強さをｃＢＭσｕ（Ｎ／ｍｍ２）、及び前記角形鋼管の角部の厚さをｔ（ｍｍ）としたとき、各値が所定の関係を満たす通しダイヤフラム溶接継手構造体。」
［相違点］
　本件特許発明１は、「余盛り高さｅ（ｍｍ）」及び「溶接部の溶接後の溶接金属の引張強さＷＭσｕ（Ｎ／ｍｍ２）」をパラメータとして、「下記式（１）及び式（２）を満た」し、「ただし、ｃＢＭσｕ＝ＷＭσｕは除くとともに、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」のに対し、引用発明は、余盛り高さ及び溶接部の溶接後の溶接金属の引張強さが不明のため、式（１）−（３）を満たす（ただし、ｃＢＭσｕ＝ＷＭσｕは除く）かどうか不明な点。
　
　
　
イ　判断
　上記相違点について検討する。
　上記２．（２）ウで述べたとおり、引用発明において、試験体「Ｃ２」及び「Ｃ５」の「溶接材料」の引張強さ「ＴＳ」は不明であると言わざるを得ないことから、溶接部の溶接後の溶接金属（溶接材料）の引張強さＷＭσｕ（Ｎ／ｍｍ２）と角形鋼管の角部の引張強さｃＢＭσｕ（Ｎ／ｍｍ２）の大小関係を比較することはできず、本件特許発明１の式（２）を満たしているかを確認することはできない。
　そうすると、本件特許発明１は上記式（２）を満たすのに対し、引用発明は上記式（２）を満たしているか不明な点で、両者は少なくとも相違することになる。
ウ　小括
　よって、本件特許発明１は、引用発明であるとはいえない。
（２）本件特許発明６について
　本件特許発明６は、本件特許発明１に対応する製造方法の発明であるところ、本件特許発明１と同様に、「余盛り高さｅ（ｍｍ）」及び「溶接部の溶接後の溶接金属の引張強さＷＭσｕ（Ｎ／ｍｍ２）」をパラメータとして、「下記式（１）及び式（２）を満た」し、「ただし、ｃＢＭσｕ＝ＷＭσｕは除くとともに、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」
という構成を備えるから、引用発明と対比すると、上記（１）アの相違点と同様の相違点が存在する。
　したがって、上記（１）イと同様の理由により、本件特許発明６は、引用発明であるとはいえない。
（３）本件特許発明２及び７について
　本件特許発明２は、本件特許発明１の構成全てを引用した発明であって、本件特許発明１の相違点に係る構成と同一の構成を備えるものである。
　また、本件特許発明７は、本件特許発明６の構成全てを引用した発明であって、本件特許発明６の相違点に係る構成と同一の構成を備えるものである。
　したがって、上記（１）イ及び上記（２）と同様の理由により、本件特許発明２及び７は、引用発明であるとはいえない。
４．異議申立人の意見について
（１）異議申立人の意見の概要
ア　甲第１号証の表３（溶接材料の引張強さ）について
　甲第１号証は、鋼管断面の径・板厚、載荷方向、ダイアフラム溶接部の仕様をパラメータとした試験体の性能を検証したものであるから、これらのパラメータ以外の溶接条件（溶接材料の化学成分組成、溶接施工条件）を同一として、各パラメータが継手構造に与える性能のみを評価していることは明らかである。
　そして、化学成分組成が同一の溶接材料を用いて、鋼管板厚が３２ｍｍと同じ試験体Ｃ２−Ｃ５に対して、予熱なし、入熱３０ｋＪ／ｃｍ以下、パス間温度２５０℃以下の同じ施工条件で溶接を行えば、各試験体における溶接材料は同じ熱履歴を被ることから、表３に示された溶接材料（溶接金属）のＴＳの値「６４４Ｎ／ｍｍ２」は、基準試験体Ｃ２−Ｃ５のいずれにも該当すると解することが、最も自然な解釈である。
　特許権者は、「溶接条件が同じであっても、（溶接部の溶接後の溶接金属における）引張強さには相当のばらつきが生じる」ことを、乙第４−９号証の記載を根拠にして主張しているが、乙第４及び５号証は、試験体Ｃ２及びＣ５について、甲第１号証における溶接材料ＹＧＷ２１の引張強さＴＳが６５０Ｎ／ｍｍ２以下であることを裏付ける、又はその蓋然性が高いことを強く示唆するものであり、乙第６−９号証は、試験体Ｃ２及びＣ５がイーブンマッチング又はオーバーマッチングである（アンダーマッチングでない）ことを何ら示すものではない。
イ　甲第１号証の「鋼管角部のダイヤフラム溶接部で、鋼管母材と同等以上の強度を確保するために溶接材料はＹＧＷ２１を使用し」の記載について
　甲第１号証記載の「鋼管角部のダイアフラム溶接部で，鋼管母材と同等以上の強度を確保する」は、溶接継手の引張強さが、鋼管角部の母材の引張強さと同等以上であることを示している。
　したがって、甲第１号証に記載された試験体Ｃ２及びＣ５において、溶接継手の強度（ＪＩＳ　Ｚ３１３１）が角形鋼管の角部の強度（ＪＩＳ　Ｚ２２０１）より高いという上記記載の条件を満たしつつ、溶接部の溶接後の溶接金属の引張強さ（ＪＩＳ　Ｚ３１１１）が角形鋼管の角部の引張強さ（ＪＩＳ　Ｚ２２４１（２２０１））より小さいというアンダーマッチングの態様であることは、甲第１号証において、何ら矛盾しない。
　また、乙第１０−１４号証の記載から、アンダーマッチングの態様を排除するとはいえない。
ウ　アンダーマッチングの周知性について
　乙第１０−１４号証に示すように、建築分野では、一般的にオーバーマッチング又はイーブンマッチングによる溶接継手が周知である。しかし、参考資料４、５に示すように、鋼材の高強度化に伴って、オーバーマッチング又はイーブンマッチングとなるべく溶接材料を選択しても、意図せずにアンダーマッチングとなることも広く知られており、実際、甲第１号証、及び参考資料６に記載されるように、建築分野において、レ形開先を有するＴ字のアンダーマッチング継手構造も周知の事項である。
（２）異議申立人の意見に対して
ア　甲第１号証の表３（溶接材料の引張強さ）についての意見に対して
　乙第５及び６号証に記載されるとおり、同じ規格の溶接材料であっても、メーカーによりその化学成分が異なることから、溶接材料（溶接金属）の引張強さにばらつきが生じることはよく知られたことである。また、仮に溶接条件が全く同じであったとしても、溶接後の溶接材料（溶接金属）の引張強さは、溶接時の熱影響によりその値は変化しばらつきを有するものである。そうすると、甲第１号証のＣ１−Ｃ５の試験全てにおいて、溶接部の溶接後の溶接金属（溶接材料）の引張強さが下一桁に至るまで値が同じであることは不自然と言わざるを得ない。
　甲第１号証と乙第４号証とで、同じＹＧＷ２１の溶接金属を用いて、同じ入熱、同じパス間温度で溶接していたとしても、上記のとおり、溶接後の溶接材料（溶接金属）の引張強さが同じになるとは限らないことから、乙第４号証において、溶接金属の引張強さが６５０Ｎ／ｍｍ２未満であったとしても、甲第１号証の溶接金属の引張強さも同様に６５０Ｎ／ｍｍ２未満であるという根拠にはならない。
　同様に、甲第１号証と乙第５号証とで、同じＹＧＷ２１の溶接金属を用いて、同じ入熱、同じパス間温度で溶接していたとしても、溶接後の溶接材料（溶接金属）の引張強さが同じになるとは限らないことから、溶接条件を統一しても、ばらつきを完全に押さえることができるとはいえない。また、甲第１号証において、溶接条件を統一してもＣ２−Ｃ５の試験体の溶接金属のＴＳは、同一の６４４Ｎ／ｍｍ２になるとはいえない。
　一方、乙第６−９号証は、溶接条件が同じであっても、（溶接部の溶接後の溶接金属における）引張強さにはばらつきが生じることを示す文献であって、甲第１号証と同じＹＧＷ２１を用いた溶接後の溶接金属の具体的な引張強さについて何も示されていなくても、何ら問題はない。
　以上のとおり、溶接後の溶接材料（溶接金属）の引張強さはばらつきを有するものであり、甲第１号証の表３には「溶接材料」の引張強さが一つしか記載されていないことから、試験体Ｃ２及びＣ５の引張強さが６４４Ｎ／ｍｍ２であるかは不明であり、甲第１号証の表３から、試験体Ｃ２及びＣ５がアンダーマッチングであるということはできない。
イ　甲第１号証の「鋼管角部のダイヤフラム溶接部で、鋼管母材と同等以上の強度を確保するために溶接材料はＹＧＷ２１を使用し」の記載についての意見に対して
　甲第１号証の表３には、試験体Ｃ１−Ｃ５の角部の引張強さの数値と、溶接材料の引張強さの数値が記載されているが、それらの数値の大小を比較することは記載されておらず、甲第１号証の実験的研究において、アンダーマッチングを意図した研究が行われているとはいえない。
　また、上記アで説示するとおり、表３の溶接材料の引張強さの数値が、試験体Ｃ２及びＣ５の溶接部での溶接材料の引張強さかどうかは、不明である。
　そうすると、上記の記載を根拠に、甲第１号証の試験体Ｃ２及びＣ５がアンダーマッチングであることまでは認定できないから、異議申立人の主張は、当審の判断を左右するものではなく、採用できない。
ウ　アンダーマッチングの周知性についての意見に対して
　建築分野を含む溶接技術分野において、アンダーマッチングが周知であったとしても、乙第１０−１４号証に記載されるとおり、一般的にはイーブンマッチング又はオーバーマッチングによる溶接継手も周知であることから、甲第１号証の試験体Ｃ２及びＣ５がアンダーマッチングに限定される根拠にはならない。
第５　取消理由通知において採用しなかった特許異議申立理由について
１．特許法第３６条第６項第１号（サポート要件）について
　本件特許発明の解決しようとする課題は、「アンダーマッチング溶接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」ことであるが、発明の詳細な説明には、本件特許発明の課題を解決する具体例が１例しか記載されていない。
（１）これに対して、本件特許発明１及び６は、式（１）−（３）で特定する以外の特定を有さないから、本件特許発明の課題を解決し得るのか、当業者が認識することのできない発明を含む。
（２）請求項２及び７に記載の式（４）及び式（５）は、引張強さとビッカース硬さの関係を示すだけのものであるから、請求項２及び７に係る発明は、課題を解決し得るのか不明な発明を含む。
（３）請求項３及び８に記載の式（６）は、角形鋼管の角部の引張強さと角形鋼板とする前の引張強さｆＢＭσｕとの関係を示すだけのものであるから、請求項３及び８に係る発明は、課題を解決し得るのか不明な発明を含む。
２．申立理由の検討
　本件特許発明１及び６の式（１）−（３）は、明細書の段落【００５８】−【０１０２】に記載されるように、アンダーマッチング溶接である（式（２）を満たす）場合に、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（式（１）及び（３））を論理的に導いたものである。
　そして、式（１）−（３）を満たして課題を解決する具体例が少なくとも１つ記載されている以上、式（１）−（３）は正しいものと推認できるから、明細書の段落【００５８】−【０１０２】に記載された論理に不備はなく、本件特許発明１及び６はサポートされているといえる。
　本件特許発明２、３、７及び８は、本件特許発明１及び６の式（１）−（３）の条件に加えて、さらに条件を付加したものであるから、本件特許発明１及び６と同様サポートされているといえる。
第６　むすび
　以上のとおりであるから、取消理由通知に記載した取消理由及び特許異議申立書に記載した特許異議申立理由によっては、本件請求項１−３及び６−８に係る特許を取り消すことはできない。また、他に本件請求項１−３及び６−８に係る特許を取り消すべき理由を発見しない。
　請求項４−５、９−１０に係る発明は、上記のとおり、訂正により削除された。これにより、特許異議申立人による特許異議の申立てについて、請求項４−５、９−１０に係る申立ては、申立ての対象が存在しないものとなったため、特許法第１２０条の８第１項で準用する同法第１３５条の規定により却下する。
　よって、結論のとおり決定する。
【異議決定日】
令和２年６月２５日（２０２０．６．２５）
【訂正の要旨】
審決（決定）の【理由】欄参照。
（５４）【発明の名称】
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
　【技術分野】
　【０００１】
　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。
　【背景技術】
　【０００２】
　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／ｍｍ２級の母材に対しては、４９０Ｎ／ｍｍ２級の溶接金属材料を使用し、４９０Ｎ／ｍｍ２級の母材に対しては、４９０Ｎ／ｍｍ２級または５５０Ｎ／ｍｍ２級の溶接金属材料を使用することが多い。
　【０００３】
　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。
　【０００４】
　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／ｍｍ２級の母材の規格の引張強さ上限は６１０Ｎ／ｍｍ２なので、５５０Ｎ／ｍｍ２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。
　【０００５】
　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。
　【０００６】
　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。
　【０００７】
　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。
　【０００８】
　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。
　【先行技術文献】
　【特許文献】
　【０００９】
　【特許文献１】特開２００５−１２５３４８号公報
　【特許文献２】特開２００５−１４４５５２号公報
　【特許文献３】特開２０１３−３９６０５号公報
　【特許文献４】特開２００７−２５４７６７号公報
　【特許文献５】特開２００７−１１９８１１号公報
　【発明の概要】
　【発明が解決しようとする課題】
　【００１０】
　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。
　【００１１】
　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。
　【課題を解決するための手段】
　【００１２】
　以下、本発明について説明する。
　【００１３】
　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）、
溶接部の溶接後の
ただし、
ｃＢＭσｕ＝ＷＭσｕは除くとともに、
　【００１４】
　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。
　【００１５】
　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ｆＢＭσｕ（Ｎ／ｍｍ２）としたとき、さらに下記式（６）が成り立つ。
　【００１６】　
（削除）
　【００１７】　
（削除）
　【００１８】
　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）、
溶接部の溶接後の
ただし、
ｃＢＭσｕ＝ＷＭσｕは除くとともに、
　【００１９】
　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、ＷＭσｕ（Ｎ／ｍｍ２）、ｃＢＭσｕ（Ｎ／ｍｍ２）を下記式（４）、式（５）により求める。
　【００２０】
　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ｆＢＭσｕ（Ｎ／ｍｍ２）としたとき、さらに下記式（６）によりｃＢＭσｕ（Ｎ／ｍｍ２）を求める。
　【００２１】　
（削除）
　【００２２】　
（削除）
　【発明の効果】
　【００２３】
　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。
　【図面の簡単な説明】
　【００２４】
　【図１】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。
　【図２】通しダイヤフラム溶接継手構造体１０の平面図である。
　【図３】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。
　【図４】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。
　【図５】溶接部２０の一部を拡大した図である。
　【図６】鋼管角部１１ａを説明する図である。
　【図７】溶接角部２０ａについて説明する図である。
　【図８】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。
　【図９】ｎ−ｔ−ｗ座標系を表した図である。
　【図１０】溶接部２０をモデル化した図である。
　【図１１】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】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。
　【図１３】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ＷＭσｕ／ｃＢＭσｕをとったグラフである。
　【図１４】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ＷＭσｕ／ｃＢＭσｕをとったグラフである。
　【図１５】溶接金属に関する１つの実験例を説明する図で、横軸にｃＢＭσｕ、縦軸にＷＭσｕをとったグラフである。
　【図１６】ＨＡＺに関する１つの実験例を説明する図で、横軸にｃＢＭσｕ、縦軸にＨＡＺσｕをとったグラフである。
　【図１７】溶接熱影響部（ＨＡＺ）について説明する図である。
　【発明を実施するための形態】
　【００２５】
　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。
　【００２６】
　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。
　【００２７】
　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。
　【００２８】
　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。
　【００２９】
　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。
　【００３０】
　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。
　【００３１】
　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。
　【００３２】
　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ｔ１（ｍｍ）としたとき、冷間プレス成形する角形鋼管では、６≦ｔ１≦９では３．０ｔ１≦ｒ≦４．０ｔ１、１９＜ｔ１では３．１ｔ１≦ｒ≦３．９ｔ１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２．０ｔ１≦ｒ≦３．０ｔ１で管理されている。
　【００３３】
　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。
　【００３４】
　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：ｃＢＭσｕ（Ｎ／ｍｍ２）
　溶接金属の引張強さ：ＷＭσｕ（Ｎ／ｍｍ２）
　【００３５】
　そして本発明では式（１）乃至式（３）が成立する。
　【００３６】
　【数１】
　【００３７】
　【数２】
　【００３８】
　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。
　【００３９】
　【数３】
　【００４０】
　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。
　【００４１】
　ここで、より簡便に鋼管角部１１ａの引張強さｃＢＭσｕ（Ｎ／ｍｍ２）、溶接金属の引張強さＷＭσｕ（Ｎ／ｍｍ２）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。
　【００４２】
　【数４】
　【００４３】
　【数５】
　【００４４】
　式中のＷＭＨｖ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。
　【００４５】
　さらに、鋼管角部１１ａの引張強さｃＢＭσｕ（Ｎ／ｍｍ２）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ｆＢＭσｕ（Ｎ／ｍｍ２）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。
　【００４６】
　【数６】
　【００４７】
　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ｆＢＭσｕ（Ｎ／ｍｍ２）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ｃＢＭσｕ（Ｎ／ｍｍ２）を測定し、ｆＢＭσｕ（Ｎ／ｍｍ２）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。
　【００４８】
　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ｆＢＭσｕ（Ｎ／ｍｍ２）、縦軸に鋼管角部の引張強さｃＢＭσｕ（Ｎ／ｍｍ２）を取った。
　【００４９】
　【表１】
　【００５０】
　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。
　【００５１】
　【数７】
　【００５２】
　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。
　【００５３】
　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ＷＭσｕの代わりにＨＡＺの引張強さＨＡＺσｕ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。
　【００５４】
　【数８】
　【００５５】
　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。
　【００５６】
　ここで、より簡便に鋼管角部の引張強さｃＢＭσｕ（Ｎ／ｍｍ２）、ＨＡＺの引張強さＨＡＺσｕ（Ｎ／ｍｍ２）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。
　【００５７】
　【数９】
　【００５８】
　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。
　【００５９】
　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σｙを、単軸引張試験から得られる引張強さσｕに置き換えた式（１０）の破壊条件が成り立つ。
　【００６０】
　【数１０】
　【００６１】
　ここで、σ１、σ２、σ３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（σｎ、σｔ、σｗ、τｎｔ、τｔｗ、τｗｎ）を用いて式（１１）で表わされる。
　【００６２】
　【数１１】
　【００６３】
　（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。
　【００６４】
　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。
　【００６５】
　＜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ｕ１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、ｕ１・ｓｉｎθ、ｕ１・ｃｏｓθとなる。ｔ軸方向の垂直応力σｔは０とみなされるから、上記式（１１）にσｔ＝０を代入して、破壊条件は式（１２）で表わされる。
　【００６６】
　【数１２】
　【００６７】
　図１１（ａ）に示す破壊機構は、ｗ軸方向のひずみεｗは０、ｔ−ｗ平面内のせん断ひずみγｔｗは０、ｗ−ｎ平面内のせん断ひずみγｗｎ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。
　【００６８】
　【数１３】
　【００６９】
　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。
　【００７０】
　【数１４】
　【００７１】
　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Ｗｉは式（１５）で表される。
　【００７２】
　【数１５】
　【００７３】
　ここで、応力σｎ、τｎｔは破壊条件である式（１４）を満たす。塑性流れの法線則から、ｕ１・ｃｏｓθ、及びｕ１・ｓｉｎθは式（１６）のようになる。
　【００７４】
　【数１６】
　【００７５】
　式（１６）からτｎｔはσｎを用いて式（１７）のように表される。
　【００７６】
　【数１７】
　【００７７】
　式（１４）及び式（１７）から式（１８）のようにσｎ、τｎｔ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。
　【００７８】
　【数１８】
　【００７９】
　【数１９】
　【００８０】
　一方、外力による仕事増分Ｗｅｘ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Ｐａとすると、式（２０）により表される。
　【００８１】
　【数２０】
　【００８２】
　仮想仕事の原理より、式（１９）と式（２０）とが等しいので、Ｐａについて解くと式（２１）が得られる。
　【００８３】
　【数２１】
　【００８４】
　式（２１）を最小とするθは０であるから、母材の引張強さをｃＢＭσｕとすると、Ｐａ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ＰｃＢＭとすると式（２２）で表される。
　【００８５】
　【数２２】
　【００８６】
　＜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ｕ２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、ｕ２・ｓｉｎβ、ｕ２・ｃｏｓβとなる。
　【００８７】
　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σｔは０、ｗ方向のひずみεｗは０、ｔ−ｗ平面内のせん断ひずみγｔｗは０、ｗ−ｎ平面内のせん断ひずみγｗｎは０と仮定すると、破壊条件式は上記式（１４）となる。
　【００８８】
　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Ｗｉは、式（２３）で表わすことができる。
　【００８９】
　【数２３】
　【００９０】
　ここでｌｃｒ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、Ｗｉについて式（２４）を得る。
　【００９１】
　【数２４】
　【００９２】
　ここで、ｌｃｒ（ｍｍ）は式（２５）で表すことができる。
　【００９３】
　【数２５】
　【００９４】
　一方、外力による仕事増分Ｗｅｘ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Ｐｂとすると式（２６）となる。
　【００９５】
　【数２６】
　【００９６】
　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ＷＭσｕとすると、Ｐｂ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ＰＷＭと置くと角度βを用いて式（２７）で表される。
　【００９７】
　【数２７】
　【００９８】
　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、ＰＷＭを最小とするβのとき、ＰＷＭ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。
　【００９９】
　【数２８】
　【０１００】
　＜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、ＰｃＢＭ≦ＰＷＭとすることにより、式（１）を得る。
　【０１０１】
　【数２９】
　【０１０２】
　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。
　【０１０３】
　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。
　【０１０４】
　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（＝ＷＭσｕ／ｃＢＭσｕ）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。
　【０１０５】
　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（＝ＷＭσｕ／ｃＢＭσｕ）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。
　【０１０６】
　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ｃＢＭσｕを表し、溶接金属については、その規格、及び引張強さＷＭσｕを表した。また、表２には母材の引張強さ（ｃＢＭσｕ）に対する溶接金属の引張強さ（ＷＭσｕ）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ｃＢＭσｕ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ＷＭσｕ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。
　【０１０７】
　【表２】
　【０１０８】
　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ｃＢＭσｕ（Ｎ／ｍｍ２）、縦軸に溶接金属引張強さＷＭσｕ（Ｎ／ｍｍ２）を取っている。図１５に示した実線による線５０は、ｃＢＭσｕ（Ｎ／ｍｍ２）＝ＷＭσｕ（Ｎ／ｍｍ２）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。
　【０１０９】
　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ｃＢＭσｕを表し、ＨＡＺについてはＨＡＺ引張強さＨＡＺσｕを表した。ｃＢＭσｕ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。ＨＡＺσｕ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（ｃＢＭσｕ）に対するＨＡＺの引張強さ（ＨＡＺσｕ）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。
　【０１１０】
　【表３】
　【０１１１】
　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ｃＢＭσｕ（Ｎ／ｍｍ２）、縦軸にＨＡＺσｕ（Ｎ／ｍｍ２）を取っている。図１６に示した実線による線５２は、ｃＢＭσｕ（Ｎ／ｍｍ２）＝ＨＡＺσｕ（Ｎ／ｍｍ２）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。
　【０１１２】
　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。
　【０１１３】
　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。
　【符号の説明】
　【０１１４】
　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
（５７）【特許請求の範囲】
　【請求項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）、
前記溶接部の溶接後の
ただし、
ｃＢＭσｕ＝ＷＭσｕは除くとともに、
　【請求項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。
　【請求項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ｆＢＭσｕ（Ｎ／ｍｍ２）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。
　【請求項４】　
（削除）
　【請求項５】　
（削除）
　【請求項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）、
前記溶接部の溶接後の
ただし、
ｃＢＭσｕ＝ＷＭσｕは除くとともに、
　【請求項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ＷＭσｕ（Ｎ／ｍｍ２）、前記ｃＢＭσｕ（Ｎ／ｍｍ２）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。
　【請求項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ｆＢＭσｕ（Ｎ／ｍｍ２）としたとき、さらに下記式（６）により前記ｃＢＭσｕ（Ｎ／ｍｍ２）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。
　【請求項９】　
（削除）
　【請求項１０】　
（削除）