(57)【特許請求の範囲】
【請求項１】
通しダイヤフラムに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、
部分溶け込み溶接部のレ形開先の開先角度をα（°）、前記レ形開先が設けられた前記鋼管の板厚をｔ（ｍｍ）、溶接金属のうち前記鋼管の表面から最深部までの距離をｔ’（ｍｍ）、余盛り高さをｅ（ｍｍ）、溶接金属の引張強さをＷＭσｕ（Ｎ／ｍｍ２）、及び前記鋼管の引張強さをＢＭσｕ（Ｎ／ｍｍ２）としたとき、
0006561813.tif 000051
かつ、
0006561813.tif 000052
である、通しダイヤフラム溶接継手鋼管柱。
ただし、前記βは、０以上であって下記式を満たすβ’又は前記αの値のうち小さい方の値とする。
0006561813.tif 000053
【請求項２】
溶接熱影響部の引張強さをＨＡＺσｕ（Ｎ／ｍｍ２）としたとき、
0006561813.tif 000054
を満たす請求項１に記載の通しダイヤフラム溶接継手鋼管柱。
【請求項３】
前記鋼管が冷間成形角形鋼管であり、該冷間成形角形鋼管の角部の引張強さをｃＢＭσｕ（Ｎ／ｍｍ２）、冷間成形加工前の母材の引張強さをｆＢＭσｕ（Ｎ／ｍｍ２）としたとき、
0006561813.tif 000055
及び、
0006561813.tif 000056
が成立する請求項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】
通しダイヤフラムに鋼管を部分溶け込み溶接で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、
部分溶け込み溶接部のレ形開先の開先角度をα（°）、前記レ形開先が設けられた前記鋼管の板厚をｔ（ｍｍ）、溶接金属のうち前記鋼管の表面から最深部までの距離をｔ’（ｍｍ）、余盛り高さをｅ（ｍｍ）、溶接金属の引張強さをＷＭσｕ（Ｎ／ｍｍ２）、及び前記鋼管の引張強さをＢＭσｕ（Ｎ／ｍｍ２）としたとき、
0006561813.tif 000057
かつ、
0006561813.tif 000058
を満たすように溶接前の開先深さを決めて溶接をおこなう、通しダイヤフラム溶接継手鋼管柱の製造方法。
ただし、前記βは、０以上であって下記式を満たすβ’又は前記αの値のうち小さい方の値とする。
0006561813.tif 000059
【請求項５】
溶接熱影響部の引張強さをＨＡＺσｕ（Ｎ／ｍｍ２）としたとき、
0006561813.tif 000060
をさらに満たすように溶接を行う、請求項４に記載の通しダイヤフラム溶接継手鋼管柱の製造方法。
【請求項６】
前記鋼管が冷間成形角形鋼管であり、該冷間成形角形鋼管の角部の引張強さをｃＢＭσｕ（Ｎ／ｍｍ２）、冷間成形加工前の母材の引張強さをｆＢＭσｕ（Ｎ／ｍｍ２）としたとき、
0006561813.tif 000061
及び、
0006561813.tif 000062
がさらに成立するように溶接を行う、請求項４又は５に記載の通しダイヤフラム溶接継手構造体の製造方法。
【発明の詳細な説明】
【技術分野】
【０００１】
本発明は、溶接継手を具備する溶接継手鋼管柱、及びその製造方法に関し、特にレ形開先（ｓｉｎｇｌｅ  ｂｅｖｅｌ  ｇｒｏｏｖｅ  ｗｅｌｄ）の部分溶け込み溶接による通しダイヤフラム溶接継手鋼管柱、及びその製造方法に関する。
【背景技術】
【０００２】
鋼管の小口（端面）とダイヤフラムの面とを付き合わせるようにして全周に亘ってＴ字形継手で溶接して通しダイヤフラム溶接継手鋼管柱とする。このような鋼管柱では、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鋼管側から先に発生するように構成する必要がある。
【０００３】
通しダイヤフラム溶接継手鋼管柱では、通常、レ形開先完全溶け込み溶接を行う。しかしながら、レ形開先完全溶け込み溶接は、組立工程において裏当金の取り付けとルートギャップ（鋼管の端面とダイヤフラムの面との間隙の大きさ）の管理が必要であり、当該鋼管柱の製造を煩雑にする。
【０００４】
これに対して、部分溶け込み溶接を用いることができれば、裏当金の取り付けやルートギャップの管理が不要となり利便性が高い。しかしながら、部分溶け込み溶接を用いると、ルート側の少なくとも一部に未溶着部が形成される。そのため、従来の継手強度評価によると全強溶接継手（すなわち通しダイヤフラム溶接継手鋼管柱ための溶接継手）として用いることができなかった。
【０００５】
特許文献１には、開先溶接継手において、母材の下端部にリップを形成してなることを特徴とした技術が開示されている。これによれば、開先のルート部にリップ状の突出部を設けることで、裏当金によるルートギャップ管理が省略できる。また、開先を狭くすることで従来の完全溶け込み溶接に比べて溶接量が削減できる。
【０００６】
また、特許文献２には完全溶け込み溶接において、アンダーマッチング（溶接金属材料の引張強さが母材の引張強さを下回ること）であっても溶接金属部での破壊を防止し、母材で破壊させることで粘り強い溶接継手を得る技術が開示されている。
【先行技術文献】
【特許文献】
【０００７】
【特許文献１】特開平９−１７４２３８号公報
【特許文献２】特開２０１５−９１５９９号公報
【発明の概要】
【発明が解決しようとする課題】
【０００８】
ところが、特許文献１に記載の発明は内面側の溶接が必須であり、鋼管柱の通しダイヤフラム溶接継手のように閉鎖断面に板で蓋をする場合には内面側に溶接トーチがアクセスできないため、適用できない。
また、特許文献２に記載の発明は完全溶け込み溶接に限定されており、部分溶け込み溶接継手に適用することはできない。
【０００９】
そこで、本発明は、レ形開先溶接継手に部分溶け込み溶接を用いた場合でも、母材よりも先に溶接金属の破壊を生じさせない通しダイヤフラム溶接継手鋼管柱を提供することを課題とする。また、当該通しダイヤフラム溶接継手鋼管柱の製造方法を提供する。
【課題を解決するための手段】
【００１０】
以下、本発明について説明する。
【００１１】
請求項１に記載の発明は、通しダイヤフラムに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、部分溶け込み溶接部のレ形開先の開先角度をα（°）、レ形開先が設けられた鋼管の板厚をｔ（ｍｍ）、溶接金属のうち鋼管の表面から最深部までの距離をｔ’（ｍｍ）、余盛り高さをｅ（ｍｍ）、溶接金属の引張強さをＷＭσｕ（Ｎ／ｍｍ２）、及び鋼管の引張強さをＢＭσｕ（Ｎ／ｍｍ２）としたとき、
0006561813.tif 000002
かつ、
0006561813.tif 000003
である、通しダイヤフラム溶接継手鋼管柱である。ただし、βは、０以上であって下記式を満たすβ’又は前記αの値のうち小さい方の値とする。
0006561813.tif 000004
【００１２】
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鋼管柱において、溶接熱影響部の引張強さをＨＡＺσｕ（Ｎ／ｍｍ２）としたとき、
0006561813.tif 000005
を満たす。
【００１３】
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、鋼管が冷間成形角形鋼管であり、該冷間成形角形鋼管の角部の引張強さをｃＢＭσｕ（Ｎ／ｍｍ２）、冷間成形加工前の母材の引張強さをｆＢＭσｕ（Ｎ／ｍｍ２）としたとき、
0006561813.tif 000006
及び、
0006561813.tif 000007
が成立する。
【００１４】
請求項４に記載の発明は、通しダイヤフラムに鋼管を部分溶け込み溶接で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、部分溶け込み溶接部のレ形開先の開先角度をα（°）、レ形開先が設けられた鋼管の板厚をｔ（ｍｍ）、溶接金属のうち鋼管の表面から最深部までの距離をｔ’（ｍｍ）、余盛り高さをｅ（ｍｍ）、溶接金属の引張強さをＷＭσｕ（Ｎ／ｍｍ２）、及び鋼管の引張強さをＢＭσｕ（Ｎ／ｍｍ２）としたとき、
0006561813.tif 000008
かつ、
0006561813.tif 000009
を満たすように溶接前の開先深さを決めて溶接をおこなう、通しダイヤフラム溶接継手鋼管柱の製造方法である。ただし、前記βは、０以上であって下記式を満たすβ’又は前記αの値のうち小さい方の値とする。
0006561813.tif 000010
【００１５】
請求項５に記載の発明は、請求項４に記載の通しダイヤフラム溶接継手鋼管柱の製造方法において、溶接熱影響部の引張強さをＨＡＺσｕ（Ｎ／ｍｍ２）としたとき、
0006561813.tif 000011
をさらに満たすように溶接を行う。
【００１６】
請求項６に記載の発明は、請求項４又は５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、鋼管が冷間成形角形鋼管であり、該冷間成形角形鋼管の角部の引張強さをｃＢＭσｕ（Ｎ／ｍｍ２）、冷間成形加工前の母材の引張強さをｆＢＭσｕ（Ｎ／ｍｍ２）としたとき、
0006561813.tif 000012
及び、
0006561813.tif 000013
がさらに成立するように溶接を行う。
【発明の効果】
【００１７】
本発明によれば、レ形開先溶接継手に部分溶け込み溶接を用いた場合でも、母材よりも先に溶接金属の破壊を生じさせない通しダイヤフラム溶接継手鋼管柱を提供することができる。
【図面の簡単な説明】
【００１８】
【図１】図１は通しダイヤフラム溶接継手構造体１０の外観斜視図である。
【図２】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３】溶接部２０の一部を拡大した図である。
【図４】溶接部２０について説明する図である。
【図５】ｎ−ｔ−ｗ座標系を表した図である。
【図６】図６（ａ）は溶接部２０をモデル化した図で未溶け込み部がない例、図６（ｂ）は溶接部２０をモデル化した図で未溶け込み部がある例である。
【図７】図７（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７（ｂ）はそのｎ−ｔ−ｗ直交座標系による表示である。
【図８】開先に沿った破壊に用いるモデルを説明する図で、２次元の座標系である。
【図９】溶接金属の破壊に用いるモデルを説明する図で２次元の座標系である。
【図１０】開先角度と溶け込み深さ比下限値との関係を表した図である。
【図１１】溶け込み深さとマッチング下限値との関係を表した図である。
【図１２】鋼管角部を説明する図である。
【図１３】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１４】解析モデルを説明する図である。
【発明を実施するための形態】
【００１９】
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。
【００２０】
図１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鋼管柱１０の外観を模式的に表した斜視図である。図２は図１にＩＩ−ＩＩで示した線に沿って切断した（すなわち、通しダイヤフラム溶接継手鋼管柱の長手方向に沿った方向に切断した１つの）断面図である。また、図３は図２にＩＩＩで示した部位、すなわち溶接部２０に注目して拡大した断面図である。
【００２１】
図１〜図３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鋼管柱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継手鋼管柱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。
【００２２】
通しダイヤフラム溶接継手鋼管柱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３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。
【００２３】
図１〜図３よりわかるように、本形態の通しダイヤフラム溶接継手鋼管柱１０の溶接継手では、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。本発明では、溶接部２０は部分溶け込み溶接により形成され、溶接部２０とは反対側には裏当て金は配置されていない。以下、溶接部２０についてさらに詳しく説明する。
【００２４】
この図からわかるように、角形鋼管１１である母材は、その端面の一部はダイヤフラム１４の一方の面に対して傾斜しており、部分的なレ形開先が形成されている。また他の一部はダイヤフラム１４の一方の面に対して重なるように形成されている。そしてダイヤフラム１４と角形鋼管１１の部分的なレ形開先に溶接金属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。図４に模式的な図を表した。
【００２５】
鋼管厚さ：ｔ（ｍｍ）
余盛り高さ：ｅ（ｍｍ）
鋼管表面から未溶接部までの厚さ（溶接部厚さ）：ｔ’（ｍｍ）
開先角度：α（°）（０°≦α＜９０°）
鋼管の引張強さ：ＢＭσｕ（Ｎ／ｍｍ２）
溶接金属の引張強さ：ＷＭσｕ（Ｎ／ｍｍ２）
【００２６】
そして本発明では、式（１）、及び式（２）が成立する。
【００２７】
【数１】
0006561813.tif 000014
【００２８】
【数２】
0006561813.tif 000015
【００２９】
ここで、式（２）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（３）を満たすβ’、及びαのうち小さい方の値をとる。
【００３０】
【数３】
0006561813.tif 000016
【００３１】
式（１）〜式（３）は、後でその導出について説明するが、鋼管の部分溶け込み溶接の溶接部において溶接金属で破壊することなく母材（鋼管）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鋼管柱１０において、溶接部に部分溶け込み溶接を用いた場合であっても、溶接金属で破壊されることに先んじて、母材（鋼管）から破壊を生じさせることができる。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して、通しダイヤフラム溶接継手鋼管柱において、部分溶け込み溶接を適用することができ、裏当て金を用いる必要やルートギャップの調整が不要となる。またこの条件を満たすことにより、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。
【００３２】
ここで、より簡便に鋼管１１の引張強さＢＭσｕ（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。
【００３３】
【数４】
0006561813.tif 000017
【００３４】
【数５】
0006561813.tif 000018
【００３５】
式中のＷＭＨｖは溶接金属２１のビッカース硬さ（Ｈｖ）であり、ＢＭＨｖは鋼管のビッカース硬さ（Ｈｖ）である。またビッカース硬さの測定は、鋼管１１ａ、溶接部２０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。
【００３６】
次に、式（１）〜式（３）の根拠について説明する。すなわち、部分溶け込み溶接を用いた通しダイヤフラム溶接継手鋼管柱において、部分溶け込み溶接の溶接金属で破壊することなく、母材である鋼管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。
【００３７】
ここでは、以下の（ｉ）〜（ｖ）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。
【００３８】
【数１０】
0006561813.tif 000019
【００３９】
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５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。
【００４０】
【数１１】
0006561813.tif 000020
【００４１】
（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６（ａ）、図６（ｂ）に示した溶接部のように、溶接部はレ形開先とし、開先を設ける側の母材板厚をｔ（ｍｍ）、溶接金属のうち母材の表面から最深部までの距離（溶け込み深さ）ｔ’（ｍｍ）、開先角度α（°）、余盛り高さはｅ（ｍｍ）とする。なお、図６（ａ）は、未溶着部がルートフェイス（母材が他方の材料に付き当てられた面）のみからなる例、図６（ｂ）は、未溶着部が未溶け込み部（開先のうち溶接金属が溶け込まなかった部位。通常は間隙）及びルートフェイスからなる例である。何れの場合でも未溶着部はｔ−ｔ’で算出できる。
（ｖ）溶接金属及び母材はいずれもそれぞれの領域内で強度は均一であるとする。
【００４２】
次に、母材の破壊、母材のうち開先に沿った部位での破壊、及び溶接金属での破壊の３つの破壊について、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。
【００４３】
＜母材全厚の破壊耐力＞
図７に母材全厚の破壊に用いるモデルを示した。もととなる形状はここでは図６（ａ）である。ただし図６（ｂ）の例も同じである。図７（ａ）は２次元の座標系、図７（ｂ）はｎ−ｔ−ｗ直交座標系による表示である。
図７（ａ）に示したように、破壊位置の運動的許容状態における荷重作用方向の変位速度を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７（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）の速度成分はそれぞれ、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、母材の引張強さをＢＭσｕとすれば、破壊条件は式（１２）で表わされる。
【００４４】
【数１２】
0006561813.tif 000021
【００４５】
図７（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。
【００４６】
【数１３】
0006561813.tif 000022
【００４７】
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。
【００４８】
【数１４】
0006561813.tif 000023
【００４９】
ここで図７（ｂ）に示した単位長さ（＝１）あたりの図７（ａ）における応力仕事増分Ｗｉ1は式（１５）で表される。
【００５０】
【数１５】
0006561813.tif 000024
【００５１】
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。
【００５２】
【数１６】
0006561813.tif 000025
【００５３】
式（１６）からτｎｔはσｎを用いて式（１７）のように表される。
【００５４】
【数１７】
0006561813.tif 000026
【００５５】
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。
【００５６】
【数１８】
0006561813.tif 000027
【００５７】
【数１９】
0006561813.tif 000028
【００５８】
一方、外力による仕事増分Ｗｅｘ１は、溶接線方向（ｗ方向）を単位長さとした場合の母材全厚の破壊耐力をＰＢＭ１とすると、式（２０）により表される。
【００５９】
【数２０】
0006561813.tif 000029
【００６０】
仮想仕事の原理より、式（１９）と式（２０）とが等しいので、ＰＢＭ１について解くと式（２１）が得られる。
【００６１】
【数２１】
0006561813.tif 000030
【００６２】
式（２１）を最小とするθは０であるから、破壊機構図７（ａ）、図７（ｂ）に関する破壊耐力はｔ、ＢＭσｕを用いて式（２２）で表される。
【００６３】
【数２２】
0006561813.tif 000031
【００６４】
＜母材の開先に沿った破壊耐力＞
図８に母材のうち開先に沿った破壊に用いるモデルを示した。これは図７（ａ）に相当する図である。これにより破壊耐力を算出する。荷重作用方向の変位速度をｕ２とし、破壊機構の生ずる角度は開先角度αに一致するので、破壊機構に沿う方向および直交方向の応力成分はそれぞれ、ｕ２・ｓｉｎα、ｕ２・ｃｏｓαとなる。上記した例に倣って破壊機構に対し、直交座標系ｎ−ｔ−ｗを、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とる。上記母材全厚の破壊と同様、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、破壊条件式は母材の引張強さをＢＭσｕとすると、式（１４）となる。溶接線方向の単位長さあたりの、図８における応力仕事増分Ｗｉ２は、次式（２３）で表される。
【００６５】
【数２３】
0006561813.tif 000032
【００６６】
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、σｎ、τｎｔは上記母材全厚の破壊の場合と同様に考えられ、式（１８）式のθをαに置き換えた式で表せるので、式（２３）に代入すると、応力仕事増分は下式（２４）となる。
【００６７】
【数２４】
0006561813.tif 000033
【００６８】
ここで、ｌｃｒ２は下式（２５）で表わされる。
【００６９】
【数２５】
0006561813.tif 000034
【００７０】
一方、外力による仕事増分Ｗｅｘ２は、溶接継手の溶接線方向単位長さあたりの母材の開先に沿う破壊耐力をＰＢＭ２とすると、下式（２６）となる。
【００７１】
【数２６】
0006561813.tif 000035
【００７２】
仮想仕事の原理より、式（２４）と式（２６）とが等しいとおき、式（２５）を代入するとＰＢＭ２はｔ’、α、ＢＭσｕを用いて下式（２７）で表わされる。
【００７３】
【数２７】
0006561813.tif 000036
【００７４】
＜溶接金属の破壊耐力＞
溶接金属の破壊に用いるモデルを図９に示した。図９は図７（ａ）に相当する図である。
荷重作用方向の塑性変形増分をｕ３とし、破壊機構が生じる角度をβ（０≦β≦α）とする。図７（ｂ）の例に倣って破壊機構に対し、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、上記した母材全厚の破壊の場合と同様に、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、破壊条件式は式（１４）の母材引張強さを溶接部の引張強さＷＭσｕに置き換え、式（２８）となる。
【００７５】
【数２８】
0006561813.tif 000037
【００７６】
溶接線方向の単位長さあたりの、破壊機構図９における応力仕事増分Ｗｉ３は、次式（２９）で表わせる。
【００７７】
【数２９】
0006561813.tif 000038
【００７８】
ここで、応力σｎ、τｎｔは破壊条件である式（２８）を満たす。塑性流れの法線則から、σｎ、τｎｔは式１８のθをβに置き換えた式で表せるので、式（２９）に代入すると、応力仕事増分は下式（３０）となる。
【００７９】
【数３０】
0006561813.tif 000039
【００８０】
ここで、ｌｃｒ３は下式（３１）で表わされる。
【００８１】
【数３１】
0006561813.tif 000040
【００８２】
一方、外力による仕事増分Ｗｅｘ３は、溶接継手の溶接線方向単位長さあたりの溶接金属の耐力をＰＷＭとすると、下式（３２）となる。
【００８３】
【数３２】
0006561813.tif 000041
【００８４】
仮想仕事の原理より、式（３０）と式（３２）とを等しいとおき、式（３１）を代入するとＰＷＭはｔ’、α、ｅ、β、ＷＭσｕを用いて下式（３３）で表わされる。
【００８５】
【数３３】
0006561813.tif 000042
【００８６】
式（３３）が最小となるときが破壊機構図９に対応する溶接金属の破壊耐力であり、式（３３）をβで偏微分して∂ＰＷＭ／∂β＝０とおき、βについて解くと下式（３４）となる。下式（３４）を満たすβの時ＰＷＭの真の値が求まる。
【００８７】
【数３４】
0006561813.tif 000043
【００８８】
＜母材開先沿い及び溶接金属部で破壊しないための条件＞
母材開先沿いの破壊より先に母材全厚部が破壊するための母材の開先側表面から溶接金属ルート部までの深さｔ’（必要溶け込み深さ）は、式（２２）、式（２７）からＰＢＭ１＜ＰＢＭ２として解くと、上記式（１）を得る。
一方、溶接部に先行して母材が破壊するための溶接金属の条件は、式（２２）、式（３３）からＰＢＭ１＜ＰＷＭとして解くと、上記式（３）を得る。
【００８９】
図１０に、母材全厚部の破断が先行するための、開先角度αに対する必要溶け込み深さの比（式（１）の左辺=右辺となる時のｔ’／ｔ）を示した。実線は図７、図８に示す破壊機構の境界を示し、この線より上の領域（開区間）の溶け込み深さであれば母材全厚部の破壊、この線より下の領域であれば母材の開先に沿った破壊となることを表わしている。図１０から、開先角度αが３５度の場合、母材板厚に対し溶け込み深さが約９４％以上あれば母材全厚部の破壊となる、すなわち母材の開先に沿った破断は起こらないといえる。また、狭開先化する程、母材全厚部の破壊を実現するためにはより大きい溶け込み深さが必要となることがわかる。
【００９０】
図１１に、母材全厚部の破断が先行するための、溶け込み深さの比ｔ’／ｔに対する溶接金属強度と母材の強度比（ＷＭσｕ／ＢＭσｕ）の下限値（式（２）の左辺=右辺となる時）を示した。実線は、母材板厚ｔを３２ｍｍ、開先角度αを３５°とした例である。図１１から、開先角度を大きくとるほど、溶け込み深さが小さくても良く、溶け込み深さを大きくするほど溶接金属強度のマッチング下限値は緩和される傾向がわかる。
【００９１】
以上に加えて、ＨＡＺ（熱影響部）に沿う破壊を想定してもよい。この場合、式（２）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を用いる。その際には、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（３５）が成立する。
【００９２】
【数３５】
0006561813.tif 000044
【００９３】
この式（３５）を満たすことにより、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。
【００９４】
ここで、より簡便にＨＡＺの引張強さＨＡＺσｕ（Ｎ／ｍｍ２）を得る手段として、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（３６）を演算すればよい。
【００９５】
【数３６】
0006561813.tif 000045
【００９６】
さらに、鋼管及びサイコロが角形鋼管の場合、その角部において他の部位に比べて強度が高く、その一方のこの角部から破壊が生じることも多いことから、当該角部について別途検討してもよい。ただし、考え方は上記と同様であり、鋼管角部の引張強さをｃＢＭσｕとして、式（３）を下式（３７）に置き換えればよい。
【００９７】
【数３７】
0006561813.tif 000046
【００９８】
ここで鋼管の「角部」は次のように考える。図１２に説明のための図を示した。図１２は、通しダイヤフラム溶接継手鋼管柱１０を図１（ａ）に矢印ＸＩＩで示した方向からみた図のうち、角形鋼管１１の一つの角部に注目して表した図である。
【００９９】
図１２からわかるように、角形鋼管１１は断面形状が正方形であるが、実際には当該正方形の四隅ではいわゆるフィレット（Ｒ（アール）ともいう。）が形成されており、円弧状となっている。
ここで、図１２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（鋼管角部）とする。鋼管角部の曲率半径は特に限定されることはないが、鋼管角部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。
【０１００】
さらに、鋼管角部１１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（３８）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。
【０１０１】
【数３８】
0006561813.tif 000047
【０１０２】
この式（３８）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１３に結果のグラフを示した。
【０１０３】
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１３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。
【０１０４】
【表１】
0006561813.tif 000048
【０１０５】
図１３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（３９）を得る。これに対して構造物としての安全側を考慮し、式（３９）と各測定値との誤差の標準偏差σを考慮して式（３９）に対して２σを加算し、これを式（３８）とした。
【０１０６】
【数３９】
0006561813.tif 000049
【０１０７】
また、通しダイヤフラム溶接継手鋼管柱を製造するに際しては、上記した関係を満たすようにして通しダイヤフラム溶接継手鋼管柱を製造すればよい。ただし、その際には、式（１）及び式（２）における角形鋼管表面から未溶接部までの厚さ（溶接部厚さ）であるｔ’（ｍｍ）が溶接後に得られるように、開先深さｔ’０を予め設定しておく。
【０１０８】
以上の例では、鋼管として角形鋼管を適用したが、鋼管は丸形鋼管であってもよい。丸形鋼管であっても同様に考えることができる。また、上記した事項は、鋼材の材質（強度レベル）に関係なく同じように考えることができる。すなわち、鋼管柱用の材料として通常用いられる、４９０Ｎ／ｍｍ２級鋼材〜５９０Ｎ／ｍｍ２級鋼材のいずれの鋼材についても同様に考えればよい。
【実施例】
【０１０９】
実施例では、３点曲げ試験を想定して数値解析により解析をおこなった。図１４に解析モデルを表した。幾何学的な対称性を考慮して試験体全体の１／４をモデル化した。また、表２には鋼管及び溶接部の形態を表した。本解析では、材料特性として４９０Ｎ／ｍｍ２級のＴＭＣＰ（Ｔｈｅｒｍｏ−Ｍｅｃｈａｎｉｃａｌ  Ｃｏｎｔｒｏｌ  Ｐｒｏｃｅｓｓ）鋼を用いた冷間成形角形鋼管（断面サイズ□４５０ｍｍ角、板厚ｔ＝３２ｍｍ）から採取した母材平坦部及び角部の全厚引張試験、溶接金属の丸棒引張試験結果を用いた。通しダイヤフラム溶接部の形態は、Ｎｏ．１では完全溶け込み溶接とし、開先角度αは３５°、ルートギャップｇは７ｍｍ、余盛り高さｅは８ｍｍ（１／４ｔ）とした。Ｎｏ．２〜Ｎｏ．５は、部分溶け込み溶接とし、従って、ルートギャップｇは０ｍｍとなる。溶け込み深さｔ’を４種類準備し、Ｎｏ．２は３２ｍｍ、Ｎｏ．３は３１ｍｍ、Ｎｏ．４は２８ｍｍ、Ｎｏ．５は２５ｍｍである。式（１）、式（２）から、これらを満たすために最小限必要な溶け込み深さは３０．２ｍｍであり、Ｎｏ．２及びＮｏ．３は式（１）、式（２）を満たすが、Ｎｏ．４及びＮｏ．５はこれを満たさない。
【０１１０】
【表２】
0006561813.tif 000050
【０１１１】
以上の解析の結果、式（１）、式（２）を満たさないＮｏ．４、及びＮｏ．５において、溶接金属に相当応力と相当歪が集中する場合があり、他の条件ではこれが発生しなかった。
【符号の説明】
【０１１２】
１０  通しダイヤフラム溶接継手構造体
１１  鋼管
１２  サイコロ
１３  梁
１４  ダイヤフラム
２０  溶接部
２１  溶接金属
【図１】
0006561813.tif 000063
【図２】
0006561813.tif 000064
【図３】
0006561813.tif 000065
【図４】
0006561813.tif 000066
【図５】
0006561813.tif 000067
【図６】
0006561813.tif 000068
【図７】
0006561813.tif 000069
【図８】
0006561813.tif 000070
【図９】
0006561813.tif 000071
【図１０】
0006561813.tif 000072
【図１１】
0006561813.tif 000073
【図１２】
0006561813.tif 000074
【図１３】
0006561813.tif 000075
【図１４】
0006561813.tif 000076