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日本建築学会大会学術講演梗概集（九州） 2016 年 8 月

25 度狭開先ロボット溶接を適用した柱端接合部の性能評価－その 5

実験結果との対応および考察－
正会員 ○ 本宮 弘大 ＊ 1
＊3

狭開先溶接

冷間成形角形鋼管 ロボット溶接

同

中野 達也

溶接止端NBFW 法同服部 和徳 ＊ 5

有限要素解析

同宗川 陽祐 ＊ 2

同

見波 進

同

増田 浩志 ＊ 6＊4メーターとした既往の解析結果 3) を●プロットで併記し1．序ている．本解析結果から，K t が小さいほど R dc は大きく，本報では前報に引き続き解析結果を述べる．
2．延性き裂の発生条件既往の解析結果と同様の傾向となっていることがわかる．

コラム角部外側の溶接止端部近傍における応力・ひずみ

また，文献 2) の結果の範囲を大きく逸脱する結果となっ状態から延性き裂の発生条件を検討する．図 1 に延性きてはおらず，延性き裂の発生条件に関しては K t により概裂駆動力 D と R の関係を示す．D は文献 4）の延性き裂D=ね評価が可能であると考えられる．
3．延性き裂発生駆動力の分布とき裂進展方向の対応

発生条件式より次式で与えられる．

εε q 2τt εu

図 3 にコラム角部断面の溶接部近傍おける D の分布を(2)示す．D を抽出する際にはコラム角部断面の各材料特性データの抽出は節点 P1，P2 に隣接する要素から行っている．R dc はいずれかの要素の D が 1 となる時の R である．図 1 より，A-1 では止端部近傍の形状不連続が小さいことで DEPO-HAZ 境界の節点 P1 付近の延性き裂に対の t e u をエリア毎に設定しており，図中には写真 1 で示した角部断面マクロをトレースしたき裂の進展経路を併せて示している．結果の抽出は R dc 時に行っている．全体的な挙動として，溶接止端部近傍で D は 1 に達し，外側止する感度が抑制され，HAZ-BM 境界の要素 P2B が先行し端部から内側母材方向にかけて減少するように分布してて R dc に達する結果となっている．A-2 および A-3 では要いる．今後，試験体の材料特性分布を反映するモデルで再素 P1D が先行して Rdc に達する結果となっており，Rdc は検討する必要はあるものの，D の分布は実験で確認されA-3 の方が A-2 より若干大きい．写真 1 に本研究の実大曲たき裂の進展位置との対応が良く，延性き裂の進展方向はげ実験で終局状況を迎えた試験体の角部断面マクロを示

D の分布により概ね再現可能であると考えられる．

す．実験においても延性き裂の発生位置は，試験体 No.1

D の 詳 細 な 分 布 状 況 に つ い て，A-2 お よ び A-3 はが HAZ-BM 境界，試験体 No.2，3 は DEPO-HAZ 境界で

DEPO － HAZ 境 界 に お い て D が 局 所 的 に 1 に 近 い 値あり，試験体 No.2，3，1 の順に確認されている．このこを 示 す こ と で R dc に 達 し て い る． こ れ に 対 し，A-1 はとから，延性き裂の発生条件に関しては解析で実験の傾向

DEPO，HAZ，BM の広い範囲において D が 1 に近い値を捉えることができている．

を示している．これは A-1 の止端部における形状不連続

図 2 に R dc と K t の関係を示す．図中には本解析とコラが小さく，応力・ひずみ集中が緩和されていることに加え，ム形状および材料特性が同条件であり，止端部形状をパラ応力再配分が生じていることに起因して，止端部近傍で比Rdc=0.0860rad

1.2

Rdc=0.0172rad

1.2

Rdc=0.0273rad

0.121.00.10

0.8

0.8

0.8

0.08

0.6

0.6

0.6

0.06

0.4

0.4

0.4

0.2

0.2

0.2

00.02 0.04 0.06 0.08 0.1
R (rad)(a) A-1

00.02 0.04 0.06 0.08 0.1

0R (rad)

Rdc

1.0

D

1.0

DD

1.2

P1D
P1H
P2H
P2B
0.02 0.04 0.06 0.08 0.1(c) A-3

A-3

0.04
0.02
0R (rad)(b) A-2
図 1 D － R 関係

A-1A-2
2

468 10 12Kt

図2

Rdc － Kt 関係

Evaluation for structural performance of column-end robotic welded connection using 25 degrees narrow groove- Part 5 Correspondence with test results and consideration of analytical results HONMIYA Kodai, SOKAWA Yosuke, NAKANO Tatsuya, MINAMI Susumu, HATTORI Kazunori, MASUDA Hiroshi― 1163 ―(a) 試験体 No.1

▽ 延性き裂の発生位置(b) 試験体 No.2
写真 1 角部断面マクロ
延性き裂の進展経路▽▽(a) A-1

脆性破壊への転化位置

前報にも示した通り，試験体 No.1 で延性き裂の発生箇所が複数存在している状況については，本解析結果により説明できる．
4．結本報ではその 1~3 の実験結果に対して，有限要素解析により破壊起点近傍の応力・ひずみ状態の比較を行った．
以下に得られた知見を要約する．
[1] 止端部形状より算定される応力集中係数が小さいほどコラム溶接止端部における延性き裂発生条件時のコラ
ム部材角が大きくなる既往の知見 2) と一致する傾向となった．
[2] 延性き裂の発生時期に関して，本研究の実験と一致する傾向となった．また，発生位置に関して，実験と同位置で延性き裂発生条件に達する結果となった．

脆性き裂の進展経路▽(b) A-2
図 3 Rdc 時の D 分布

較的均等に応力・ひずみが増大するためである．このため，(c) 試験体 No.3

(c) A-30.70
0.65
0.60
0.55
0.50
0.45
0.40
0.35
0.30
0.25
0.20
0.15
0.10
0.050.00

進展方向と良い対応を示した．
参考文献
1) 辻勇：非荷重伝達型すみ肉溶接継手の止端部の応力集中係数の推定式，西武造船学会会報，第 80 巻，pp.241-251，1990.8
2) 宗川陽祐，中野達也：25 度狭開先溶接部におけるコラム角部溶
接止端部の応力・ひずみ状態とコラムの変形性能－鉄骨造建築物の安全性向上に資する新自動溶接技術の開発（その 22）－，
日本建築学会大会学術講演会梗概集，材料施工，pp.1023-1024，
2014.93) 髙木峻一，中野達也，岡本晴仁：25 度狭開先ロボット溶接部の応力・ひずみ状態とクリティカルポイント（その 1） －鉄骨造
建築物の安全性向上に資する新自動溶接技術の開発（その 6）－，
日本建築学会大会学術講演会梗概集，材料施工，pp.1065-1066，
2011.94) 桑村仁，山本恵市：三軸応力状態における構造用鋼材の延性き裂発生条件，日本建築学会構造系論文集，第 477 号，pp.129135，1995.11[3] 延性き裂発生駆動力分布は実験で確認された延性き裂＊ 1 東京電機大学大学院 大学院生，＊ 2 宇都宮大学大学院工学研究科 大学院生・修士（工学），＊ 3 宇都宮大学大学院工学研究科 准教授・博士（工学），＊ 4 東京電機大学理工学部 教授・博士（工学），＊ 5
一般財団法人ベターリビングつくば建築研究センター，＊ 6 宇都宮大学大学院工学研究科 教授・博士（工学）＊ 1 Graduate student, Graduate school of Science and Eng.,TokyoDenki Univ., ＊ 2 Graduate student, Graduate school of Eng.,
Utsunomiya Univ., M. Eng. ＊ 3 Assoc. Prof., Graduate School ofEng., Utsunomiya Univ., Dr. Eng., ＊ 4 Prof., School of Scienceand Eng., Tokyo Denki Univ., Dr. Eng., ＊ 5 Tsukuba Building
Test Laboratory of Center for Better Living, Dr. Eng., ＊ 6 Prof.,
Graduate School of Eng., Utsunomiya Univ., Dr. Eng.

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