1547

高強度鋼と従来鋼を用いた溶接継手の耐力評価
その 2 十字継手引張試験の結果および考察
正会員 ○ SOK PISETH ＊ 1
同高強度鋼材

最大耐力 同十字継手

川端洋介＊ 3

渡辺亨＊ 5

1．序同

中野達也＊ 1 同 宗川

同服部和徳＊ 2 同 佐々木 正道＊ 4
悟＊ 6

非会員 須永2．実験結果および考察

余盛高さが同じ場合，レ形開先の方が K 形開先より耐力2.1はわずかに低い程度にとどまり，偏心曲げによる耐力低下荷重変形関係

いては，図 5 に示す中板の面外変位からもわかるように，ᘧᘧ

レ形開先と K 形開先の結果の比較から，明瞭な差が生じ

図 2，図 3，図 4 に各試験体の荷重 P- 変形 d 関係を示す．
図中には試験体 No.1の
P-d 関係，表 1 に示す素材引張試表1
験後半より算出される軸引張板の降伏耐力計算値 cPy およᘧ (a) はレ形，(b) は K 形開先である．(a)より，余盛が無いࠉࠉࠉ೫ᚰ࠶ࡾ


試験体 No.1 と比較して余盛が有る試験体
No.7・2 の耐力

Ȫ᭱኱⪏ຊ

᭱኱⪏ຊ

೫ᚰ࠶ࡾ
び最大耐力計算値 cPu を併記している．





図 2
では余長がない試験体の余盛高さを比較しており，ຍᕤ
ຍᕤ
 ࠉࠉࠉ೫ᚰ࠶ࡾ

ᘧ

部位




Ȫ

ᘧ
確認できる．余盛を有する試験体
No.7・2を比較すると，ᘧᘧవ┒ᘧ వ┒
ᘧ
ᘧ
ᘧ






両者に大差はない．(b) より，K形開先の場合もレ形開先వࡢヨ㦂యవ㛗ࡢヨ㦂యవ┒వ┒ᘧవࡢヨ㦂యవ㛗ࡢヨ㦂యcPu(SA440B)




458

26


 軸引張板 SA440B


483

480

633

23

σy：上降伏点，σyo：0.2% オフセット



σu：引張強さ，El：破断伸び

 Ⲵ㔜Ⲵ㔜᭱኱⪏ຊ

図3   ヨ㦂యࣞᙧ
వ┒ኚᙧțవ┒ࡢヨ㦂యవ㛗ࡢヨ㦂య(b) 余盛ありᙎᛶ⠊ᅖ
Ȫࡢ᫬ᙎᛶ⠊ᅖȪࡢ᫬㝆అⅬ ረᛶ⠊ᅖ   
 ࡦࡎࡳ   ヨ㦂యࣞᙧ ኚᙧțࡦࡎࡳ

4P － δ 関係（R 加工比較）ᙎᛶ⠊ᅖ㝆అⅬረᛶ⠊ᅖ ヨ㦂యࣞᙧ ೫ᚰ࡞ࡋ ᘧᘧ೫ᚰ࠶ࡾࡦࡎࡳᘧヨ㦂యࣞᙧ㠃እኚᙧț
P － δ 関係（余長比較）Ȫࡢ᫬ᐃ఩⨨ᐃ఩⨨᭱኱⪏ຊ᭱኱⪏ຊⲴ㔜Ⲵ㔜

ᘧ     వ㛗వ┒వ┒ኚᙧț వ┒ࡢヨ㦂యవ┒ࡢヨ㦂యవ㛗ࡢヨ㦂యవ㛗ࡢヨ㦂య(a) 余盛なし

図4Ⲵ㔜᭱኱⪏ຊ᭱኱⪏ຊⲴ㔜᭱኱⪏ຊ᭱኱⪏ຊ᭱኱⪏ຊ᭱኱⪏ຊ᭱኱⪏ຊ᭱኱⪏ຊ㝆అⅬረᛶ⠊ᅖ     ᘧ ᘧవ㛗 ࡦࡎࡳᘧ

El291


cPy (SA440B)
ᘧ
 
cPu (SN400B)
೫ᚰ࠶ࡾᘧຍᕤ ೫ᚰ࠶ࡾ  
೫ᚰ࠶ࡾ
cPy (SN400B)

ᘧຍᕤ
ຍᕤ
ຍᕤ

 ೫ᚰ࠶ࡾᘧᘧ            వ㛗   వ㛗ᘧ    ᘧᘧ ᘧ    ᘧᘧᘧ ᘧ    ᘧవ㛗   σu(N/mm2) (N/mm2) (N/mm2) (%)

素材試験結果వ┒
వ┒వ┒ኚᙧțኚᙧțవ┒ࡢヨ㦂యవ┒ࡢヨ㦂యᘧవ㛗ࡢヨ㦂యవ㛗ࡢヨ㦂యవ㛗ࡢヨ㦂యᘧᘧ ᘧ(b) 余盛の比較，余長なし，K 形(a) 余盛の比較，余長なし，レ形ᘧ ᘧᘧᘧవ㛗వ㛗 ᙎᛶ⠊ᅖ
図2P－δ関係（余盛高さ比較）వ┒ࡢヨ㦂యవ┒ࡢヨ㦂య


σyoσy

鋼種323
 

図1

素材試験結果SN400B

中板

ᘧ

および変形は大きく，余盛高さの増大に伴う耐力の上昇がᘧ

試験体ᐃ఩⨨

ᘧ

ᐃ఩⨨ᘧ ᘧᘧの影響が小さいものと考えられる．なお，偏心曲げにつᐃ఩⨨の差異は明らかである．

幸博＊ 7

同 原田できる．一方，レ形開先と K 形開先の結果を比較すると，

表 1 および図 1 に素材引張試験結果を示す．材料強度

陽祐＊ 2の場合と同様に，余盛高さの増大に伴う耐力の上昇が確認

その 1 に続き，その 2 では実験結果について報告する．



日本建築学会大会学術講演梗概集（北陸） 2019 年 9 月

図5 中板の荷重と面外変形の関係ᙎᛶ⠊ᅖᘧᘧవ㛗

― 1093 ―ࡦࡎࡳᐃ఩⨨ᐃ఩⨨ᐃ఩⨨᭱኱⪏ຊ᭱኱⪏ຊ᭱኱⪏ຊ㝆అⅬ


evaluation on maximumof welded
joint between high strength and conventionalsteelᘧ Theᘧstrengthᘧ ረᛶ⠊ᅖረᛶ⠊ᅖ



Part2
The
resultsofcrosswelded
joint
tensiletest

ᘧ

ᘧ



 Tatsuya,
SOK Piseth，NAKANO
Kazunori， 
 SOKAWA Yosuke, KAWABATA Yosuke，HATTORI
SASAKIMasamichi，SUNAGA
Satoru，WATANABE
Toru，HARADA
Yukihiro  ᘧᘧᘧ  㝆అⅬᘧࡦࡎࡳ

ることを確認している．

w: 幅40mm,余盛り高さ
   h1:             h2: 余長
t1: 軸引張板の板厚       t2:中板の板厚       h2h1

図 3 では余長を比較しており，(a) は余盛なし，(b) は余盛ありである．(a) より，余長がない試験体 No.1 と比較

Pu2Pu1して余長がある試験体 No.5・8 の耐力および変形は大きく，試験体 No.5・8 を比較すると，両者に大差はない．(b) より，図6力の上昇が確認できる．

(2),(3) వ┒余長の関係を示す．図 7 凡例は共通である．において，
 (a)  వ┒  వ㛗ࡢヨ㦂య
は余長がない試験体，(b) は余長が 8mm の試験体を比較 వ㛗ࡢヨ㦂య(a)
余長なしవ┒
వ┒

ᘧᘧ

ᘧ



式
(4)
式

᭱኱⪏ຊ᭱኱⪏ຊ᭱኱⪏ຊ᭱኱⪏ຊ

 
図 6 に継手の最大耐力 cPu の算定式を示す．cPu1 は中板   の板厚中心（(2) 式），cPu2 は中板と溶着金属の境界面（(3)


式），c P u3 は軸引張板断面における破断（(4) 式）を想定
ᘧᘧ ᘧ ᘧ(2)ᘧ
式

᭱኱⪏ຊ
᭱኱⪏ຊ

᭱኱⪏ຊ
᭱኱⪏ຊ

継手耐力の算定式

ᘧ


図 7 に最大耐力と余盛高さの関係，図 8 に最大耐力と(4)

グレー塗り : 軸引張板破断，実線：圧延方向の引張強さで計算
ᘧおよび変形は大きく，溶接継手の耐力と変形に影響を及ぼしており，cPu はこれらの最小値から決定される．

ᘧ

試験体 No.4 と比較して R 加工がある試験体 No.5 の耐力



(3)

黒塗り : 中板破断（板厚中心），白塗り : 中板破断（斜め）ᘧᘧ ᘧ ᘧ ᘧ図 4 では R 加工の有無を比較している．R 加工がない最大耐力        
cPu3
    t2

余盛がある場合もない場合と同様に，余長の増大に伴う耐2.2



cPu2
 

余長の増大に伴う耐力の上昇が確認できる．余長を有するす結果となっている．

= min(Pu1，Pu2，Pu3） (1)          (2)

cPu
 

cPu1

t1

Pu3




(3) 式


(4) 式








 



 వ┒ 

వ┒ వ㛗ࡢヨ㦂యవ㛗ࡢヨ㦂య(b) 余長 8mmవ┒వ┒

しており，図 8 において，(a) は余盛がない試験体，(b) は వ㛗ࡢヨ㦂యవ㛗ࡢヨ㦂యవ㛗ࡢヨ㦂యవ㛗ࡢヨ㦂య
図 7 最大耐力と余盛の関係定されるため，算定結果に乖離が生じている．一方，破壊
モード（その 1，表 1 参照）によれば中板における破断は，
破断面がいずれも板厚中央を通過するものとなっている．


余盛高さ・余長の増大に伴う耐力の上昇傾向および，これ  వ㛗
に伴い最大耐力が頭打ちとなる傾向について，実験と同様
 

వ㛗 図8ᘧ

以上より，本実験では鋼種・板厚が限定されているが，各パラメーターが継手の耐力に与える影響を実験的に確認できている．一方，計画当初の想定と異なり，中板と溶[1]  వ㛗

(4) 式 [3]

破断が生じる試験体も存在した．これらの要因については最大耐力と余長の関係
ᘧᘧᘧ

ᘧ
ᘧ
余盛高さおよび余長の増大に伴い最大耐力は上昇ᘧᘧᘧ
ᘧᘧ

レ形開先の余盛高さに起因する偏心曲げの影響は，今後，破壊モードの要因を分析したうえで，耐力算定方法を検証する必要があるが，計算値は実験値の傾向

3．結を予測できたことに加え，安全側に評価できることを確認した．となるような十字継手引張実験を実施した．得られた結果
謝辞を以下に示す．

その１にまとめて示している．
＊ 1 宇都宮大学＊ 3 日鉄建材＊ 5 岡部＊ 7 千葉大学＊ 2 ベターリビング＊ 4 日本製鉄＊ 6 冬木工業

＊1
＊3
＊5
＊7

Utsunomiya Univ.
Nippon Steel Metal Products
Okabe corporation
Chiba Univ.

― 1094 ―వ┒ࡢヨ㦂యవ┒ࡢヨ㦂యవ㛗వ㛗

今後検討する予定である．
本研究では，相対的に中板が低強度，軸引張板が高強度వ㛗 

本実験の範囲内では小さい結果となった．

着金属境界面における破断は生じず，さらには軸引張板で(3) 式(b) 余盛高さ 8mm
వ┒ࡢヨ㦂యవ┒ࡢヨ㦂యし，頭打ちとなる傾向を示した．
ᘧ[2]

వ┒ࡢヨ㦂య
計算値の比は図 7(a) が 1.10~1.19，図 7(b) が 1.10~1.31，
వ┒ࡢヨ㦂య(a) 余盛なし

れも，安全側に評価できている．



 (3) 式వ┒ࡢヨ㦂యの傾向となっている．耐力算定の精度として，実験値とవ┒ࡢヨ㦂యవ㛗
వ㛗

図 8(a) が 1.19~1.31，図 8(b) が 1.08~1.11 であり，いず(2) 式
(4)式  ᭱኱⪏ຊ᭱኱⪏ຊ

ついて，図 6 による耐力算定方法では c P u2 で最小値が決

先述した要因から，(1) 式および (3) 式のみに着目すると，
(2) 式᭱኱⪏ຊ
᭱኱⪏ຊ

᭱኱⪏ຊ᭱኱⪏ຊ

験における余盛高さ・余長の増大に伴う耐力の上昇傾向に᭱኱⪏ຊ
᭱኱⪏ຊ





余盛が 8mm の試験体を比較している．図 7，8 より，実＊2＊4＊6

Better Living
Nippon Steel corporation
Fuyuki kogyo corporation