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日本建築学会大会学術講演梗概集（東海） 2012 年 9 月

25 度狭開先適用した冷間成形角形鋼管―通しダイアフラム溶接接合部の実大 3 点曲げ破壊実験(破壊限界応力σc による実大試験結果の評価)
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 20正会員
同有限要素法解析
破壊限界応力σｃ

2 5 度狭開先溶接接合部
塑性変形能力
冷間成形角形鋼管
1.はじめに既報で報告された実大実験結果 1)2)を評価方法に一つであるローカルクライテリアを用いて評価する事を目的とし、その 19 では、材料の破壊限界応力 σc を算出した。その 20 では、実大三点曲げ試験体を対象とした有限要素法解析(以下 FEM 解析)を実施し、既報の実験結果 1)2)について破壊限界応力 σc を用いて評価する。
2. 弾塑性有限要素法解析
2.1 実大三点曲げ試験体モデル
その 19 での円周切欠き付丸棒引張試験片の FEM 解析
結果より得られた σc を実大三点曲げ実験に適用することを目的として、実大三点曲げ試験体について FEM 解析をおこなった。図 1 に実大三点曲げ試験体モデルの要素分割図を示す。解析モデルは柱母材を□-550×32、通しダイ
ア フ ラ ム を 800×800×PL-36 、 エ ン ド プ レ ー ト を800×800×PL-45 とし、同実験と同じサイズとした。ルートギャップは 8mm、開先角度は 25°狭開先とした。
本研究での解析対象は、その 18 で示される CP-3 試験体とした。図２に、実大 3 点曲げ破壊実験における CP-3試験体の破断面のスケッチを示す。図２より、延性亀裂の深さは、2.72mm＋5.03mｍ＝7.75mm であった。破断面のスケッチより、延性き裂の深さは 7mm とし、参考としてき裂深さ 3mm、5mm の場合も同様に解析をおこない、計 3 パターンのモデルを作成した。表１に内部欠陥と延性き裂の寸法を示す。図２より、延性き裂は、板厚に対し斜め方向へ進展しているが、有限要素解析ではモデルを簡単にする為に板厚に対して垂直にき裂を挿入している。
また、ダイアフラム側に実験と同様に 5mm×48mm の溶接欠陥を設けている。
モデルは部分欠陥を表現するため、3 次元モデルとし、対称性を考慮して 1/4 モデルとした。
延性き裂前縁の最小要素は、円周切欠き付丸棒引張試
験片モデルと同様に 0.05×0.05×0.05mm とした。実験より得られたスケルトン曲線の最大荷重時まで数値解析をおこない、最大荷重時の応力分布を基に破壊限界応力 σC を算出した。
解析は三点曲げ破壊実験同様にエンドプレート側をローラー支持とし、ダイアフラムに強制変位を与えるものとした。の応力-ひずみ関係は、実大三点曲げ実験温度と同温度(0℃)でおこなった丸棒引張試験結果から得られた
公称応力-公称歪関係を真応力-真歪関係に置き換えたも

見波
水落進＊1
亮輔＊4

中込
九里

忠男＊2知宏＊5

服部和徳＊3

表１ 内部欠陥及び延性き裂寸法
モデル名
CP_3
CP_5
CP_7

欠陥寸法
abmmmm
485485485

延性き裂
abmmmm803805807延性き裂

初層欠陥

図１ 要素分割図

図２ CP-3 試験体の破断面スケッチ
800

σc(N/mm²)

600
平板部
コーナー部
溶金
ダイアフラム
HAZ

400

200

ε00.000.04

0.080.120.16

図３ 解析入力材料モデル

Full Scale three-point bending Test of Cold-Formed Box- Section Columns to Through diaphragm Welding Connection using 25 degree Acute Bevel Angle(The Evaluation of Full ScaleExperimental Result by Cleavage Fracture Stress)
Technical development of automatic arc welding for advancing structural safety of steel building Part20
MINAMI Susumu, NAKAGOMI Tadao, HATTORI Kazunori, MIZUOCHI Ryosuke, KUNORI Tomohiro― 67 ―

2000
6000のとした。ヤング係数は E＝2.05×105（N/mm2）、ポアソン
σ₁(N/mm²)
P(kN)
1800
比を ν＝0.3 とした。また、降伏棚は一定の直線とした。
5000
1600
図２に解析入力材料モデルを示す。
4000
1400
2.2 実大三点曲げモデル解析結果
3000
1200
実験値
図３に実験結果のスケルトン曲線と延性き裂 7mm のモ
1000
変位96mm2000
解析値
デルの解析結果の荷重変形関係との比較、図４にき裂延
変位20mm
800
変位5mm
1000
長線上の応力分布の一例、図５に延性き裂周辺の主応力
600
δ(mm)
き裂先端からの距離(mm)分布図、表２に解析結果を示す。荷重変形関係は実験結04000 10 20 30 40 50 60 70 80 90 1000.00.20.40.60.8
果とほぼ一致していると言える。破壊限界応力 σc の算出
図３ 荷重変形関係
図４ き裂延長線上の応力分布
は、き裂先端からき裂延長線上において、き裂垂直方向
表２ 解析結果の主応力が最も大きくなる要素の値をもって破壊限界応σc
力 σc とした。
延性き裂 δmax Pmax(mm) (kN) (N/mm²)
長さ5. 考察
3mm5627 1753
5.1 延性き裂長さの違いによる σC の値
965mm5602 1825
表２に実大三点曲げ試験体モデルの解析における延性
7mm5593 1916
き裂先端の主応力と変形量の関係を示す。延性き裂が大きいほど σ1 は大きく，7mm の結果をみると最大スケルト
図５ 延性き裂周辺の主応力分布
ン変位 96mm でコラム母材角部の σC に近い値になってい2100
σc(N/mm²)2026
る。脆性破壊のばらつきを考慮すると，延性き裂が 7mm
2000以上でスケルトン変位が 100mm 程度に達すると脆性破壊
1900に至る可能性が高いと推定することができる。
1800
一方，き裂が小さい場合では，さらに変形が進み荷重1700が大きくならないとσC に達しないと考えられる。
9.78
1600
また、有限要素法解析では、き裂深さを 7mm としたが、亀裂深さ(mm)1500
実大曲げ試験の破面においては、板厚鉛直方向に 7.75mm
0 1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11であり、実験値に比べ若干小さいき裂寸法で解析を実施
図６ 破壊限界応力σc-き裂深さ寸法関係している。また、延性き裂は、2 ㎜までは板厚鉛直方向に2400
2400
σ (N/mm )進展しており、その後斜め 45 度方向に進展している。従σ (N/mm )PR
2200
max：2143
2000って、延性き裂の実長さは、9.78mm である。図６に破壊σcaverage：2057
PW
2000
1600
minimam：1970
限界応力 σc―き裂深さ寸法関係を示す。図７を仮に線形
1800
1200
近似し、延性き裂の実長さ 9.78mm の場合の破壊限界応力
16002
σc は 2026N/mm となる。その 19 で破壊起点であるコラ
7mm
延性き裂：7mm
800
14005mm
初層部欠陥：5mm
ムコーナー部の破壊限界応力 σc は 2057Ｎ/mm2 であり、ほ3mm
400
1200
δ(mm)
δ(mm)
ぼ程度の値である為、実験結果と整合が取れているもの
01000
020406080100120
020406080100120だと想定できる。今後、延性き裂深さが 7.75mm および
図７ 延性き裂先端の主応力
図８ 止端部延性き裂と9.78mm について有限要素法解析を実施し更に検討する必と変形量の関係
初層部欠陥の比較要があると考えられる。
5.2 初層部溶接欠陥による影響度に達すると脆性破壊に至る可能性が高いと推定する
図８に止端部延性き裂先端と初層部溶接欠陥先端の主ことができる。一方，き裂が小さい場合では，さらに応力 σ1 を比較したものを示す。初層部溶接欠陥の主応力変形が進み荷重が大きくならないと破壊限界応力 σc に
σ1 は溶着金属(PW)の σC に比べはるかに小さく，初層部溶達しないと考えられる。
接欠陥から脆性破壊発生の可能性は低いと考えられる。
2) 初層部溶接欠陥の主応力 σ1 は溶着金属(PW)の破壊限界
6. まとめ応力 σc に比べはるかに小さく，初層部溶接欠陥から脆25 度狭開先を用いた冷間成形角形鋼管―通しダイアフ性破壊発生の可能性は低いと考えられる。
【参考文献】
ラム溶接接合部の実験結果について、破壊限界応力 σc を1）水落他,25 度狭開先適用した冷間成形角形鋼管―通しダイアフラム溶接接合部の実大 3 点曲げ破壊実験その 17,日本建築学会大会梗概集,2012
用いて検討した結果、以下の事が明らかとなった。
2）服部他, 25 度狭開先適用した冷間成形角形鋼管―通しダイアフラム溶接接合部の実大 3 点曲げ破壊実験その 18,日本建築学会大会梗概集,2012
1) 延性き裂が 7mm 以上でスケルトン変位が 100mm 程
1＊1 東京電機大学理工学部 准教授・博士(工学)＊2 信州大学工学部 教授・工博＊3 一般財団法人ベターリビングつくば建築試験究センター・博士(工学)＊4 日鐵住金建材(株)・修士(工学)＊5 信州大学大学院理工学系研究科

2

1

2

＊1AssociateProf.,SchoolofScienceandEng.,TokyoDenkiUniv.,Dr.Eng.
＊2Prof.,FacultyofEng.,ShinshuUniv.,Dr.Eng.
＊3TsukubaBuildingTestLaboratoryofCenterforBetterLiving,Dr.Eng.
＊4NipponSteel&SumikinMetalProductsCo.,Ltd,Mr.Eng.
＊5 Graduate Student Faculty of Science and Engineering, Shinshu Univ.

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