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日本建築学会大会学術講演梗概集（中国） 2017 年 8 月

35 度開先面に融合不良を有する接合部の繰返し載荷実験－その 4

端部表層欠陥の有限要素解析－

開先面融合不良欠陥率

正会員 ○ 服部 和徳 ＊ 1

溶接欠陥

破壊限界応力有限要素解析

同2.2

1．序

＊3

見波 進

同

宗川 陽祐 ＊ 2

同

中野 達也 ＊ 4

解析仮定

解 析 は， 汎 用 弾 塑 性 有 限 要 素 解 析 ソ フ ト「ADINA

鉄骨造建築物の完全溶込み溶接部において，溶接欠陥はver.9.1」による三次元立体要素を用いる弾塑性解析であ継手の強度および伸び能力を低下させる要因となる．
溶接欠陥の一種である開先面の融合不良は検出が困難

る．ヤング係数 205000N/mm2，von Mises の降伏条件，であり，文献 1) では当該欠陥の検出方法を検討しており，塑性域における構成則は等方硬化則，ポアソン比を 0.3 と本研究ではこれまで開先面の融合不良を想定した形状欠する．材料特性として，真応力 t s －真ひずみ t e 関係を図

陥に対して繰返し曲げ実験2), 3)

2 に示す．t s － t e 関係は素材引張試験結果を多直線近似を実施している．

本報では，繰返し曲げ実験に対し，端部かつ表層に欠陥が位置する実験結果を対象とする有限要素解析を行い，応したものである．
2.3

脆性破壊条件

脆性破壊条件として破壊限界応力 s c 例えば 4) を用いる．表

力・ひずみ状態を確認するとともに，応力・ひずみ状態に基づき判定される破壊条件と実験結果の対応を検討する．

2 に切欠き付き丸棒引張試験より得られた破断荷重 Pc，有2．解析概要

限要素解析により算出した P c に対応する s c を示す．試験

2.1

片は円周に曲率半径 0.25mm の切欠きを有する丸棒引張解析モデル

表 1 に解析モデルリスト，図 1 に解析モデル形状およ試験片であり，最小断面は切欠き底部で f 6mm である．

び要素分割状況を示す．本解析ではフルモデルで全体挙動試験は -196℃で実施しており，解析は同温度で別途実施を再現し，フルモデルから得られる変形挙動をサブモデした素材試験結果より得られた t s － t e 関係を使用する．

ルの境界条件として与えるいわゆるサブモデリング手法

最小要素寸法とその他の解析仮定は前述と同様である．
本解析では最大主応力 s 1 が試験結果 8 本に対して算出を導入する．フルモデルは加力ビーム部および試験体部，サブモデルは欠陥近傍のみをモデル化する．試験体部は
BH-125×100×12×25(SN490B) であり，エンドプレートした s c の平均値 ave.s c=1688N/mm2 に到達する時に脆性破壊発生条件に達するものとする．
表1を介して加力ビームに接続される．加力ビーム端部をローラー支持，試験体部両端の加力ビーム側エンドプレート 2点に強制変位を与えることで 4 点曲げ試験を再現する．
サブモデルの応力・ひずみ状態を確認する評価点は欠陥高さ方向の欠陥先端近傍要素とし，最小要素寸法は評価点近傍で 0.05×0.05×0.05mm3 に統一している．
2⠇Ⅼࣅ࣮࣒せ⣲ZYD1ᙉไኚ఩Z๛య᥋⥆D3

欠陥寸法 (mm)
モデル
欠陥率 a
治具要素
種別 高さ d 長さ a 幅 W(%)

F1
フルF2モデルF3S1S2
サブS3モデル
S4S5

2.5
5
1020

YX

adZ
Y

D150

ࢧࣈࣔࢹࣝ⠊ᅖD2ヨ㦂య㒊(a-2) ἞ලせ⣲㸸ࢯࣜࢵࢻ

744412
2000(a)ࣇࣝࣔࢹࣝ

図1147
1411.5
19D3744ᙧ≧Ḟ㝗

50(b)ࢧࣈࣔࢹࣝ

解析モデル形状および要素分割状況

0.4
0.6
1

表21.4

材料特性

実験時の終局状況

降伏棚なし
降伏棚あり

0―Zຍຊࣅ࣮࣒

Yビーム

W

100Y

140

D2(a-1) ἞ලせ⣲㸸ࣅ࣮࣒

X

No.

解析モデルリスト2),3)―押切り破断ソリッド

2.8
4.6
15.2

降伏棚なし

脆性破断
延性破断

破断荷重と破壊限界応力

No.

Pc
sc(kN) (N/mm2)

12345678

27.1
30.6
40.6
37.5
35.7
26.5
29.1
30.5

1615
1678
1772
1756
1741
1608
1651
1680

S

62.96

sc

ave.

sclsc

u(N/mm2) (N/mm2) (N/mm2)

1688

1625

1751

Pc：破断荷重，s c：破壊限界応力，S：標準偏差，ave.s c：s cの平均値，ls c，us c：s c に S を加減した値

Cyclic loading test of joints with lack-of-fusion defect at 35 degrees groove face
- Part 4 Finite element analysis on surface layer edge defect HATTORI Kazunori, SOKAWA Yosuke, NAKANO Tatsuya, MINAMI Susumu― 1007 ―3．解析結果

解析ではこれを考慮していないことが実験結果との対応

3.1を阻害する一要因となっていることを留意する必要があ

モデル化の比較

フルモデルについてモデル化の影響を比較する．図 3る．また，欠陥率が大きいほど変形性能が低下する傾向がに荷重変形関係を示す．P は加力点から得られる反力の和，みられた実験結果に対し，図 4，5 より解析ではこのようd は全体変形であり次式で算出される．
G D2  ave. D1, D3な傾向はみられない．この要因を応力分布から考察する．

(1)
図 3 より，弾性剛性については実験結果と同程度の F2，コンター図を示す．図 7 より本解析で想定していた欠陥

F3 と比較して F1 は高い．これは，加力ビームのせん断高さ方向の先端（以下，底部）のほか，幅方向への欠陥の変形が考慮されていないためである．また，F2，F3 の耐開口に起因して欠陥幅方向の先端（以下，側部）にも応力を比較すると降伏棚の有無に起因して F2 より F3 の方力集中が生じている．本解析では側部を底部のように詳が若干高い．以上より，本解析では加力ビームをソリッド細にモデル化しておらず，破壊起点を判断できないため，要素でモデル化し，実験結果により近い耐力を示した F3

今後は欠陥先端の全域を同条件でモデル化して応力・ひずの全体挙動をサブモデルに与えることとする．

み状態を再検討する必要がある．

3.24．結破壊性状の検討に関する実験結果との対応

図 7 に欠陥近傍の d =60mm 時におけるミーゼス応力 s e

図 4 に延性き裂発生駆動力 D － d の関係，図 5 に s 1 －d の関係を示し，図 6 に図 4，図 5 より得られる d dc，d bfと実験における最大変位 d max の関係を示す．図 4，5 の凡例は共通である．図 6 中には s c に S を加減した値の範囲でとり得る d bf を白抜きプロットで併記している．d dc はD=1，d bf は s 1 が s c に到達する時の d であり，D は文献 5)の延性き裂発生条件式より次式で与えられる．

本報では有限要素解析を行い，応力・ひずみ状態および破壊性状を検討した．今後はモデル化に関する改善点を踏
まえたうえで，欠陥に関する形状因子と応力・ひずみ状態の関係をパラメトリックに検討することが課題である．
参考文献
1) 服部和徳，笠原基弘，中込忠男：35 度開先面に発生する融合不良に対する超音波探傷試験方法に関する研究，日本建築学会大会学術講演梗概集，材料施工，pp.991-992，2014.9，2) アルムニフサミル，服部和徳，見波進，笠原基弘：35 度開先面に融合不良を有する接合部の繰返しD H eq W t H u(2)
ここで，te u は供試材の真一様伸び，t は応力三軸度である．

図 5 より欠陥率が最も大きい No.5 のみ同一 d 時の s 1は小さく，解析終了時の d （=110mm）まで s 1 は s c に到達しておらず，他のモデルと比較して d dc と d max の対応が載荷実験（その 1~2），日本建築学会大会学術講演梗概集，材料施工，pp.1043-1046，2015.9，
3) アルムニフサミル，見波進，服部和徳：35 度開先面に融合不良を有する接合部の繰返し載荷実験（その 3），日本建築学会大会学術講演梗概集，材料施工，pp.1201-1202，2016.8，4)
BEREMIN, F.M.：A Local Criterion for Cleavage Fracture of a Nuclear Pressure Vessel
Steel，Metallurgical Transactions, Volume 14A,pp.2277-2287，1983.11，5) 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.129-135，1995.11

5008002tV (N/mm )良い．実験で No.5 は他の試験体と比較して早期に延性き裂が発生・進展し，これに伴う耐力低下により脆性破壊に転化せず終局状態を迎えていることから，破壊性状の400600

P (kN)

2400200㝆అᲴ࠶ࡾ㝆అᲴ࡞ࡋ差については傾向を捉えている．他のモデルについては，
0

図 6 よりd max との対応についてはd dc よりd bf の方が良いが，

図2

実験では延性き裂進展後に脆性破壊しているのに対して，

0510

図4D － d 関係

G (mm)

152000.2

図3lV c (=1625)

1000

204060G (mm)

No.1
No.2
No.3
No.4No.580

図 5 s 1 － d 関係

G dc, G bf (mm)ave.V c (=1688)

0FEA
㝆అᲴ࠶ࡾ(F2)100

材料特性δ

V 1 (N/mm2)

D

0.5tH

200

50100G (mm)

荷重変形関係

uV c (=1751)

2000

1.00.1300

἞ලࣅ࣮࣒(F1)㝆అᲴ࡞ࡋ(F3) TEST






60
4020





δ

020 40 60
G max (mm)
δ
δ6

図
破壊時期の比較δ

(N/mm2)

1500
1300
1100
900
700

No.1

No.2No.3

図7

ミーゼス応力分布＊ 1 一般財団法人ベターリビングつくば建築試験研究センター 博士（工学），＊ 2 宇都宮大学大学院工学研究科 大学院生・修士（工学），＊ 3 東京電機大学理工学部 教授・博士（工学），＊ 4 宇都宮大学地域デザイン科学部 准教授・博士（工学）No.4

No.5500300100＊ 1 Tsukuba Building Test Laboratory of Center for Better
Living, Dr. Eng., ＊ 2 Graduate student, Graduate school of Eng.,
Utsunomiya Univ., M. Eng. ＊ 3 Prof., School of Science andEng.,Tokyo Denki Univ., Dr. Eng., ＊ 4 Assoc. Prof., Faculty ofregional design, Utsunomiya Univ., Dr. Eng.,― 1008 ―