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日本建築学会大会学術講演梗概集（東北） 2018 年 9 月

冷間成形角形鋼管柱端接合部における延性き裂進展シミュレーション
正会員 ○ 宗川 陽祐 ＊ 1

冷間成形角形鋼管 有限要素解析

溶接破壊

平面ひずみ

延性き裂

同2.2

1．序

見波 進

正会員 中野 達也 ＊ 2＊3

同

服部 和徳 ＊ 4

延性き裂の進展条件

溶接接合部における脆性破壊条件は，進展する延性き裂

解 析 は， 汎 用 弾 塑 性 有 限 要 素 解 析 ソ フ ト「ADINA先端の材料靭性に大きく依存するため，延性き裂の進展経ver.9.1」による弾塑性解析である．当該ソフトは条件に路を明らかにすることは接合部の構造性能を把握する上到達した要素を消滅させることが可能であり，本解析ではで重要となる．特に，実大スケールの載荷実験が困難な場次式を要素消滅条件とし，延性き裂の進展を再現する．

合，破壊現象を解析により再現できれば，実験に費やすコD ≥1(1)
ここで，D は延性き裂発生駆動力であり，既往の延性きストを削減できるほか，理論的な検討が可能となる．
角形鋼管柱端接合部を対象とする既往の有限要素解析 1)

裂発生条件式 3) を変形することで次式により算定される．によれば，角部母材側溶接止端部における応力・ひずみ状
態は実大実験 2) を再現する 3D ソリッド要素モデル（以下，D = ε eqτ 2 ε u(2)ここで，e eq は相当塑性ひずみ，t は応力三軸度，e u ＊は素3D モデル）と平面ひずみ状態を仮定した 2D ソリッド要材の真一様伸びである．その他の解析条件については文献

素モデル（以下，2D モデル）で良好な対応を示しており，1) と同様である．

簡略化したモデルによる検討の可能性が期待できる．

3．モデル化の範囲の検討

㸨

本研究では延性き裂の発生・進展について有限要素解接合部近傍ではポアソン効果による面外曲げが作用す

析で再現することを目標としており，先述した背景から，ることが知られており 4)，このような状況を踏まえ，2D

本報では既往の実大実験 2) を対象とし次章で後述する手モデルの範囲を検討する．解析モデルは図 2 に示すように法を取り入れた有限要素解析を行い，延性き裂の進展経路

ダイアフラム面からの距離をコラム板厚 tc~4tc とする 4 体に関する解析的な検討を試みる．

（L32~128 モデル）用意している．3D・2D モデル共に要

2．有限要素解析の概要

素分割は文献 1) と同様で，4 節点要素を基本とし，最小2.1

要素寸法は 0.3mm である．2D モデルの境界条件は文献 1)

解析対象と同様に，事前に解析した 3D モデル端部から抽出される

解 析 対 象 は 文 献 2) の 実 験 で あ る． コ ラ ム サ イ ズ □節点変位オービット（図 3 参照）を端部に設定する．

-550×550×32(BCP325， 試 験 体 No.2)， せ ん 断 ス パ ン

図 4 にモデル化の範囲の影響を示す．評価点は要素2000mm であり，溶接部は試験体を再現している．材料

P1D，P1H である．図 4 より，同一部材角 R 時のミーゼ

せ⣲P1D

せ⣲P2HZ5

図11015H (%)

Node400

材料特性tc

図21200800
4000.020.04
R (rad)(a) s e － R 関係

0.06

800
40000.020.04
R (rad)(b) s 1 － R 関係
図4

Node1

Node1

Node122tc

Node123tc

Node9L3201510

Node1
Node12L96 Node1

L128 Node1

5

図3L64

Node1
Node405

Node1204tc

2D モデルの概要

10Node95 10 15 0 5 10 15Y disp. (mm)

節点変位オービット

30H eq (%)

V 1 (N/mm2)

1200

Node1tc

Node115Y3Dࣔࢹࣝ࠿ࡽᚓࡽࢀࡓ⠇Ⅼኚ఩ࢆ
2Dࣔࢹࣝ➃㒊ࡢቃ⏺᮲௳࡜ࡋ࡚タᐃᖹᯈ㒊 (15.1)
ゅ㒊እഃ (4.9)
ゅ㒊୰ኸ (12.8)
ゅ㒊ෆഃ (3.7)
DEPO (11.5)
HAZ(11.3)
ͤ ( )ෆࡣH ࡢᩘ್(%)ࢆ♧ࡍ㸬

2000X

せ⣲P2B

ͤ

400

0V e (N/mm2)

せ⣲
P1H

600

Fix

V (N/mm2)

800

Z disp. (mm)

特性には図 1 に示す素材引張試験結果を使用している．

0.06

3D
L32
L64
L96
L128
ᐇ⥺㸸DEPO◚⥺㸸HAZ

20
1000.020.04
R (rad)0.06(c) e eq － R 関係

モデル化の範囲の影響

図5

変形状況の比較Ductile Crack Growth Simulation at Cold-Formed SHS Column to Through Diaphragm welded connection
SOKAWA Yosuke, NAKANO Tatsuya, MINAMI Susumu, HATTORI Kazunori― 55 ―

ス応力 s e，最大主応力 s 1，e eq は範囲が広域なモデルほど配列に沿うように進展している．Mesh3 は Mesh1，2 とに小さい．図 5 に R=1/20rad 時の L32，128 モデルの変比較して多数の 3 節点要素が存在することで隣接する要形状況を示す．図 5 より，L128 モデルは 3D モデルに見素の配列が不規則となることに起因して，実験 2) で確認られる面外曲げはほとんど生じていない．図 6 に 3D モデ

されたように延性き裂が母材方向へ進展する様子を再現

ルのダイアフラムから反曲点までの距離 L' の推移を示す．

できている．ただし，延性き裂の発生点は DEPO と HAZ

反曲点は板厚の外面・内面のひずみから求めている．図 6の境界で確認された実験に対し，解析では要素 P2B から中には材端モーメント M を併記している．L' はコラムの発生している．この要因として，平面ひずみ要素と仮定し塑性化以降 50mm 程度を推移している．これらの結果よていること，HAZ と母材間で材料特性が急変しているこり，反曲点に最も近い L64 モデルが，3D モデルの応力・とが考えられ，これらに対する検討は今後の課題である．

ひずみ状態に近い結果となったと考えられる．

6．結
本報では既往の実験 2) を対象として有限要素解析を行4．2D モデルと 3D モデルの対応
L64 モデルについて，3D モデルとの対応を確認する．

い，延性き裂の進展経路に関する解析的な検討を試みた．

図 7 に e eq，t ，D の比較を示す．図 7 より，2D モデルと得られた結果を以下に示す．

3D モデルで要素 P1D，P1H は同様な挙動を示す一方で，[1] 2D モデルの範囲は，接合部近傍の反曲点に近い L64

要素 P2H，P2B は異なる挙動を示す．図 8 に直交方向応モデルが最も 3D モデルと対応の良い結果となった．

力度 s x 分布を示す．図 8 より，溶着金属部では同様であ[2] 要素分割は，三角形要素を多用した Mesh3 が実験とる一方，母材部では 2D モデルの方が 3D モデルより広域同様に母材方向に延性き裂が進展する傾向となった．

で高い分布を示している．これらの要因として，3D モデ[3] [2] の結果が得られた一方，延性き裂の発生個所は，

ルでは存在する溶着金属から母材部にかけて生じる直行DEPO-HAZ 境界となった実験と異なり，母材（要素方向の変形拘束の差異を，2D モデルでは再現していないP2B）となった．
参考文献

ことが考えられる．

1) 宗川陽祐，中野達也，見波進，服部和徳，増田浩志：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 10 有限要素解析（その 2）－，日本建築学会大会学術講演会梗概集，材料施工，pp.993-994，
2017.92) 宗川陽祐，中野達也，見波進，服部和徳，増田浩志：NBFW 法による 25度狭開先ロボット溶接を適用した冷間成形角形鋼管－通しダイアフラム接合部の実大曲げ実験，日本建築学会構造工学論文集，Vol.64B，2018.33) 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.129-135，1995.114) 日本建築センター：2008 年度版 冷間成形角形鋼管設計・施工マニュアル，
2008.125．延性き裂の進展解析
図 9 に L64 モデルの延性き裂の進展解析結果，写真 1に断面マクロ 2) を示す．Mesh1 は要素分割をこれまで同様，Mesh2 は最小要素寸法を 0.1mm とするもの，Mesh3は最小要素寸法を 0.1mm とした上で 3 節点要素を増やし，不規則に配置するものである．Mesh1，2 は 4 節点要素が規則的に配置していることに起因して，要素の消滅がその

50

L'

6000

M (kNm)H eq (%)

L' (mm)

M

4000
2000

00.02

図60.04R (rad)

0.06

00.7

30
200.5
0.4

10

P1D
P1H
P2H
P2B
ᐇ⥺㸸2D
◚⥺㸸3D

0.5

0.3
00.02
0.04
R (rad)0.06

0(a) e eq － R 関係

0.02
0.04
R (rad)(b) t － R 関係
図7

L' － R 関係
3D モデル

1.0

0.6
D

8000

W100

0.06

00.02
0.04
R (rad)0.06(c) D － R 関係

2D モデルと 3D モデルの比較7006005004002D モデル

300200100

図 8 s x 分布0(a) Mesh 1(b) Mesh 2
図9＊ 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（元 宇都宮大学大学院生）＊ 2 宇都宮大学地域デザイン科学部＊ 3 東京電機大学理工学部＊ 4 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

延性き裂の進展解析結果(c) Mesh 3
写真 1

破断面マクロ＊ 1 Tsukuba Building Test Laboratory of Center for Better Living(Former Graduate Student, Utsunomiya Univ.)＊ 2 Faculty of regional design, Utsunomiya Univ.
＊ 3 School of Science and Eng., Tokyo Denki Univ.
＊ 4 Tsukuba Building Test Laboratory of Center for Better Living― 56 ―