JFE 技報 No. 34（2014 年 8 月）p. 14-21

高張力鋼板スポット溶接継手の破壊挙動に関する
数値解析技術
Numerical Analysis of Fracture Behavior for Resistance Spot
Welded Joints of High Strength Steel Sheet
貞末照輝

SADASUE Teruki

JFE スチール

スチール研究所

接合・強度研究部

主任研究員（副課長）・工博伊木聡

IGI Satoshi

JFE スチール

スチール研究所

接合・強度研究部

主任研究員（部長）・工博

谷口公一

TANIGUCHI Koichi

JFE スチール

スチール研究所

接合・強度研究部

主任研究員（副課長）

要旨
980 MPa 級高強度スポット溶接十字引張継手の強度はナゲット径の増加とともに上昇するとともに，破壊形態がはく離破断からプラグ破断へと遷移した。はく離破断では円周状のコロナボンドのはく離により生じたき裂がトリガーとなりナゲット内でぜい性破壊した。破壊力学的数値解析により，はく離破断時のモード I 応力拡大係数は116 MPa m と見積もられた。プラグ破断では延性き裂がシートセパレーション終端のノッチ状部位より発生し，このときの延性き裂発生時の限界相当塑性ひずみは 0.34 と算出された。モード I 応力拡大係数と相当塑性ひずみを破壊パラメータとして用いることではく離破断およびプラグ破断現象を定量的に判定できた。

Abstract:
Strength of 980 MPa high strength spot welded cross tension joint was enhanced with transition from interface
fracture to full plug fracture by increasing nugget diameter. Circumferential crack by separating of corona bondbehaved as a trigger for brittle fracture in nugget area at interface fracture. Mode I stress intensity factor was
116 MPa m for interface fracture by numerical analysis based on fracture mechanics. Ductile crack initiation
occurred from notch-like part at the end of sheet separation, and critical equivalent plastic strain for ductile crack
initiation was calculated as 0.34. Interface fracture and full plug fracture could be interpreted quantitatively by using
mode I stress intensity factor and equivalent plastic strain as fracture parameters.

1． はじめに条件に着目し破壊力学パラメータを数値解析的に導出する
ことに費やされており，本来はスポット溶接継手の破壊挙動

近年の自動車産業においては，車体重量軽量化による燃を詳細に調べ，実破壊現象に即した破壊パラメータをもと費向上ならびに衝突時の乗員の安全性確保を両立した車体に破壊現象を検討するべきと考えられるが，そのような研究の技術開発が推進されている。この両立に対し，高張力鋼

例は少ない。また，これらの研究の大半はスポット溶接継手板を適用することで，車体構成部品の薄肉化と強度の向上の疲労現象解明に注力しており

2-4），本研究が対象とする静が同時に図られ，高張力鋼板は適用部位の増大とともに使的な破壊現象を扱ったものは少ない。くわえて，プラグ破断

用量が増加している。しかし，スポット溶接を高張力鋼板にの破壊機構やこれを解析的に検討した例はほとんどない。

適用した場合，鋼板強度（化学成分）や継手形式，負荷様

本研究では，ナゲット径を変化させた 980 MPa 級高張力式によっては静的継手強度が低下する場合があることが指鋼板の十字引張試験片を作製し，十字引張力（CTS：Cross

1）

摘されている 。特に，このようなスポット溶接継手の静的

tension strength）を調査して，ナゲット径変化による CTS

強度の低下は，十字引張試験片ではく離破断を示す場合にの変化ならびに破壊挙動の遷移について調べた。また，破1）顕著となるとされており ，破壊機構の解明や防止措置を明

破壊挙動を詳細に調査した。得られた知見を基に，本スポッ

らかにするための破壊力学的な検討が重要と考えられる。
スポット溶接継手を破壊力学的な観点から解明しようとする試みとして，破壊力学パラメータに応力拡大係数
J 積分

面観察やき裂発生・進展観察を通じて，スポット溶接部の

2-4）

や

ト溶接継手の実破壊現象に即した破壊パラメータを提案し，数値解析を用いて破壊挙動の解明を試みた。

3, 4）を採用した検討がなされている。しかし，これらの研究の大半は，継手形式や負荷様式ごとに異なる力学的
出典：溶接学会論文集

第 32 巻第2号

P64（2014）− 14 −

高張力鋼板スポット溶接継手の破壊挙動に関する数値解析技術

2． 供試材および試験・解析方法
2.1

ス硬度分布は 4 t ，4.5 t においても共通して見られた。

十字引張試験片

2.2

試験方法

用いた鋼板は C 量で 0.13％，板厚 1.6 mm の 980 MPa 級作製した十字引張試験片を用いて静的な十字引張試験を

冷間圧延高張力鋼板である。鋼板の圧延直角方向の引張特実施した。試験機は最大試験機容量 500 kN の（株）島津製

性（JIS 5 号試験片）
を表 1 に示す。本鋼板を用いて，スポッ

作所製万能試験機とし，載荷速度は 10 mm/min とした。試ト溶接により十字引張試験片を作製した。十字引張試験片

験中は 0.3 s ごとに荷重とストロークを記録し，最大荷重点の形状は，JIS Z 3138 に準拠し，試験片の長手方向（150 mm）

を CTS とした。十字引張試験は各ナゲット径について 5 本が圧延直角方向になるように採取した。

ずつ実施した。破断した十字引張試験片は，ナゲット中央

スポット溶接機は定置型交流式とし，電極先端形状は先端部で切断し，分離した破面同士を突き合わせてから樹脂込

径 7.0 mm の CR 型を用いた。加圧力は 5 394 N 一定とし，初め・鏡面研磨・ナイタールによるエッチングを行ない，光学期加圧時間：35 cycles/50 Hz，通電時間：16 cycles/50 Hz，

顕微鏡によりナゲット断面観察を行なって破壊形態を特定

保持時間：1 cycle/50 Hz のもと，溶接電流を 4.8 kA～7.5 kAした。また，各ナゲット径について代表的な破面形態を抽と変化させることによりナゲット径で 3 t ，4 t ，4.5 t ，出し，SEM（Scanning electron microscope）による破面観

5 t （t＝Sheet thickness，1.6 mm）の十字引張試験片を得察も実施した。加えて，CTS 以下の任意の荷重まで載荷した（以降，ナゲット径に応じて各試験片を 3 t ～5 t と記て除荷した後，未破断の十字引張試験片のナゲット中央部

述する）。

を切断・鏡面研磨・ナイタールによるエッチングを行なって，スポット溶接部の局所的な強度特性を調査するため，ビッカース硬さ試験を行なった。ビッカース硬さ試験は，母材～

光学顕微鏡によりナゲット断面を観察し，き裂発生・進展
挙動を調査した。

HAZ（Heat affected zone）～ナゲット～HAZ～母材を横断

2.3するラインにて，0.2 mm ピッチで荷重：2.94 N にて実施した。

解析方法

代表例として，3 t ￣ と 5 t ￣ のビッカース硬さ分布を測定要

対称性を考慮して，十字引張試験片の 1/4 対称ソリッド

領とともに図 1 に示す。ナゲットの硬さは約 420 Hv であり，モデルを作成し，ABAQUS Ver. 6.9-2 にて 3 次元弾塑性解析

母材定常部の硬さは約 320 Hv であった。ナゲット中心からを行なった。解析モデルは 3 t と 5 t の 2 ケースとし，最母材方向へと進むにつれて，硬さは一端上昇し，最硬化部（約

小メッシュ寸法は 25 mm×25 mm×113 mm とした。解析モ

440 Hv）を経た後に急激に最軟化部（約 270 Hv）まで低下し，デルを図 2 に示す。解析は治具で固定された部分を剛体とし，その後上昇して母材定常部へと至る。なお，同様なビッカー

一端は固定した上で他端に強制変位を与えることにより行

表 1 供試材の引張特性ようにナゲット，HAZ，母材領域を実体のマクロ観察や硬なった（図 2（a））
。モデルでは，図 2（b）や（c）に示す

Table 1

度から参照して設定した。また，シートセパレーションや電Tensile properties of steel sheet used

Lower yieldstress (MPa)Upper yieldstress (MPa)

892

894

TensileUniform
strength (MPa) elongation (％)
1 060

6.82

極の加圧によるインデンテーションも実体を忠実に再現した。なお，後術するように 3 t では負荷の初期段階（CTSの 16％）にコロナボンド部でき裂が確認されたため，図 （2 b）に示すようにその領域では二重節点を持つき裂を設けた。まt: Sheet thickness
HAZ: Heat affected zone

Vickers hardness, Hv(2.94 N)

500

た，3 t モデルでは，巨視的な観察からシートセパレーショ
ン終端は半円からなる切欠き状とし切欠き半径は 100 mm と450した。一方で後術するように，5 t で HAZ はシート間で上400

下対象に凹凸をなす w 型の形状を示していた。このため図2（c），（d）に示すようにシート間で HAZ は半楕円を上下

350

対象に等間隔で配置した形状で表した。楕円頂点部の切欠

300
250
200

Corona bond Sheetseparation
0.2 mm Nugget

150
100
−8

0.2 mmVickers
indentation

Nugget
HAZ
Base material
Nugget
HAZ
Base material

き半径は実測値を基に 25 mm とした。コロナボンドは HAZ
領域で上下中心位置に存在するものとした。さらに，3.3 節

3√t

で述べるように，シートセパレーション終端において HAZ5√t−6 −4 −20246Distance from the center of nugget (mm)がナゲット側へ凸形状を示す部位で負荷の初期段階（CTS8の 16％）にき裂が確認されたため図 2（d）に示すような二重節点を有するき裂を設けた。
解析においてナゲット，HAZ 領域では，母材の実験によ

図 1 ナゲット近傍におけるビッカース硬度分布
Fig. 1

Vickers hardness distribution around nuggets

り得た応力-ひずみ関係をベースに，母材との硬度比（たと− 15 −

JFE 技報 No. 34（2014 年 8 月）

高張力鋼板スポット溶接継手の破壊挙動に関する数値解析技術

Gripped part
(Rigid body)

0.01

Enforced displacement

5√tLongitudinal strain

0.008

Fixed
point
Symmetrical plane

Symmetricalplane(a) Overview
Indentation
Heat affected zone

0.006
0.004
0.002

0
−0.001

Corona bondBase material
Sheet separation

0.01

NuggetNotch-like part

Longitudinal strain(b) 3√t Model
Indentation
Base material
Sheet separation
Notch-like part
Corona bondFig. 33.1(d) Detail of notch-like part in 5√t model

Open: Experiment
Solid: Finite element analysis
0 1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11 12 13 14
Load (kN)

十字引張試験

3 t ，4 t ，4.5 t ，5 t の CTS をナゲット径と関連づけて図 4 に示す。図より，ナゲット径の増加とともに CTS は

図 2 CT 継手の 3 次元 1/4 モデル
3-Dimensional quarter part model of CT joints (t: Sheet
thickness)

上昇すること，加えて破壊形態は，はく離破断（3 t ），部
分プラグ破断（4 t ，4.5 t ），プラグ破断（5 t ）へと遷移

えばナゲットではナゲット硬度／母材硬度）を母材の降伏応

15

力，引張応力に乗じ，他方で一様伸びは母材のそれを硬度
Cross tension strength, CTS (kN)

比で除することにより外挿した。外挿の際には Swift の式を用いた。HAZ 領域では最硬化部と最軟化部を含む 8 パターンの応力-ひずみ曲線を外挿して作成し，図 1 に示した硬度分布に応じて 0.1 mm ピッチで入力した。
実験と解析との整合性を確認するために，試験片の定点にひずみゲージを添付して十字引張試験を実施し荷重―ひずみ関係を求め，解析のそれと比較した。実験のひずみは対称位置に添付したひずみゲージにて採取した試験片長手方

14
13
12

要領とともに図 3 に示す。いずれの継手も破断に至るまで
実験値と解析値は良く一致していることから，解析は実験をInterface fracture
Partial plug fracture

4.5√t

5√t
Average

Full plug fracture

11
10
9

4√t

8
7

3√t

6
5
3

向の値の平均値とした。3 t と 5 t の結果をひずみの測定

JFE 技報 No. 34（2014 年 8 月）

0.002

3． 結果

Crack(135 μm)

忠実に再現できていると解釈できる。

25 mm

0.004

Longitudinal strain histories of 3 t and 5 t joints inexperiments and finite element analysis (t: Sheet
thickness)

Point A

Point B

Fig. 2

Strain gauges

図3 3
 t および 5 t 継手における長手方向ひずみ履歴の実験値ならびに解析値(c) 5√t Model

Corona bond

0.006 62.5 mm

0−0.001

Nugget3√t62.5 mm0.008

Crack (1 235 μ m)

Heat affected zone

0 1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11 12 13 14
Load (kN)t: Sheet thickness
4

5
6
Nugget diameter (mm)7

図 4 ナゲット径と Cross tension strength（CTS）の関係
Fig. 4− 16 −

Relationship between nugget diameter and crosstension strength (CTS)

高張力鋼板スポット溶接継手の破壊挙動に関する数値解析技術

Heat affected zone
CracklengthSheetseparation

NuggetC

Coronabond

BA
10 μ m1 mm(a) Overview(b) Magnification of point A in (a)400 μ m

400 μ m(a) Load: 1 kN; Load/Cross tension
strength (CTS): 0.16(b) Load: 2 kN; Load/CTS: 0.33

NuggetCorona bond
10 μ m(c) Magnification of point B in (a)10 μ m

写真 2 3 t のき裂発生・進展挙動
Photo 2 Crack initiation and propagation behavior of 3 t joint(t: Sheet thickness)

Fractograph of 3 t joint (t: Sheet thickness)

2 000
Crack length from the end of sheet(μ m)
separation

することがわかる。3.2，3.3 節で，はく離破断とプラグ破断に着目し，破壊形態やき裂発生・進展形態について詳細に

1 500

示す。

3.2

400 μ m(d) Load: 5 kN; Load/CTS: 0.82(d) Magnification of point C in (a)写真 1 3 t の破面観察
Photo 1400 μ m(c) Load: 3 kN; Load/CTS: 0.49

はく離破断

1 000

3 t の破面観察結果を写真 1 に示す。写真より，はく離
したナゲット部はフラクタルな破面様相を呈しており，それを取り囲むように円周上に白色に見える領域が存在する（写真 1（a））。この領域は，はく離したコロナボンドで，拡大

Corona bond length(960 μm)5000

するとシャローなディンプルから構成されており，ディンプ

0.1 0.2 0.3 0.4 0.5 0.6 0.7 0.8 0.9 1.0

Load/Cross tension strength, CTS

ルの底にはところどころに介在物が存在する場合があった（写真 1（b））
。コロナボンドに隣接するナゲットの破面はへき開状の破面が主体的である（写真 1（c））
。ナゲット内部においても稜線が明瞭なへき開破面（写真 1（d）
）で構成さ

図5 3
 t の Load/Cross tension strength, CTS 増加に伴うシートセパレーション終端からのき裂長さの変化
Fig. 5

れることから，ナゲット全体でぜい性的な破壊が瞬時に生じ

Change in crack length from the end of sheet separation
with increasing of load/cross tension strength, CTS at
3 t joint (t: Sheet thickness)

たことが示唆される。
はく離破断についてさらに詳細に検討するため，3 t を対象にき裂の発生・進展挙動を調査した。観察結果を写真

のき裂がトリガーとなり CTS 近傍でき裂が急速にナゲットへ進展してぜい性破壊に至るものと結論づけられる。

2 に示す。CTS（平均値 )：6.09 kN に対し，1 kN でコロナ

3.3

ボンドがはく離し先鋭化したき裂が発生している（写真 2（a））
。このき裂はコロナボンド／ナゲット界面を超えナゲッ

プラグ破断

5 t の破面観察から，コロナボンドが破壊に寄与した可ト中へ 300 mm 程度進展していた。図 5 には写真 2（a）に能性はないこと，残存するプラグではディンプルなどの延性示すようにシートセパレーション終端からのき裂長さを測定的な破壊が示唆された。そこで，5 t のき裂発生・進展挙した結果について，横軸に荷重を CTS で正規化した値をとっ動を詳細に調査した。結果を写真 3 に示す。写真の中にはて示した。これらの図より荷重が 2 kN, 3 kN と増加してもプラグ破断を示した試験片の CTS（平均値）＝12.8 kN に対

初期き裂は進展せずに開口量のみ増加していることがわかする荷重の比も示した。写真より，シートセパレーション終る。さらに荷重が増加し，5 kN（CTS の 82％）となっても端でシート間の HAZ は上下対象に凹凸をなす w 型の形状を

き裂は進展せずに大きな開口を示すのみであった。写真 1示していることがわかる（以下，上記位置でナゲット方向へに示したようにナゲットの破面はぜい性的であることを勘案

凸な部分を凸部，凹な部分を凹部と略記する）。これは，

すると，3 t のはく離破断プロセスは負荷の初期段階（CTS

5 t は 3 t よりも溶接電流が高く，チリ発生電流（9.4 kA）の 16％）でコロナボンドのはく離を伴って発生した円周状に近いため，加圧・溶接中にシート間の HAZ 中央部が押し− 17 −

JFE 技報 No. 34（2014 年 8 月）

高張力鋼板スポット溶接継手の破壊挙動に関する数値解析技術

Coronabond

ク発生とは異なる部位）に発生した延性き裂が母材方向へ

Sheet
separation

進展することによりもたらされると考えることができる。

NuggetHeat
affected
zone

4． 考察
200 μ m(a) Load: 2 kN; Load/Cross tension
strength (CTS): 0.16

4.1

200 μ m(b) Load: 4 kN; Load/CTS: 0.31

初期き裂の発生

初期き裂の発生挙動とシートセパレーション終端の形状による応力集中との関連性について調べるために，図 2 に示した 3 t モデルおよび 5 t モデルともにき裂のないモデ

NuggetHeat
affectedzone

200 μ m(c) Load: 8 kN; Load/CTS: 0.63

ルを別途作製しシートセパレーション終端のコロナボンド部
や凸部に生ずる開口応力を解析により求めた。具体的には，400 μ m(d) Load: 10 kN; Load/CTS: 0.78モデルでは図 2（d）に示した Point A および Point B の節点
での開口応力を求めた。解析結果を図 6 に示す。3 t では，

写真 3 5 t のき裂発生・進展挙動
Photo 33 t モデルではノッチ状部位の最先端に位置する節点，5 t

Crack initiation and propagation behavior of 5 t joint(t: Sheet thickness)

コ ロ ナ ボ ン ド の は く 離 が 確 認 さ れ た 1 kN の 時 点 で1 300 MPa 程度の応力集中が認められる。一方，5 t ではコ
ロナボンドが存在すると考えられる Point A（凹部）では，
w 形のシートセパレーションとなることに起因して開口応力そのものが生じていない。対して Point B（凸部）では 2 kN
で 1 200 MPa を超える応力集中が生じており，実験ではその荷重で同部位において初期き裂が発生していた。これらの解析結果から，初期き裂は応力集中に起因して発生する

50 μ m(a) Load: 5 kN; Load/Cross tension
strength (CTS): 0.39

50 μ m(b) Load: 7 kN; Load/CTS: 0.55

こと，応力集中箇所はシートセパレーション終端の形状に依存することが示唆される。なお，5 t の主き裂の発生については 4.3 節で解析的に検討する。

4.2

モード I 応力拡大係数によるはく離破断評価

3 t のはく離破断では，負荷の初期段階にコロナボンドのはく離を伴う先鋭なき裂が発生，荷重増加に伴うき裂の1 500

50 μ m(c) Load: 9 kN; Load/CTS: 0.70

3√t

写真 4 5 t の主き裂の発生・進展挙動
5√t -Point B

Main crack initiation and propagation behavior of
5 t joint (t: Sheet thickness)

Opening stress (MPa)Photo 4

出 さ れ た た め と 考 えら れ る。2 kN の 載 荷 に より凸 部 に
135 mm のき裂が発生した。このき裂は 4 kN，8 kN と載荷しても開口をみせるのみで進展しなかった。そして，8 kN

1 000

500

の載荷時には初期き裂発生位置とは異なる凸部より母材方向へと進展したき裂が見られた。このき裂はさらなる載荷に0き裂の発生についてより詳細に調査した結果を写真 4 に示す。写真より 5 kN では凸部でサブクラックが認められるものの主き裂は認められない。7 kN の載荷により白矢印で示すように 50 mm 程度の主き裂がサブクラック発生位置と異なる凸部で発生し，9 kN で 100 mm 程度まで進展した。以0.5

1Load (kN)

1.52

図 6 3 t モデルと 5 t モデルのコロナボンド端ならびに
5 t ¯ モデルの凸部における開口応力と荷重の関係
Fig. 6

上より 5 t のプラグ破断は CTS の 55％で凸部（サブクラッ
JFE 技報 No. 34（2014 年 8 月）

5√t -Point A

0

より主き裂となり HAZ を超えて母材方向へと進展した。主− 18 −

Relationship between load and opening stress at theedge of corona bond in 3 t and 5 t models and convex
point in 5 t model (t: Sheet thickness)

高張力鋼板スポット溶接継手の破壊挙動に関する数値解析技術

Mode I stress intensity factor, KI (MPa√m)

150

は試験片内部より延性き裂が発生すること，切欠き半径がCross tension strength (CTS),
Brittle fracture from crack tip

小さい場合には切欠き底より延性き裂が発生すること，そしてこれらの延性き裂発生挙動は応力三軸度と相当塑性ひず
5）

みの関係によって解釈可能であることが示されている 。まKI=116 MPa√m
100

た，このとき切欠き底からの延性き裂は，同一材料であれば，3√t

切欠き半径，切欠き深さ，試験片形状によらず一定の相当

50塑性ひずみのもとで発生するとされている。

Ductile crack
initiation fromnotch-like partat the end of
sheet separation

5√t

写真 3 や写真 4 に示したように 5 t で主き裂はサブクラッ
クの存在しない凸部から発生しており，これは先の知見を参照すれば相当塑性ひずみ一定のもと切欠き底から発生する
延性き裂と見なすことができる。そこで，5 t モデルではサブクラックを図 2（d）のように初期き裂として設定し，サ

0

1

2

3

4

5

6

7

8

9

ブクラックの存在しない凸部の相当塑性ひずみに着目して

10

Load (kN)PEEQ（Average: 75％）
0.6
0.5
0.4
0.3
0.2
0.1
0

図7 3
 t および 5 t モデルにおける荷重とモード I 応力拡大係数の関係
Fig. 7

Relationship between mode I stress intensity factor andload in 3 t and 5 t models (t: Sheet thickness)

開口，CTS 直近におけるき裂のナゲットへの急速進展（ぜHeat affected zone
Sheetseparation

Nuggetい性破壊）という破壊プロセスをたどった。この過程は最CrackCoronabond

初に発生したき裂を予き裂と仮定し，CTS でナゲットがぜ

Basematerial

い性破壊するモデルとして捉えることができよう。そこで，
図 2（b）に示した 3 t モデルでは図 5 で実測した初期き裂
長さの平 均 値としてシートセパレーション終 端から
1 235 mm のき裂を導入した。また，き裂は開口モードが支

図 8 5 t モデルのシートセパレーション終端のノッチ状部位
における相当塑性ひずみ分布（荷重：7 kN）

配的であり荷重軸と垂直方向に進展すること，別途実施しFig. 8た試解析で CTS 近傍のき裂先端の開口応力分布において
r−1/2 の特異性を有すること（r：荷重軸と直角をなすき裂進
展方向におけるき裂先端からの距離）を確認したため，破0.5
Equivalent plastic strain in notch-like partat the end of sheet separation

壊パラメータとしてモード I 応力拡大係数（以下，応力拡大係数と略記）を採用した。応力拡大係数は，き裂先端を囲む積分経路から算出した J 積分値の安定解より平面ひずみ状態を仮定して求めた。比較のためプラグ破断を示した
5 t で，直接的に破壊に寄与してはいないが，図 2（d）に示した 135 mm の初期き裂先端の応力拡大係数も求めた。
3 t の応力拡大係数と荷重の関係を 5 t のそれとともに
図 7 に示す。3 t では応力拡大係数と荷重の間に線形関係が認められるのに対し，5 t でのそれはやや非線形である。
結果として，同一荷重において 3 t の応力拡大係数は 5 tのそれ よりも高 い。3 t で の 計 算 結 果 に 基 づ い たとき，
CTS：6.09 kN での応力拡大係数は 116 MPa m と算出され，Ductile crack initiationfrom notch-like part at
the end of sheet separation

0.4

Critical value=0.34

0.3

5√t
0.2

Brittle fracturefrom crack tip
3√t

0.1

0

実験結果を参照すればこの値がナゲットの破壊靱性値と考

1

2

3

4

5

6

7

8

9

10

Load (kN)

えられた。

4.3

Equivalent plastic strain distribution around notch-likepart at the end of sheet separation in 5 t model at loadof 7 kN (t: Sheet thickness)

図 9 3 t および 5 t モデルのシートセパレーション終端のノッチ状部位における相当塑性ひずみと荷重の関係

相当塑性ひずみによるプラグ破断評価

切欠き半径を変化させた円周切欠き丸棒引張試験での延Fig. 9性き裂発生に関する知見では，切欠き半径が大きい場合に− 19 −

Relationship between load and equivalent plastic strain
in notch-like part at the end of sheet separation in 3 t
and 5 t models (t: Sheet thickness)
JFE 技報 No. 34（2014 年 8 月）

高張力鋼板スポット溶接継手の破壊挙動に関する数値解析技術

解析を実施した。図 8 には 5 t で延性き裂発生が認められ

5.

まとめ

た荷重である 7 kN を載荷したときの延性き裂発生箇所近傍における相当塑性ひずみ分布の解析結果を示した。図より

本研究では，ナゲット径を変化させた 980 MPa 級高張力

サブクラックのない凸部から母材方向へと相当塑性ひずみ

鋼板の十字引張試験を実施し，ナゲット径変化による CTSの集中が認められ，写真 3 や写真 4 と照らし合わせると，ほの変化ならびに破壊挙動の遷移について調べるとともに，特ぼ同じ箇所・方向で延性き裂が発生していることが確認でにはく離破断とプラグ破断について破壊挙動を詳細に調査きる。凸部で相当塑性ひずみがもっとも集中した箇所でのした。そして，本スポット溶接継手の実破壊現象に即した相当塑性ひずみと荷重の関係を図 9 に示す。相当塑性ひず

破壊パラメータを提案し，数値解析を用いて破壊挙動を検

みは延性き裂発生が約 50 mm であったことから 50 mm×討した。得られた知見を以下に示す。

50 mm のメッシュ内での平均値をとった。図中には比較のた（1）ナゲット径の増加に伴い CTS は増加し，破壊形態は，

め 3 t のシートセパレーション終端のノッチ状部位でもっはく離破断 (3 t )，部分プラグ破断 (4 t ，4.5 t )，プとも相当塑性ひずみが集中した箇所の計算結果も示した。

ラグ破断 (5 t ) へと遷移した。

5 t において相当塑性ひずみは荷重増加とともに増加し，（2）3 t のはく離破断において負荷の初期段階にコロナボ

延性き裂発生点（7 kN）での限界値は 0.34 と算定された。

4.4

ンドのはく離が生じ，ナゲットを囲むような円周状のき裂が発生した。さらに負荷してもき裂は開口するのみで破壊パラメータと破壊挙動容易に進展せず，CTS 近傍でナゲットへとぜい性的に進展し最終破壊した。

3 t の場合，コロナボンドに最も応力が集中することから，負荷過程の初期にコロナボンドがはく離しナゲット内へとい（3）5 t ではシートセパレーション終端でシート間の HAZ

たる 1 235 mm 程度の先鋭な初期き裂が発生する。このき裂はほぼ上下対象に凹凸をなす w 型の形状を示した。プ

先端の応力拡大係数は図 7 に示したように荷重増加ととも

ラグ破断では，負荷初期に凸部の応力集中により初期にほぼ線形に上昇し，ナゲットの破壊靱性値と考えられるき裂が発生するが進展せず，ついで初期き裂発生位置

116 MPa m の限界値に達したときにぜい性的なはく離破断とは異なる凸部から延性き裂が発生しこれが HAZ，母を示すと解釈される。これに対し，5 t ではシートセパレー

材方向へと進展し破壊に至った。

ション終端が w 型の形状であることからコロナボンドにあ（4）3 t では，はく離が見られたコロナボンド部で応力集たる部位（凹部）にはほとんど応力が生じずにはく離しない。

中が認められるのに対し，5 t ではコロナボンドが存

応力は HAZ 領域にある凸部に集中し初期き裂が発生するが在すると考えられる凹部で，w 形のシートセパレーショ

その長さは 135 mm 程度と 3 t に比して短くリガメントも大ンとなることに起因して開口応力そのものが生じていな

きい。このため荷重に対するき裂先端の応力拡大係数の上い。5 t では，凸部において応力集中が生じており，

昇代は 3 t よりも緩やかであり，き裂は進展せずに開口の実験では同部位において初期き裂が発生していた。

みを示したことから少なくとも次過程の延性き裂の発生まで（5）3 t ではく離破断時 (＝CTS) のモード I 応力拡大係数

は初期き裂の応力拡大係数は HAZ の破壊靱性値には達してを解析により算出した結果，116 MPa m と見積もられいないと考えられる。

た。

一方，5 t のシートセパレーション終端の初期き裂が存（6）5 t の解析で初期き裂発生位置とは異なる凸部におい在しない凸部では図 8 にあるように相当塑性ひずみの集中て相当塑性ひずみの集中が見られその集中度合いと延が見られ，荷重増加に対する上昇代を大きくしながら相当性き裂発生位置はほぼ一致した。このとき延性き裂発塑性ひずみが増加し，限界値と考えられる 0.34 に達した時

生時の限界相当塑性ひずみは 0.34 と算出された。

点で主となる延性き裂が発生する（図 9）。発生した延性き（7）シートセパレーション終端形状に起因した応力集中によ

裂は HAZ を経て母材へと進展しプラグ破断する。3 t におる初期き裂の発生，初期き裂先端の応力拡大係数によいてもシートセパレーション終端のノッチ状部位で相当塑性

るぜい性き裂進展，シートセパレーション終端のノッチ

ひずみが集中する部位は存在するが，その値は 5 t よりも状部位における相当塑性ひずみを用いた延性き裂発生

常に低いことから延性き裂発生にはいたらず，上述のはく離の観点から十字引張試験の破壊挙動を示した。継手形

破断が生じるものと理解される。

式や負荷様式が変化しても初期き裂発生，ぜい性破壊，

以上のような考え方に基づけば，継手形式や負荷様式が延性き裂発生現象を捉えることで破壊評価が可能とな変化しても初期き裂発生，ぜい性破壊，延性き裂発生現象

るものと考えられ，今後展開したい。また，低強度破を捉えることで，応力集中，応力拡大係数，相当塑性ひず

壊であるはく離破断防止措置についても上述の観点かみによる評価が可能となるものと考えられ，今後展開していら検討していく予定である。

きたい。

JFE 技報 No. 34（2014 年 8 月）

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高張力鋼板スポット溶接継手の破壊挙動に関する数値解析技術

参考文献
1）田中甚吉，樺沢真事，小野守章，長江守康．日本鋼管技報．1984, no.
105, p. 72.
2）結城良治，大平壽昭，中務晴啓，李湲．日本機械学会論文集（A 編）．
1985, vol. 51, no. 467, p. 1772.
3）Radaj, D. Engineering Fracture Mechanics. 1989, vol. 34, no. 2, p. 495.
4）Zhang, S. International Journal of Fracture. 2001, no. 112, p. 247.
5）Toyoda, M.; Ohata, M.; Yokota, M.; Yasuda, O.; Hirono, M. Proceedingsof 20th International Conference on Offshore Mechanics and Arctic
Engineering. 2001, OMAE2001/MAT-3103.

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貞末

照輝

伊木

聡

谷口

公一

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