JFE 技報 No. 34（2014 年 8 月）p. 56-63

耐破断性に優れた溶接接合法「NBFW® 法」®

NBFW (Non Brittle Fracture Welding) Method,
Preventing Joint Part of Structural Members
from Occurring Early Brittle Fracture
木下

智裕

KINOSHITA Tomohiro

JFE スチール

スチール研究所

村上行夫

MURAKAMI Yukio

JFE スチール

建材センター

土木・建築研究部

松井和幸

MATSUI Kazuyuki（株）セイケイ執行役員（常務）

建材開発部

主任研究員（副課長）

主任部員（課長）

要旨®

NBFW 法は，母材側にオーバーラップさせたビード（ビード U）とその上に積層した再熱ビード（ビード T）
を設けることにより，表層における溶接止端部 HAZ（熱影響部）の材質改善と，き裂を母材側に誘導することによ®

る早期の脆性破断発生の危険性を減じることができる。柱 - ダイアフラム溶接部および梁端溶接部に NBFW 法を適用した部材による構造実験を実施し，早期に脆性破断することなく良好な変形性能が発揮されることを確認した。
また，実験を模擬した FEM（有限要素法）解析により，表層 HAZ における相当塑性ひずみが緩和されることを明らかにした。

Abstract:®

Application of NBFW (Non Brittle Fracture Welding) method which provides overlapped bead to base metal, beadU, and temper bead T to weld joint part makes it possible to improve the quality of surface heat affected zone (HAZ)
and plastic deformability by leading the crack to the base metal. This paper gives the outline of loading test of column®

diaphragm member specimen and column-beam member specimen in which NBFW is applied to weld joint parts. It®

was verified that applying the NBFW leads good deformability without early brittle fracture. Also by finite element®

method (FEM) analysis it was verified that NBFW decreases the effective strain on surface HAZ.

1． はじめにや延性，靭性の低下および残留応力が発生するため，地震時の変形に対して早期にき裂が発生して脆性破断する危険
1)

建築鉄骨構造では，大地震に対して設計で想定したより性が指摘されている 。このため，プレスコラムを柱部材とも早期に（部材変形量が小さいうちに）崩壊することなく，して適用するに際しては，構造設計時にダイアフラム形式ご塑性変形などによって適正に地震エネルギーを吸収することに規定された作用応力を割り増すこと（設計ペナルティ）とが求められる。そのためには，鉄骨部材同士の接合部，が課せられている。

本論では，主にプレスコラム - 通しダイアフラム溶接継手

特に溶接接合部における早期の脆性破断発生を防止する必
要がある。

2, 3)

を対象とし，溶接止端部 HAZ における材質改善と，母材へ一般に，溶接施工に際して形成される熱影響部（HAZ）

き裂進展を誘導して HAZ に沿った脆性破断を防止すべく開の一部組織では，強度が高く靭性・延性の低い脆化組織が発 さ れ た 溶 接 積 層 法 NBFW （Non Brittle Fracture認められる。大地震などにより大変形が生じ，HAZ が存在

Welding）法について，その特徴および適用効果を概説する。

する溶接止端部において延性き裂が発生すると，上記の脆

また，角部における母材靭性を保証し，NBFW 法を適用す化組織内をき裂が進展し，柱材としての本来の部材変形性ることで上記の設計ペナルティを免除された高性能プレス能を発揮する以前に脆性破断が生じる危険性がある。した

コラム G385T について，部材載荷実験結果と併せてその特がって，良好な部材変形性能を確保するには，大地震等で徴を記す。さらに，梁端溶接部に NBFW 法を適用した場

柱鉄骨が塑性化したとしても，この HAZ の脆化組織にき裂合の効果についても実験・解析によって検証する。

®

®

®

を進展させないようにすることが有効である。
冷間プレス成形角形鋼管（以下，プレスコラム）は，角

2． NBFW® 法の概要と適用効果部は常温で成形加工され，鋼材の加工硬化による強度上昇
1 章で述べたように，建築鉄骨構造においては溶接接合部
2014 年 1 月 14 日受付の早期脆性破断を防止することが耐震安全性の確保に直結－ 56 －

Copyright © 2014 JFE Steel Corporation. All Rights Reserved.

®

耐破断性に優れた溶接接合法「NBFW 法」

5 mm―12 mm
8 mm ≧
Bead U
Crack growth
direction
Heat affected zone (HAZ)

Diaphragm

Bead T

Flank angle
Crack growth
direction(Estimate root)

Columnskin plate
Bucking plate(a) NBFWⓇ(a) NBFWⓇ(b) Nominal welding

写真 1 破断状況の比較

図 1 NBFW® 法の概要
Fig. 1(b) Nominal welding

Photo 1®

Outline of NBFW method

Compare with state of fracture

工場にて溶接ロボットにより施工されるのが一般的である（図 2 参照）。上述の施工条件を満足するよう積層パターン
Press
column6)

Beamがロボットメーカーによってプログラム化されており ，安NBFWⓇ

定して適正に施工することが可能となっている。
写真 1 は，通しダイアフラムを有するプレスコラム部材のDiaphragm

載荷実験における終局状態を示すものであり，プレスコラム
Fig. 2図 2 通しダイアフラム継手

角部における通しダイアフラム継手における破断状況を表し

Weld joint of diaphragm-press columnている。写真 1（a）は NBFW 法による試験体であり，表®

層 HAZ より生じた延性き裂が母材側に進展した状況を表しする。本章では，プレスコラムに対して脆性破断を防止する®

ている。写真 1（b）は従来溶接による試験体であり，HAZ

ための溶接積層法として広く適用されている NBFW 法にに沿って脆性的に破断した事例である。その他，文献 7～9）

ついて概説する。なお，NBFW 法の詳細については文献 4, 5）®

などにて NBFW 法をプレスコラム-通しダイアフラム継手に解説されているので別途参照されたい。

に適用した部材による載荷実験結果が報告されているが，®

図 1 に従来溶接法と NBFW 法の概要を比較して示す。

®

いずれも最終破断状況は写真 1（a）と同様に母材にき裂が

図 1（b）に示すように，ビード U と称する開先面側表層に進展しており，HAZ に沿った脆性破断発生事例は報告され一定寸法張り出したビードを設け，その上にビード T と称ていない。

する再熱ビードを積層していることを特徴とする。
まず，ビード U によって，脆化部を含む HAZ および融合

3． 高性能プレスコラムによる構造実験・解析部（FL）が一直線ではなくなり，表層 HAZ に生ずるき裂の3.1

伝播経路が複雑化されることで，き裂が母材へ流れやすく

高性能プレスコラムなる。母材の靭性が一定以上（一般には 0℃におけるシャル

文献 2）では，プレスコラムを含む冷間成形角形鋼管柱でピー吸収エネルギー 70 J 以上が目安となる）確保されていは，冷間加工による材質劣化を考慮し，構造設計時に作用る場合には，早期の脆性破断発生の危険性が低減される。

応力割増係数を乗じて安全率を見込むこと（設計ペナル

さらに，フランク角（溶接最終層と母材表面のなす角）を小ティ）が求められている。一方，溶接四面 BOX や熱間成形

さく管理しやすく，表層 HAZ, FL が従来溶接に比べて作用角形鋼管については設計ペナルティが不要もしくは低減さ

モーメントが最大となる位置より若干離れることから，表層れることから，部材断面が剛性ではなく耐力によって決定付

HAZ における応力，ひずみ集中の低減も期待できる。また，けられる場合には冷間成形角形鋼管は不利になる。一方，

ビ ード T に よ っ て，ビ ード U お よ び 溶 接 部 止 端（ 表 層

文献 10）などで，角部にある程度の靭性があれば，冷間成HAZ）が再熱され，組織が微細化することで靭性改善効果

形角形鋼管も同じ幅厚比の溶接四面箱形断面材と同等以上が見込まれる。

の塑性変形能力を有するという実験結果が報告されている。
®

ただし，上述の効果を最大限発揮させるためには，ビー

そこで，NBFW 法を適用して表層 HAZ からのき裂を母

ド U およびビード T はその寸法は図 1 に示される範囲で，材へ誘導することと，化学成分を最適化することで良好な溶接入熱とパス間温度は下記の条件にて適切に管理し，最母材角部の靭性を確保・保証（0℃におけるシャルピー吸収5)

終層は 3 パス以上に分けて施工しなければならない 。

エネルギー 70 J 以上）することにより，設計ペナルティを

ビード U：入熱 15～22 kJ/cm，パス間温度 250℃以下

免除することが認められたプレスコラム（以下，高性能プレ

ビード T：入熱 15～25 kJ/cm，パス間温度 250℃以下

スコラム）が開発されている。表 1 に（株）セイケイ -JFE®

前述のように，NBFW 法はプレスコラム-通しダイアフラ

スチールのプレスコラム製品（建築構造用鋼材として国土ム継手において広く適用されており，その溶接は鉄骨製作

交通大臣認定を取得したもの）の規格一覧を示す。そのうち，－ 57 －

JFE 技報 No. 34（2014 年 8 月）

®

耐破断性に優れた溶接接合法「NBFW 法」

表 1 プレスコラムの規格一覧（（株）セイケイ，JFE スチール）
Table 1

Spec of press column (Product by SEIKEI Column Corp. and JFE Steel)
Mechanical properties

Designation

YS
TS
YR
2
2
(N/mm ) (N/mm ) (%)

t (mm)

235-355 400-510 ≦80 12＜t≦16

BCP235C

JIS 1A

16＜t≦40
12

BCP325325-445 490-610 ≦80 12＜t≦16

BCP325C

JIS 1A

16＜t≦40
325-445 490-610 ≦80

BCP325T
G385B

12≦t≦16
16＜t≦40

JIS 1AJIS 5
JIS 4

385-505 550-670 ≦80 19≦t≦50

G385C

19≦t≦32

G385T

385-505 550-670 ≦80 32＜t≦40

G385T-Z25

JIS 1A

32＜t≦50
19≦t≦32G440B

440-540 590-740 ≦80 32＜t≦40

G440C

JIS 4
JIS 1 A

20＜t≦50

JIS 4

vE
(J)

(%)

RA
(%)

18≦

―

―

22≦

25≦Ave.
15≦Each

27 ≦
(0˚C)

≦0.020 ≦0.008

17≦

―

―

≦0.030 ≦0.015

21≦

25≦Ave.
15≦Each

27 ≦
(0˚C)

―

70 ≦
(0˚C)

Test piece

12

BCP235Chemical composition (mass%)

El

17≦
21≦

*2

*1

70 ≦
(0˚C)

―

16≦

*2

20≦

25≦Ave.
15≦Each

15≦

―

16≦
20≦

70 ≦
(0˚C)
*1

25≦Ave.
15≦Each≦0.030 ≦0.015*1

25≦Ave.
15≦Each

15≦

S

*1

―

26≦
20≦

P

47 ≦
(−40˚C)≦0.020 ≦0.008

Ceq

PCM

fHAZ

≦0.36 ≦0.26―≦0.44 ≦0.29―≦0.020 ≦0.005 ≦0.44 ≦0.29 ≦0.58≦0.030 ≦0.015≦0.020 ≦0.008≦0.40 ≦0.26 ≦0.58≦0.020 ≦0.005 ≦0.40 ≦0.26 ≦0.52≦0.030 ≦0.008≦0.020 ≦0.008≦0.44 ≦0.22―

YS: Yield strength
TS: Tensile strength
El: Elongation
YR: Yield ratiovE: Charpy absorbed energy
RA: Reduction of area in through thickness tensile test
*1
*2
Flat part
Flat part and corner part
Carbon equivalent: Ceq = C + Mn/6 + Si/24 + Ni/40 + Cr/5 + Mo/4 + V/14
Weld crack sensitivity composition: PCM = C + Si/30 + Mn/20 + Cu/20 + Ni/60 + Cr/20 + Mo/15 + V/10 + 5B
The HAZ toughness estimation parameter for MAG welding: fHAZ = C + Mn/8 + 6 (P + S) + 12N-4Ti (If the chemical composition ofTi≦0.005%, it is regarded as zero.)

BCP325 T と G385T，G385T-Z25 が上記のプレスコラムに該

順に各振幅につき 2 サイクルずつ載荷した。

当する。なお，BCP325T は一般社団法人日本鉄鋼連盟によ

図 4 に実験結果を，写真 2 に載荷終了後の試験体の一例（試る共通規格材であり，G385T は（株）セイケイ，JFE スチー

験体 T2）を示す。ただし，図 4 の縦軸は累積塑性変形倍率

ルが開発し大臣認定を取得した個別規格材である。いずれh であり，（1）式で定義される指標である。

の鋼種も最適な成分設計（特にリン（P），硫黄（S）を低減），
最適な圧延条件を設定することで，母材の靭性を向上させ

h＝SW/（Mp・qp）……………………………… （1）

るとともに，冷間加工部である角部靭性を高値に保証してお®

り，NBFW 法を適用することで設計ペナルティを免除する
3)

SW：塑性ヒンジが吸収したエネルギー（kJ）

2

ことが認められている 。ここでは，550 N/mm 級高性能

Mp：対象部材の全塑性モーメント（kN・m）

プレスコラムである G385T について，その載荷実験結果とqp：対象部材の全塑性モーメント時の部材回転角（rad）

FEM（有限要素法）解析結果を以下にまとめる。

3.2

載荷実験結果横軸は幅厚比 D/t を鋼管平板部スキンプレートの引張試

本節では G385T による通しダイアフラム継手を有する柱部材による構造実験結果について示す。
表 2 に試験体一覧を，

験結果による降伏耐力 sy で基準化した一般化幅厚比 a で整理している。

図 3 に試験体形状および載荷方法概要を示す。実験は両端T1 試験体は局部座屈により耐力低下したため，最大耐力

単純支持で中央の通しダイアフラム - プレスコラム継手を載から耐力が 5％低下した時点を終局としてデータを整理し荷する 3 点曲げ実験である。載荷は正負交番の繰返し載荷

た。その他の試験体は，いずれもダイアフラム溶接部ビードとし，材端（ここでは通しダイアフラム-コラム溶接部）が止端から発生した延性き裂が鋼管母材側へ進展し，大きく

全塑性モーメントに達したときの部材変形角 qp を基準変位

塑性変形した後，破断した。これは「溶接（熱影響）部でとし，±0.5qp →±1.0qp →±2.0qp →±4.0qp →±6.0qp →…のの破壊を防止して鋼管母材の性能を最大限に発揮させる」

JFE 技報 No. 34（2014 年 8 月）

－ 58 －

®

耐破断性に優れた溶接接合法「NBFW 法」

表 2 G385T 曲げ試験体

T4

Bending specimens of G385T

No.

D
t (mm)
(mm)

D/t

r
(mm)

LD

Mp
qp (rad)(kN・m)

T1

450

19

T2

500

32

23.7

66.5

45°

1 993

0.011 4

15.6

112

45°

3 786

0.010 6

T3

500

T4

400

32

15.6

112

45°

3 729

0.010 5

32

12.5

112

45°

2 288

0.013 8

T5

500

32

15.6

112

0°

4 194

0.011 8

T6

500

32

15.6

112

45°

4 045

0.011 4

T7

600

32

18.8

112

45°

6 115

0.009 3Cumulative plastic deformation ratio, η

Table 2100

D: Width of cross-sectont: Thickness of cross-secton
r: The outer diameter of the corner of square tube secton
Mp: Calculated full plastic moment
LD: Loading direction
qp: Calculated rotation angle at Mp®
*Column-diaphragm joint are all weld by NBFW (Fig. 1(a)).

Cross-section of specimen

T6

T3

＊

Local buckling
T2

T1＊
40

T7

20
FB

FA
1

2

3

α : Equivalent width-thickness ratio＝(σ y /E)(D/t)2
σ y: Yield strength of column on flat part E: Youngʼs modulus
D : Width of column t: Thickness of column

図 4 G385T の曲げ実験結果
Fig. 4

θ : Angle of the member

Result of G385T bending test

No. T2

Bead U

Loading

Square tube
Pin
support60

1/α

M: Moment

t

r

t

80

0

Model to the cantilever

Loading
direction: 45ºDLoading
direction: 0ºrDT5 (0º Direction)

NBFWⓇ applied

Pin
supportCrack growth
Heat Affected Zone
ColumnDiaphragm
3 222 mm

3 222 mm

Bucking Plate

写真 2 載荷終了後の試験体（T2）

図 3 G385T の曲げ実験概要
Fig. 3

Photo 2

Overview of G385T bending test®

という NBFW 法で想定している破壊モードである。

Final state of specimen T2

ける応力・ひずみの集中緩和効果に関しては，実験で精緻®

以上の結果より，NBFW 法を適用した G385T では，安に評価することは困難であることから，本節では，図 3 の 3定したエネルギー吸収能力が期待でき，早期に脆性破断す

点曲げ実験をモデル化した FEM 解析によって NBFW 法のることなく延性き裂を目標どおりに母材側に誘導できること

適用効果を検証する。

®

が確認された。なお，G385T について，本節で述べた 3 点

実験では表層 HAZ からの延性き裂発生以後の挙動を正確

曲げ実験の他にも短柱圧縮実験や，耐火性能検証実験，に評価することは難しいため，き裂発生は考慮せずに，それCFT（Concrete filled tube）柱の圧縮曲げ実験などの建築構までの表層 HAZ における相当塑性ひずみに着目して検証す

造物の柱としての性能を検証した各種構造実験を実施してる。一般には延性き裂の発生およびその進展のクライテリア

おり，良好な結果が得られている。その成果は上述の 3 点

は応力多軸度と相当塑性ひずみによって決定づけられると曲げ実験結果詳細と併せて文献 11）にまとめられているのされるが，文献 12）によれば，表層からの延性き裂発生ク

で，別途参照されたい。

3.3

ライテリアは応力多軸度に依存せずに，相当塑性ひずみによってのみ決定づけられることが示されている。すなわち，FEM 解析結果

相当塑性ひずみの大小を比較することで，表層 HAZ での延3.2 節 で 述 べ た G385T に よ る 3 点 曲 げ 実 験 結 果 よ り，性き裂の発生しやすさを評価できると考えられる。

®

NBFW 法を適用することで写真 2 に示すように想定どおり解析モデル概要を図 5 に，解析ケース一覧を表 3 に示す。
®

の破壊性状が得られ，良好な塑性変形性能が得られること

載荷点におけるプレスコラム-ダイアフラム溶接部に NBFW®

法を適用した場合と適用しない場合とで表層 HAZ での相当が実証された。一方，NBFW 法で期待した表層 HAZ にお－ 59 －

JFE 技報 No. 34（2014 年 8 月）

®

耐破断性に優れた溶接接合法「NBFW 法」

塑性ひずみを比較する。モデル化に際しては，プレスコラム

図 6 に解析結果を示す。ただし，縦軸は相当塑性ひずみの平板部と角部，母材と HAZ は区分し，それぞれ独立したであり，横軸は部材変形角 q を全塑性モーメント Mp 到達時

応力-ひずみ曲線を与えた。また，実際の試験をなるべく正の 部 材 変 形 角 qp で 基 準 化 し た も の で あ る。 図 6 よ り，

確にモデル化するために，プレスコラム板厚方向の強度傾

NBFW 法を適用することで，表層 HAZ における相当塑性

斜も再現し，板厚方向に 5 等分割し，硬さ試験結果に基づひずみが低減されていることがわかる。

®

き個別に応力-ひずみ曲線を与えた。なお，解析 Case 1 とCase 2 で溶接部の形状以外（素材の応力-ひずみ曲線，形状

4． 梁端溶接部への適用検討など）はすべて同一とした。
®

3 章では，プレスコラム-通しダイアフラム継手に NBFW

法を適用した場合について，その効果を実験および解析でLoading検証した。一方，梁端溶接部（柱スキンプレート-梁フラン

Heat Affected zone

ジ継手）ついて，一般には梁に適用される鋼材の延性・靭性・溶接性は良好な場合が多く，脆性破断は生じにくい。したWeld joint®

がって，NBFW 法のビード T による靭性改善効果が部材

Weld metal

変形性能向上には直結しにくい。一方で，ビード U による

atrain concentrated

表層 HAZ への応力集中緩和効果が期待でき，部材変形性能向上につながる可能性がある。また，今後需要が増加する
Diaphragmと考えられる高強度梁への適用を想定し，梁端溶接部への®

NBFW 法適用効果を検証した部材実験結果と FEM 解析結

Press column

果を以下に示す。

4.1

載荷実験

表 4 に試験体一覧を示す。図 7 に載荷方法の概要を示す。
®

いずれの試験体も梁フランジには HBL 385B 材を，ウェブ

図 5 FEM 解析モデルの概要
Fig. 5®

に は HBL 385B-L 材 を 使 用 し た（ い ず れ も 建 築 構 造 用Overview of finite element method (FEM)

表 3 解析モデル一覧
Table 3Case

Column□ 500 mm×32 mm

2

G385T (Press column)

Table 4

Welding

No.

®

1B

Nominal2B

NBFWSpecimen (Beam-column member)

Section
BH-500×200×
12×19

Flange®

Web

Welding®

NominalHBL 385B HBL 385B-L

NBFW

®

0.15
Case 1

0.10

Case 2400

θ : Angle of the member
θp: Calculated rotation angle at
Mp (Calculated full plastic moment)

Colum
Beam

500
1 800

Effective plastic strain at surface heat affected zone (HAZ)

Analysis models of finite element method (FEM)
Section1

表 4 試験体一覧（ト字形部材実験）

0.05
2 060
Loading

0

0.5

1.0

1.5

2.0
θ /θ p

2.5

3.0

3.5

3 000
Unit: mm

図 6 解析結果（相当塑性ひずみ）
Fig. 6

Result of finite element method (FEM) (Effective plasticstrain)JFE 技報 No. 34（2014 年 8 月）

－ 60 －

図 7 ト字形部材実験の概要
Fig. 7

Loading test by beam-column member®

耐破断性に優れた溶接接合法「NBFW 法」

2

550 N/mm 級鋼，国土交通大臣認定材）。表 5 には使用鋼

載荷は正負交番の繰返漸増振幅載荷とし，梁端での作用

材の機械的性質を示す。試験体 No. 1B は梁端溶接部を通常

モーメントが全塑性モーメント Mp に達するときの梁の部材のレ形 35°開先の完全溶け込み溶接としたものであり，試験®

体 No. 2B は梁端溶接部に NBFW 法を適用したものである。

変形角計算値 qp を基準とし，1qp → 2qp → 4qp → 6qp と載荷し破断に至るまで継続した。
図 8 に実験結果を示す。ただし，縦軸は梁端での作用モー

Table 5

表 5 引張試験結果（JIS 5 号）

メント M を全塑性モーメント Mp で無次元化した値であり，Tensile test result (Test by JIS 5 test piece)

横軸は梁の部材変形角 q を qp で無次元化したものである。
図 9 には累積塑性変形倍率 h（＝塑性変形性能の指標）をThickness
(mm)

YS
2
(N/mm )

TS
2
(N/mm )

El
%

YR
%

®

19

452

573

45

79

®

歴ループで囲われる面積の総和として定義する（
（1）式と

12

394

555

47

71

同じ定義）
。写真 3 には載荷終了後の梁端接合部の破断状況

Designation
HBL 385B
HBL 385B-L

YS: Yield strength
YR: Yield ratio

TS: Tensile strength

比較して示す。累積塑性変形倍率 h は図 10 に示すように履

El: Elongationを示す。いずれの試験体も梁端溶接部の始終端における表層 HAZ より延性き裂が進展し，最終的には脆性的に破断した。なお，フランジ端部では板厚方向に HAZ に沿って延性き裂が生じたが，途中より母材へき裂が流れていた。

No. 1B

図 5 より，試験体 No. 1B で h＝47.8，試験体 No. 2B で h®

＝60.7 が得られている。また，NBFW 法を適用した試験体
No. 2B0

10

No. 2 は試験体 No. 1 に比べて，h が約 2 割大きく，NBFW
20

30

η

40

50

60

法を適用することで塑性変形性能が向上する結果となった。

70®

NBFW 法の適用効果については，FEM 解析でも検証しており，その結果概要を 4.2 節に示す。

図 9 累積塑性変形倍率の比較
Fig. 9®

4.2

Test result (h)FEM 解析

解析モデルは前述の実験試験体 No. 1B と No. 2B を模擬

M: Moment at weld joint
Mp: Full plastic moment of beam section
θ : Angle of the beam member
θp: Calculated rotation angle at Mp
η: Cumulative plastic deformation ratio
M/Mp

Beam
flangeη

Beamflangeθ /θ pNo. 1B

図 10 h の定義
Fig. 10

−8

−6

−4

写真 3 載荷終了後の試験体

Definition of h
1.5

−2

No. 2B

Photo 3

M/Mp

Final state of specimen
1.5

1.0

1.0

0.5

0.5

0
2

4

−0.5

6

θ /θ p

8 −8

−6

−4

−1.0

−2

M/Mp

0
2

4

−0.5

6

8
θ /θ p−1.0−1.5(b) No. 2B (NBFW®)−1.5(a) No. 1B (Nominal)

図 8 梁端曲げモーメント-部材変形角関係
Fig. 8

Test result (Bending moment-deformation)－ 61 －

JFE 技報 No. 34（2014 年 8 月）

®

耐破断性に優れた溶接接合法「NBFW 法」

No.1_mDEPO

No.1_mColumnBeam

HAZ
HAZ: Heat affected zone
DEPO: Deposit metal

No.2_mNo.2_m

図 12 相当塑性ひずみコンター図

図 11 解析モデル
Fig. 11

Fig. 12Analysis model

したものであり，それぞれ No. 1_m, No. 2_m と記す。図 11

Contour of effective strain

0.3にはモデル化した溶接部を示す。それぞれ表層 HAZ での相当塑性歪の大小を比較した。
Effective plastic strain

図 12 には梁端が全塑性モーメントに達したときの溶接止端部での相当塑性ひずみコンター図を示す。図 13 に解析結果を示す。図 13 の縦軸は表層 HAZ での相当塑性ひずみで®

あり，横軸は載荷点変位である。図 13 より，NBFW 法を適用することで，表層 HAZ への歪集中が緩和されており，破断の起点となる表層からの延性き裂発生を遅延させる効果が期待でき，部材変形性能向上に寄与するものと考えら

0.2

0.1
No.1_mNo.2_mれる。

5． おわりに

0

20
40
60
80 100
Deformaiton at loading point (mm)

本論で得られた知見を以下にまとめて示す。

図 13 FEM 解析結果®

（1）NBFW 法について，その概要と適用効果について概説

Fig. 13 Finite element method (FEM) Result®

した。NBFW 法を適用することで，溶接止端における靭性改善効果とき裂を確実に靭性の優れる母材側へ誘®

導する効果が見込まれる。

についても，NBFW 法を適用することで，部材変形性（2）角部靭性を保証した高性能プレスコラム G385T もしく

能向上を期待できる。

®

なお，「NBFW」は JFE スチールおよび（株）セイケイに法を適用することで，一般の冷間成形角形鋼管柱に課

よ る 登 録 特 許（ 特 許 3711495 号， 特 許 3817669 号， 特 許

せられる設計ペナルティを免除することが認められてい3937389 号，特許 3937402 号），登録商標（商標第 5436721 号）

る。

である。

は BCP325T では，柱-通しダイアフラム継手に NBFW

（3）G385T を用いた 3 点曲げ実験およびそれをモデル化し®

た FEM 解析により，NBFW 法を適用することで良好な部材変形性能（エネルギー吸収能力）を確保できることを確認した。

参考文献
1）桑村仁，松本由香，武谷政國．熱間成形および冷間成形角形鋼管の脆性破壊．日本建築学会構造系論文集．1997-04, no. 494, p. 129-1362.
2）日本建築センター．2007 年度版建築物の構造関係技術基準解説書．

（4）ト字形部材実験およびそれをモデル化した FEM 解析により，梁端溶接部（柱スキンプレート-梁フランジ溶接部）
JFE 技報 No. 34（2014 年 8 月）

－ 62 －

2007-08．
3）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．2008-12．

®

耐破断性に優れた溶接接合法「NBFW 法」

24）岡本晴仁，形山忠輝，小嶋敏文，平野攻．脆性破断を回避する溶接施構造用 550 N/mm 級鋼「HBL385 シリーズ」．JFE 技報．2013-01, no.

工方法（NBFW 溶接法）
．鉄鋼技術．2003-02, p. 35-40.
5）平野攻，戸森康一，沖晃司ほか．NBFW 積層条件と継手の強度及び衝31, p. 8-15.
12）川端友弥，大畑充，南二三吉．高強度鋼における延性き裂の進展とそ

撃特性．鋼構造論文集．2010-06, vol. 17, no. 66, p. 1-10.

の後の脆性破壊限界条件に関する検討．日本船舶海洋工学論文集．

6）高田篤人，松村浩史，脇中秀人．鉄骨コラムにおける NBFW 法への溶接ロボット適用技術の開発．溶接学会全国大会講演概要．2007-09, no.

2007-06, vol. 5, p. 235-243.

81.
7）沖晃司，松井和幸，中川佳，大森章夫，石井匠，加村久哉．建築構造
2用高性能 550 N/mm 級冷間プレス成形角形鋼管（その 1，その 2）．日
本建築学会大会学術講演梗概集．2013-09, C-1，構造 III, p. 1199-1202.
8）遠藤良治，岡本晴仁，今井章彦，笹治峻，稲岡真也．斜め入力を受けた場合の建築構造用冷間成形角形鋼管の力学性状に関する研究．日本
建築学会大会学術講演梗概集．1998-09, C-1，構造 III, p. 687-690.
9）形山忠輝，森田耕次，岡本晴仁ほか．全断面靭性を保証した冷間成形
角形鋼管の構造特性．鋼構造論文集．2004-03, vol. 11, no. 41, p. 1-9.
10）稲岡真也，形山忠輝，岡本晴仁．建築構造用冷間成形角形鋼管の変形性能．鋼構造年次論文報告集．1996-11, vol. 4, p. 189-196.
11）中川佳，植木卓也，難波隆行．耐震安全性と経済性を両立させる建築－ 63 －

木下

智裕

村上

行夫

松井

和幸

JFE 技報 No. 34（2014 年 8 月）
Copyright © 2014 JFE Steel Corporation. All Rights Reserved. 禁無断転載