JFE 技報 No. 34（2014 年 8 月）p. 71-76

母材打撃ピーニングによる溶接継手疲労強度向上策と機械化施工法の開発
Method of Improving Fatigue Strength by Peening on Base Metal andDevelopment of Mechanized System
中野隆

中西克佳

森影康

橋梁事業部

建設部技術室NAKANO Takashi

JFE エンジニアリング

NAKANISHI Katsuyoshi

JFE スチール

スチール研究所

土木・建築研究部

主任研究員（課長）

MORIKAGE Yasushi

JFE スチール

スチール研究所

接合・強度研究部

主任研究員（課長）

要旨
鋼構造物の疲労強度を改善する手法として，ハンマーピーニングがある。一般的には溶接止端部を直接打撃する手法が用いられるが，今回新たに開発したピーニングは溶接止端近傍の母材に打撃を加える。平坦な母材に打撃を加えるため，溶接部の品質に影響することなく，安定した疲労強度向上効果が得られる。FEM（有限要素法）解析により打撃痕の窪みの断面積と疲労強度に相関関係があることを確認し，疲労強度向上に必要な打撃痕形状のしきい値を明確化した。また，さらなる適用性拡大のため機械化施工法を開発し，処理の高速化を実現した。

Abstract:
Hammer peening is used for improving fatigue strength of welded joint. In general peening method impacts are
introduced on the weld toe, however, in this new method impacts are introduced on the base material near the weld
toe. Since impacts are introduced on the flat base metal, this method does not affect the quality of the weld and stable
fatigue strength can be achieved. Through finite element (FE)-analysis, the correlation between the area ofdepression and the fatigue strength was confirmed, and the threshold level required for improving fatigue strength
was defined. Also in order to expand applicability, faster treatment method by using mechanized system wasdeveloped.

1． はじめに部に打撃を加える手法ではなく，溶接止端近傍の母材に打撃を加える（図 1）
。山田ら

4）

が開発した疲労き裂を補修す

高度経済成長期に整備した社会資本の老朽化が急速に進る ICR 処 理（Impact Crack Closure Retrofit Treatment） をみ，深刻な問題となっている。国土交通省は 2012 年 12 月

応用し，汎用のエアツール（写真 1）で母材を打撃することに発生した中央自動車道笹子トンネル天井板落下事故など

で，疲労き裂の起点となる溶接止端近傍に圧縮残留応力をを受け，2013 年を「社会資本メンテナンス元年」と位置付導入し，疲労強度を向上させる。従来手法で課題であった

1）

巻込みをほとんど起こさないため，ピーニング処理前に溶接

鋼製橋梁においては，溶接継手の疲労強度が構造物の寿ビードを全線にわたってグラインダー処理を施す必要がな

け ，インフラの老朽化対策を推進している。
命を決定付ける重要な要素の 1 つであり，さまざまな長寿命いという利点がある。

化手法が提案されている。疲労き裂発生を抑制する手法と従来の HP では，疲労強度向上効果をピーニング処理後して，溶接止端部に打撃を加えて圧縮残留応力を与えるこの仕上がり状態により確認することは困難であった。溶接止とで疲労強度を向上させるハンマーピーニングがある（以端部には凹凸が存在するため，打撃前の溶接止端の初期形下，HP）。近年，HP の課題である反動と騒音を低減できる状と打撃痕形状の差を計測し，差分を検出することは極め

超音波振動を用いた UIT2）をはじめとする超音波ピーニンて煩雑となる。一方，本手法では平坦な母材に打撃を加えグも実用化されているが，ピーニング処理によって生じる巻るため，施工後の打撃痕形状を計測するだけでよく，比較込みと呼ばれる傷による疲労強度低下に注意が必要であり，的容易である。よって，疲労強度向上を確認する手法としピーニング処理の前にグラインダー処理を行なうことが推ては打撃深さにより管理するのがよいと考えられる。

3）

本手法の疲労強度向上効果は溶接継手の疲労試験により奨されている 。
今回開発した母材打撃ピーニングでは，従来の溶接止端確認した。圧縮残留応力の導入メカニズムを FEM（有限要素法）解析により検証し，疲労強度向上に必要な打撃痕の2014 年 1 月 10 日受付

しきい値を明確化した。また，本手法のさらなる適用性拡大－ 71 －

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150 mm

母材打撃ピーニングによる溶接継手疲労強度向上策と機械化施工法の開発

12 mm

12 m
50 m

(a)Top view

Peening on weld toe

75 m

212.5 mm

Peening on base metal

212.5 mm

12 mm(b)Side view

図 1 母材打撃 HP（ハンマーピーニング）の概念図
Fig. 1

Load direction

図 2 疲労試験体の寸法・諸元

Hammer peening on base metal

Fig. 2

Specimen for fatigue test

は，平坦である方が溶接止端部への圧縮残留応力の導入効5）率が高いためである 。
疲 労 試 験 は， 応 力 比 を 0 と し， 載 荷 公 称 応 力 範 囲
100 MPa に対し HP 施工回数 0 回（溶接まま），ならびに載荷公称応力範囲 150 MPa，200 MPa，および 250 MPa の 3 ケースに対し HP 施工回数を 0～4 回とした計 16 ケースを実施した。ここでの HP 施工回数の変動は，圧縮残留応力導入量

写真 1 ピーニングに用いるエアツール
Photo 1の変動を意味しており，本実験においては圧縮残留応力のAir tool for hammer peening

導入量と疲労強度との関係を明確化することを意図している。のため機械化手法を開発し，打撃痕形状による品質管理手

2.2法を検討した。

疲労試験結果と考察

図 3 に疲労試験結果を示す。横軸は荷重の繰り返し回数，2． 疲労強度向上効果

縦軸は応力範囲として両対数軸にプロットしたものである。
疲労強度の目安として日本鋼構造協会（JSSC）の疲労強度

溶接継手の疲労試験を行ない，母材打撃ピーニングによ

6）の A～E 等級の疲労強度曲線を併せて示している。

図 3 中の矢印は，予定した繰り返し回数を戴荷しても疲労る疲労強度向上効果を確認した。

2.1

等級

き裂が発生せず，そこで試験を打ち切った試験体を示す。

疲労試験方法

同図中では，HP 処理回数とそれに対する窪み面積を併記

試験体の寸法・諸元を，図 2 に示す。使用鋼材は，母材，ガセットともに上降伏点 419 MPa，引張強度 556 MPa，伸1 000

び率 22.6％の SM490Y 鋼材である。板厚は母材とガセット

CO2， 電 流 240 A， 電 圧 30 V， 速 度 40 CPM（ 入 熱 量 10.8kJ/cm），溶接脚長は 6 mm とした。試験体への HP 施工には，
写真 1 に示したエアツール（振動数 90 Hz 程度，空気圧

Stress range (MPa)C50DM） の MXZ200（1.2f） を 用 い， 溶 接 条 件 は 100 ％Impact×4×3×2×1
As weld

Bのいずれも 12 mm を使用し，下向きのすみ肉溶接で接合した。溶接材料はフラックス入りワイヤ（JIS Z 3313 YFW-JSSC-ACDE

Depression area (mm2)1.01―1.69
1.01―1.39
0.74―1.29
0.76―1.15−

Crack from root

3002000.63 MPa）を用いた。エアツール先端部は平坦面 3 mm×
3 mm の端部に半径 0.5 mm の丸みを付けた削り出し加工を施している。エアツール先端部を，溶接止端部近傍の母材へ垂直に押し当てながら打撃を行なった。作業は常温にて行なった。母材・溶接金属の欠陥であるアンダーカットの扱いとなるのを避けるため，打撃痕の深さは 0.5 mm 未満となるように施工を行なった。エアツール先端を平坦としたの
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－ 72 －

100
1.0×104

1.0×105
1.0×106
1.0×107
Number of cycles
JSSC: Japanese Society of Steel Construction

図 3 疲労試験結果
Fig. 3

Fatigue test result

母材打撃ピーニングによる溶接継手疲労強度向上策と機械化施工法の開発して示している。HP 処理回数が 3 回以上となると，窪み面2積は 1 mm 以上で安定し，高い疲労強度向上効果が得られ2分かる。窪み面積 1 mm 以上となると，C 等級以上の疲労強度が得られていることが分かる。ている。溶接ままの試験体の疲労強度の下限値が E 等級程2

これらのことから，導入残留応力は HP により形成された度となったことから，窪み面積 1 mm 以上の HP 施工で疲打撃痕の窪み面積で管理でき，かつ導入圧縮残留応力量す

労強度等級は 2 等級向上し，C 等級以上となっている。こ

なわち窪み面積が大きいほど疲労強度が向上すると言える。

れは，たとえば応力範囲を 200 MPa で一定としたときに，E

また，図 3 で述べたように SM490Y 材において疲労強度等等級では約 13 万回で疲労き裂が発生するのに対し，HP 施級 2 等級向上の C 等級を達成させるためには，ハンマー打工を行なうことで約 49 万回まで長寿命化するということを撃痕の窪み面積が 1 mm 以上必要と考えられる。

2

意味する。
疲労試験前に，レーザー変位計によりハンマー打撃痕の3． 圧縮残留応力の導入メカニズム形状を測定した。また，X 線回折法により HP 施工後の残留応力を計測した。図 4 には打撃痕の窪み面積と残留応力との関係を，図 5 には窪み面積と載荷公称応力範囲 250 MPa

FEM 解析を行ない，母材打撃 HP の圧縮残留応力導入メカニズムを検証した。

で疲労試験を実施した際の破断回数との関係を，それぞれ3.1示す。
図 4 より，窪み面積の増加に伴い，圧縮残留応力の導入

有限要素解析手法

2 章で疲労試験を実施した試験体形状を 3 次元ソリッド要量が増加していることが分かる。また，図 5 より，窪み面積

素でモデル化し，境界条件を 1/4 モデルとなるように設定の増加に伴い，破断に要する載荷回数が増えていることがした（図 6）。ソルバーは ABAQUS を用い，溶接止端近傍

Residual stress at 10mm fromweld toe(N/mm2)におけるピーニング処理後の残留応力を求めた。先端ピンの端と溶接止端の距離は 0 mm とした。

400

ピーニング処理前には，溶接金属の熱収縮による溶接止200

端近傍の引張残留応力を模擬するため，溶接金属に 1 500℃

Fitted lineの昇温 - 冷却による熱ひずみを与えた。HP による打撃痕の00.5

1.0

形成を模擬するため，実験で用いたエアツールの先端形状

2.01.5と同形状のピンを，母材表層から 0.2 mm 静的に押し込んだ−200

後に引抜くことでピーニングを再現した。押込 - 引抜後の打−400

撃痕の深さは 0.198 mm であった。

−600

Area of depression(Maximum depth×Width) (mm2)Pin

図 4 打撃痕の窪み面積と残留応力の関係
Fig. 4Out of plane gusset

Relationship between depression area and residual
stressBase metalX
1.4×106
Fatigue life for 250 MPastress range(cycles)

1.2×106
Fitted line

1.0×1068.0×105Y

56.0×10

4.0×105

XZ

JSSC-C

2.0×105
0

0.2

0.4

0.6

0.8

1.0

1.2

1.4

1.6

1.8

Area of depression(Maximum depth×Width)(mm2)
JSSC: Japanese Society of Steel Construction

Weld metal

図 5 打撃痕の窪み面積と 250 MPa 破断回数の関係
Fig. 5図 6 有限要素解析モデル

Relationship between depression area and fatigue life

Fig. 6－ 73 －Model for finite element (FE)-analysis
JFE 技報 No. 34（2014 年 8 月）

母材打撃ピーニングによる溶接継手疲労強度向上策と機械化施工法の開発

Welder carriage

Pin

Weld metal

Air toolXRailBase metal
600
Weld toeSpecimenPeening area400

写真 2 自動走行装置試作品

Residual stress (MPa)200

Photo 20

Mechanized system (Prototype model)−200

4.1−400−600

従来のエアツールを用いた HP では，手動で行なう際に振As weld (Calculation)
After peening (Calculation)
After peening (Experimental)−800−1 000−505

動によるぶれを抑えるために，母材面に強く押しつける必要があった。そのため，処理速度が 10～20 cm/min 程度と遅く，効率的な施工ができないことが課題であった。また，使用10

機器が振動工具扱いとなるため，1 日あたりの作業者の施工

Distance from weld toe (mm)

時間も制限を受ける。実構造物への適用にあたっては，施図 7 HP 前後の溶接止端付近残留応力分布
Fig. 7

開発の背景と自動走行装置の試作工延長が長い場合に人力によらず機械化施工されることがResidual stress distribution around weld toe望まれる。そこで，写真 2 に示すような溶接台車を利用した自動走行装置を試作した。

3.2

自動走行装置は，レール上を一定速度で走行する溶接台解析結果と考察車にエアツールを取り付けたものである。台車は走行速度

3 次元 FEA によるピーニング処理前後における溶接止端を 0～120 cm/min の範囲で調整可能なものとした。

付近の残留応力分布計算結果を図 7 に示す。ピーニング処

4.2

理前は溶接止端近傍において溶接金属の熱収縮による引張圧縮残留応力の導入効果残留応力が導入されていたが，ピーニング処理後の溶接止自動走行装置を用いた際の圧縮残留応力導入効果を確認

端近傍から打撃痕の範囲においてはほぼ圧縮側に転じていした。台車を 60 cm/min の速度で走らせながら，平板に鉛る。溶接止端部では，ピーニング処理前には約 400 MPa の引張応力であったが，ピーニング処理後に約 330 MPa の圧縮応力を示している。
力測定結果を併せてプロットしている。溶接止端から打撃痕にかけては残留応力測定が困難なため，打撃痕より母材側において比較を行なった。3 次元 FEA による計算結果は，実測による残留応力分布とよい一致を示していることが分かる。実験および FEA の結果より，圧縮残留応力のピークは，打撃痕より 1 mm 程度離れた位置に存在していることが分かった。

Compresssive residual strain (μ)μ2 500また，同図には打撃痕近傍における X 線を用いた残留応Specimen 1 (Impact×1)

Specimen 2 (Impact×1)
1 500

JFE 技報 No. 34（2014 年 8 月）

Fitted curve(Impact×1)
510
Distance from deprresion peak (mm)

図 8 打撃回数と圧縮残留ひずみ
Fig. 8－ 74 －Fitted curve (Impact×2)

500

母材打撃ピーニングのさらなる適用範囲拡大のため，機械化施工法を開発した。

Specimen 2 (Impact×2)

1 00004． 機械化施工法の開発

Specimen 1 (Impact×2)

2 000

Compressive residual strain for number of impacts

15母材打撃ピーニングによる溶接継手疲労強度向上策と機械化施工法の開発

表 1 疲労試験体の打撃痕形状

100

10050244244

Local shape of fatigue test specimen after peening

SpecimennumberStressrange
(MPa)

1300

234

Numberd max. h min. b min.
of cycles(mm) (mm) (mm)3(×10 )
2.55

0.24

2.45

0.70

250

490

2.55

0.25

2.440.70

225

1 140

2.95

0.22

2.06

0.52

200

Run out

2.80

0.24

2.20

0.64

d: Distance from weld toe
h: Depth of depression
Surface of▽ base metal

unit: mm
Weld toe

図 9 疲労試験体の寸法・諸元
Fig. 9JSSC
A
1 000BCb: Width of impact area

Specimen for fatigue testことを，疲労試験により確認した。疲労試験体は，図 9 に示すような荷重非伝達型十字溶接継手とし，4 体の疲労試験

Fatigue strength of base metal

DStress range (MPa)

h×b
min.
2(mm )

260

100t＝1250 50

12500

100100612100212.5 R

Table 1を行なった。材質は SM490YA とし，すみ肉溶接の条件は，
脚 長 6 mm，溶 接 材 料 MXZ200（1.2f），電 流 240 A，電 圧

As weld
After peening

E30 V，速度約 35～40 cm/min とした。疲労試験は，最大引400

張荷重 200 kN の疲労試験機を使用し，振動数 8 Hz として実施した。荷重振幅は引張の片振りとし，引張応力度の最300
Run out200

低値が 5 MPa となるように荷重を設定した。試験体には，

A
Fatigue strength of as weld joint

走行速度 90 cm/min，溶接止端と打撃痕の離れの目標をB

2.5 mm とし，施工回数 2 回の自動走行の施工条件で母材にC
100
1×104

HP 処理を行なった。

1×105
1×106 D
1×107
Number of cycles
JSSC: Japanese Society of Steel Construction

疲労試験結果を図 10 に示す。溶接ままと比較すると，HP 処理を行なった試験体では，応力範囲が 250～300 MPaのときに JSSC の疲労等級で 2 等級，応力範囲が 200 MPa

図 10 疲労試験結果
Fig. 10未満のときに 4 等級の疲労強度向上が認められる。

Fatigue test result

4.4

打撃痕の管理値

4.3 節の試験体の打撃痕形状計測を，疲労試験に先立ち直にピーニング処理を施した。2 つの試験体に対して，ピーレーザー変位計により行なった。ここで，使用したレーザーニング処理を 1 回行なったものと，2 回行なったものをそれ変位計の性能は，ピッチ 50 mm，高さ分解能 1 mm，計測誤ぞれ比較した。

差 20 mm である。

図 8 は打撃回数と圧縮残留ひずみの関係を示す。ここに，

表 1 には，疲労試験体の打撃痕形状をまとめた。ここで，横軸は打撃痕の窪みからの距離，縦軸は導入された圧縮残打撃深さ h は，鋼板表面と打撃痕の最深部の高さとした。

留ひずみとしている。打撃回数が増えれば溶接部に生じる打撃幅 b は，打撃痕が鋼板表面の線を横断する長さとした。

圧縮残留ひずみは増加し，また打撃痕に近いほど増加量が溶接止端からの離れ d は，溶接止端と止端側の頂点の長さ大きくなることが分かる。1 回のピーニング処理でも圧縮残とした。

留応力は導入されるが，施工時に処理面が若干波打つこと

各試験体の深さ h の最小値は 0.22 mm～0.25 mm であっもあるため，安定した効果を得るためには最低でも 2 回（1た。その最大値である 0.25 mm を深さの目安とすることで，往復）の処理が必要と考えられる。

今回と同程度の疲労強度向上効果が得られるものと推察さ4.3れる。

疲労試験

離れ d は 2.5 mm を目標値として施工を行なったが，それ機械化施工時にも安定した疲労強度向上効果が得られるに対して各試験体の離れ d の最大値は，2.55～2.95 mm で－ 75 －JFE 技報 No. 34（2014 年 8 月）

母材打撃ピーニングによる溶接継手疲労強度向上策と機械化施工法の開発

5． おわりにCarriage

溶接継手の疲労強度を向上する新たなピーニング手法を開発した。溶接止端近傍の母材に打撃を加えることで，疲Air tool

労強度は溶接ままの試験体に比べて日本鋼構造協会（JSSC）の疲労強度等級で 2 等級以上向上させることが可能である。
FEM 解析によって，溶接止端部に強い圧縮残留応力を導入できることを確認し，疲労強度を向上するために必要な打撃Rib

痕形状のしきい値を明確化した。また，より効率的な施工を実現するために自走式台車を用いた機械化施工手法を開発した。

写真 3 自動走行装置（板リブ用）
Photo 3

本手法については，さらなる解析・実験による裏づけをMechanized system for longitudinal rib加えることで，より実用的な管理手法が確立できるものと考えられる。

あった。疲労強度向上効果を得るためにはなるべく溶接ビー参考文献

ドに近づけて施工する必要があるが，実施工での溶接ビー
ドにはうねりがあり溶接の繋ぎ部を除いても 2 mm 程度は凹凸が生じると考えられる。溶接の繋ぎ部等の大きなはみ出し箇所は事前にグラインダーで削ることとすれば，離れ 2.5 mmを目標値として管理しても，自動走行装置による施工は可能と考えられる。

4.5

実構造物への適用拡大

1）国 土 交 通 省ホームペ ージ．http://www.mlit.go.jp/page/kanbo01_hy_002952.html.
2）野瀬哲郎，島貫広志，中島清孝，鈴木環輝．UIT による継手疲労強度向上機構．溶接構造シンポジウム講演論文集．2006, p. 219-222.
3）田井政行，三木千壽，鈴木哲悟．ハンマーピーニング処理による面外ガセットの溶接止端部の疲労強度改善．土木学会論文集 A1．2011, vol.
67, no. 2, p. 396-409.
4）山田健太郎，石川敏之，柿市拓巳．疲労き裂を閉口させて寿命を向上させる試み．土木学会論文集 A．2009, vol. 65, no. 4, p. 961-966.
5）加藤健三．金属塑性加工学．丸善．1971, p. 74-76.
6）日本鋼構造協会．鋼構造物の疲労設計指針・同解説．2012．

実構造物における更なる効率的施工のため，エアツールを 2 機搭載した自動走行装置を開発した（写真 3）。板リブの両側の溶接線を同時に HP 処理することで，片側から施工するよりも反力のバランスが取りやすく，安定して長い延長を施工することが可能である。なお，表 1 中に示したハンマー打撃痕が傾斜している理由は，写真 3 に示したように，エアツールを若干傾けて施工していることによる。
中野JFE 技報 No. 34（2014 年 8 月）
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