軍ー

nu nv 勺ιoa玄

ω 刀 コ

:ど150 ε 0..

。

MPa

210O

ω

L司

lf) �

→・- Base metal 235

Finished reínforcement

--0-

以

_and root bead 235

50

0104 -iOS 106 107

N ^{u m} b ^{e r} of ^c y ^c 1 e ⁵ t ⁰ f ^a i 1 ^{u r e}

図 7-4 (a) ^SM 490 溶接継手のs..- N山線 (母材および両而ピード削除)

司司E

-184-300

250

0-2200

0

ω刀コザ

0-2150

0 MPa

50

→・- Base metal 235

ベ�

「匂汁

As welded

176

r;

0

_.ト

�コ

As welded

196

-0ー

喰コ

As welded

1961

lf) (/) ω

お100

L..

0 10 106 107

of cycles to fαi l ^{u re}

図 7-4 (b) ^SM 490 溶接継手のS ^- N曲線

(母材およびぴルート間隔を変えた溶接継手)

司司・r

-185-.・

300

ぞー

。争

MPa

→・- Base metal 235

---

ロ主コ

As welded 196

r= 2.5

Lミι」

ベチ Finished reinforcement 196 r=2.5

ベ〉

「そ子寸

Fini shed root bead 176

r=2.5

105

Number

107 tailure cycle s to

25 0

nu ハU今LU仏玄

φ 刀コ

0. ε1 ⁵⁰ 0

1 00

0 104 50

ωωω」ザω

7-4 (c) ^SM 490 溶接継手のS _- N曲線

(母材およびルート間隔が2.5 m mの浴接継手) 図

『司・r

-186-300

250

nu nu qL U仏芝ω刀コザ

0. ε150

0 ul ω ω

L +J

ぴ)1 00

MPa

50

ベ�

ぜきコ

_r=2 ^{As welded}

²⁰⁶

同--

当三戸

_r=5 ^{As welded}

¹⁹⁶¹

べ〉

宅三戸

_{r =8} ^{As welded}

¹⁹⁶

一③ト

日壬」

Finished rei nforcement

147

r=5

0

104 105 106 107

Number of.. cycles' to fai lure 図 7 -5 裏当て金付SM 490 溶接継手のS - N曲線

唱司・E

一 187

-余盛り幅は， この溶接条件のもとでは， ルー ト間隔にかかわらず 板厚のほぼ1. 5倍を越えているので， 継手の応力集中係数はほとんど 余盛り幅の影響を受けない。

SM 490突合せ溶接継手においても， 停留き裂が観察される (図7

-6 )。 実際の溶接継手の余盛り止端部の切欠き半径は大きい値から/J さい値までばらついている場合が多いが (l)~ (6\ このような停留

き裂の存在は， 溶接継手は局所的には鋭い切欠きと見なせることを 示している。 このため， SM 490突合せ溶接継手の疲労限度は切欠き の鋭さに無関係であり， 主に余盛り高さと余盛り角に影響される こ とになる。

( 1 ) 余盛り高さと余盛り角はルー ト間隔が狭いほど大きくなる傾向 を示す(図7 -2と表7^{- 3} )。

突合せ溶接継手の場合

( 2 ) 両面ビ ー ドを削除した継手は， 母材とほぼ同程度の強さを持 つ ている[表7 - 1と図7-4 ( a ) ]。 このことはSM 4 9 0突合せ溶倭継手の疲 労強度に対して入熱の影響より形状による影響の方が強い ことを示 している。

両面ピ ー ドを削除した溶接継手が母材とほぼ同程度の強さを持 っ ていることは， 実際の溶接継手の疲労強度の研究を， 形状を模擬し た溶接継手で行 っ てもよいことの根拠を与えるものと言える。

( 3 ) ルー ト間隔rがO から2. 5 m mと広くなるほど継手の疲労強度が

高くなる傾向を示す[表7 - 1と図7-4(b)]。

SM 490溶接継手の余盛り止端部は分岐点の切欠き半径より小さい ので， 溶接継手の疲労強度は応力集中係数 α If::: poが問題となるが.

それは余盛り高さが高く， 余盛り角が大きいほど大きし、。 したが っ

ー司咽

- 188

-て， 溶接ままの継手の疲労限度は， 板厚が一定なら ( 1 )の事実を反映 して， ルー ト間隔が狭い方が応力集中係数が大きくなり， それに伴

っ て疲労強度が低下したものと言える。

( 4 ) ルー ト間隔 r が2. 5 m mの一定の溶接ままの継手， 表ピ ー ドをnlJ

除した継手および裏波ビ ー ドを削除した継手の疲労強度を比較すれ ば， 溶接ままの継手と表ピ ー ドを削除した継手の疲労強度がほぼ同 じ強度レ ベルで高く， 裏波ピ ー ドを削除した継手が最も低い [図7 -2と図7-4(C) ]。 これは余盛りの加工法の違いが疲労強度に影響し たと言えるo 余盛りは， ルー ト間隔が一定(でかつ同一作業者で同

一溶接条件〉 のため， ほぼ同じ形状と考えられる。 このことから 余盛りを削除した継手の αIp ::1�は裏波ピ ー ドを削除した継手のそれ より小さくなるため， 余盛りを削除した継手の疲労強度が裏波ビー

ドを削除した継手のそれより高くなる。 溶接ままの継手は断面積の

増加が有効に作用したため表および裏波ピ ー ドを削除した継手に比 べ疲労強度が高くなったものと言える[図7-4(c) ]。

裏当て金付溶接継手では

( 5 ) ルー ト間隔が狭いほど疲労強度が高い(図7 - 5と表7 -2) ⁰ こ れは曲げの場合， 破断起点となる危険箇所が， ルー ト部である限り 余盛りによる断面積の増加が有効に作用し， ルー ト部の応力集中係 数 αを軽減させるので， 余盛り高さが高くなる接合方法の継手の疲 労強度が一番高くな っ たと思われる。 図7- 5では，

よび8 mmの継手の疲労限度は196 MPaと差がないが

ルー ト間隔 r ⁼ 5お S ^- N曲線の傾 向を全体的iこ考慮すればこうした議論が成り立つものと思われる。

( 6 ) 模擬突合せ溶接継手と実際のS M 490突合せ溶接継手の疲労試験 の結果から， 溶接形状と疲労強度との関係を整理すれば， 表7 - 4およ

司...

189

-び7-^{5のようになる。}

表 7-4 突合せ溶接継手の疲労強度と余盛り形状

余 盛 り 形 状 引 張 り 曲 げ

一般に ρ く ρ。 であり 切欠き半径の鋭さに

止端部切欠き半径

|

^{無関係である。 α | が重要である。}

I

^{t:tt 17\;.1 vr， '- Uj 'oJ 0 u. I p :::: fo}

ρ

余盛り角 _。

余盛り幅 W

余盛り高さ h

p 。 が小さいと συの低下率が大きい。

0< _Ð < 600 の範囲では， 。に比例して αが大 となり， 疲労限度σ 曹が低下する。

。 > 600 では 0の影響はなくなる。

0くw<1.0t (t板厚)

I

0<w<1.5t (t板厚 でwに比例して αが大 でwに比例して αが大 となり σ 曹が低下する .

I

となり σ ，が低下する

w _> 1. 0 tでwの影響は

なくなる。

0<h<0.2t の範囲で hに比例して αが大と なり σ 曹が低下する。

h _> O. 2 tでhの影響は

なくなる。

w _> 1. 5 tでwの影響は

なくなる。

0< hくO.5 t の範囲で h ，こ比例して αが大と なり σ wが低下する。

h _> O. 5 tでhの影響は

なくなる。

司司

190

-表 7

-

⁵ 裏当て金付溶接継手の疲労強度と溶接形状

溶 接 形 状 ルー ト止端部

切欠き半径

ルー ト間隔

引 張 り 曲 げ

一般に ρ < ^p 。 であり 切欠き半径の鋭さに

P I無関係である。 α|ρごlも が重要。

P •が小さいと σ uの低下率が大きい。

r が狭いほどルー ト立ßの α|_f=-fo が低下する。

r I危険箇所がルー ト部である限り， σいが上昇す る。

dが薄いほどルー ト立i�の α |_pcfo が低下する傾向 裏当て金厚さ d にある。 危険箇所がルー ト部である限り， σ 曹

余盛り高さ

が上昇する。

偏芯応力を発生させ， 曲げ剛性が増加するた

h Iルー ト立ßの α|{'::ft> が 増A r .>-s

! I

^{め ， 危険箇所がルー ト}

加， hが低いほどよい |部でない限りh が高し できれば削除する。 ほど α Ip�んが低下。

司咽

7-3 SS 400およびIIT 780溶接継手の曲げ疲労強度と T 1 G処理の有効性

191

-溶接継手の疲労強度低下の原因は， これまで言われていた余盛り 止端部の切欠きの鋭さに無関係に， 分岐点における切欠き半径ρ。

の値に依存していることを示した。 ここでは母材に比べて溶接継手 の疲労強度が大幅に低下する高調力鋼溶接継手(8) (9)に ついて， _軟

鋼溶接継手と比較して， 疲労強度の低下が大きい原因と， 疲労強度 改善の効果が大きく コ ス ト的にも安いTIG処理の有効性を応力 比を変

えて実験し， ρ。 の立場から検討した (1 0 ) ... (1 3 ) 0

溶接継手の疲労強度を改善する方法はこれまでに多くの方法が提 案されておりその代表的例を表7・6 ( 1 6 )に示す。

溶接継手の疲労強度改善法は， 破断起点となる危険箇所が余盛り 止端部であることから， 圧縮残留応力の付与および止端部の応力集 中の 緩和が有力である。 そのなかで， 特に溶接後処理法である ピ ー ニ ン グや再溶融法に ついて多くの研究があり(10)~ (16\ 改善の効

果があることが知られている。 ここでは， 溶接継手の疲労強度を改 善させるため， 余盛り止端部をTIG溶接により表3 - 3に示す条件で再 溶融し， 余盛り止端部を滑らかにして応力集中を緩和した継手の疲 労強度を検討する。

図7- 6にH T 7 8 0溶接継手の溶接ままの継手の疲労限度に発生した停 留き裂を示す。

図7-7 (a)にR= -1におけるSS 400 溶接継手のS - N曲線を示す。

図7-7 (b)にR= 0におけるSS 400 溶接継手のS - N曲線を示す。

図7-8 (a)にR= -1におけるHT 7 8 0 溶接継手のS - N曲線を示す。

図7-8 (b)にR= 0におけるHT 780 溶接継手のS - N曲線を示す。

192

-図7-9に溶接継手の疲労限度と平均応力の関係を示す。

図7^-1 0 ，こSS 400突合せ溶接継手の溶接ままとTIG処理した継手の マ ク ロ 写真を示す。

表7・7にSS 400とHT 780突合せ溶接継手の溶接ままとTIG処理した 継手の余盛り形状因子の平均値をそれぞれ示す。

表 7^-6 突合せ溶接継手の疲労強度向上法 【1 ^{6 )}

分 類 目 的

溶接設計法 応力集中緩和 応力集中緩和

溶接施工法 余盛り止端部を滑らか

//

余盛り止端部の平滑化

溶接後処理

圧縮残留応力の付与

方 法

継手形式の選択 電子ビ ー ム溶接 化粧溶接

ガ ス溶接

機械的方法 : 切削研向IJ 再溶融法 : T ^{1 G， レーサ}

7 7ス マ

機械的方法 : 予荷重 ジョヴトt . ーニンク ワイヤ- t ^{. 一二ï}� 熱的方法 : 局所加熱急、計^冷

司咽町

L--.ーーーーー�

25μm

図

、r

7 -6

( a)

-.

SM

応力比

応力比

490溶接継手

R=-l

R=O

(応力比 R=-l )

左の拡大図

:�.I・・

~浜、e

， ， z J1 . 士 、

. 二..-:'- コ?.-i

.， ι、�' ..

'" t' 1，:、.，'"...

; �. . ・ ・

以:k � 左の拡大図

( b) HT 780溶接継手

疲労限度の応力を107回繰返 した場合のSM 4 9 0お IIT 780溶接継試験片iこ観察された停留き裂の例

193

-よ び

司司町

400

�

₃₀₀

コE

ω 刀コ

-φ・'

-一 一

仁L

。ε

ω200

lf) ω

L

(f) �

100

0 104

図 7-7 (a)

-194-一合一 Base metal

Fini she d

-0ー

(U

reinforcement

ーe-

巴さコ

TIG treatment

-0ー

CQ]

^As-welded

R=-1

6w

_MPa

SS 400

107

計t:

吋・-

I

₁₆₅

ベ〉ーI

_{1 3 7}

Number 01 cyc(es to f ai I ^ure

SS 400 溶接継手のS ^{- N} rUI線(R=-l)

『咽町

-195-400

ハU ハU 内4u on比 芝

Base metal

一企ー

\J

^{Fini shed}

一。- reinforcement

一---

区芝コ

^{TIG treament}

-0ー

CQコ

^As-welded

ω 刀

コザ

100

R=O

ドキュメント内 九州大学学術情報リポジトリ (ページ 46-58)