九州大学学術情報リポジトリ

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Kyushu University Institutional Repository

切欠き材の疲労特性に基づく突合せ溶接継手の疲労 強度評価に関する研究

田中, 洋征

https://doi.org/10.11501/3070079

出版情報：Kyushu University, 1993, 博士（工学）, 論文博士 バージョン：

権利関係：

...

nud nhu

3 - 5 溶接継手の疲労限度の推定法

溶接継手の疲労強 度の低下の原因が余盛り形状による切欠き効果 であることから， 溶接継手を一種の切欠き材と見なし， 切欠き材の 疲労特性から溶接継手の疲労強度が議論できる。 ここでは， 線形切 欠き力学 による切欠き材の結果に基づいて溶接継手の疲労限度σ w

を推定する方法を提案する。 その根拠となる事実は 次の三つであ る ( I 0 )...._. (1 2 )

。

①

切欠き半径ρが停留き裂の存在限界である分岐点でのそれより 大きい場合， 疲労限度はσ w Iで決まり， 応力集中係数α に支配され る。 切欠き半径が分岐点のそれより小さい場合， 疲労限度はσ υで 決まり， 板厚や切欠き深さ一定のもとでは切欠きの鋭さ(ρ)に無

関係にほぼ一定である。

②

分岐点での切欠き半径ρ。 の値は板厚や切欠き深さに無関係に ほぼ一定の値となり， 材料や応力比によ っ て決まる定数である。

③

き裂発生限界における切欠き底の最大応力σ m_• x α σ wl は応 力勾配χ のみでほぼ一意的に決まる。

このことは同一材料において， 板厚や切欠き深さが異なる切欠き 試験片の疲労限度σ wlおよび σ w 2を応力集中係数α との関係で示せ ば， それぞれ異なる破断限界曲線が得られることを示すが(図3 - 1 2 )

疲労限度の応力を繰返す場合の切欠き底の弾性最大応力α σ w Iと切 欠き半径ρの逆数(ρが小さい範囲では， 応力勾配χ はほぼp によ

っ て決まる)との関係で示せば， 同一材料に対しては， 板厚や切欠 き深さに無関係にほぼ一本の曲線で示すこと ができることを意味し ている(図3- 1 3 )。 この有用性が線形切欠き力学の特徴である。

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。

3 6

Stress Concentr�tion factor α

図 3

-

₁ 2 板厚や切欠き深さが異なる切欠き材の 疲労限度

a 1011・ a 101

2と応力集中係数 α との関係(

^{1 4 )}

一

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600

500

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I

:

not broken， not craded

1 [

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^{no t} broken， crack.ed

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10 neclproca1 o( no川rMMus

;

⁽

品

⁾

図 3

- ₁

₃ ^{α 0 川・ α a 101} 2と切欠き�16径ρ の逆数との関係( I 4 )

-70-

--

-EE-­円，，，

破断起点となる危険箇所の近傍の組織を強度的に母材とほぼ同ー と見なす仮定の下で， 溶接継手の疲労限度を推定する方法は以下の 通りである。

溶接継手の破断起点となる危険箇所の切欠き半径ρが分岐点のそ れより大きい場合(ρ > ρ。 )， このとき， 溶接継手の疲労限度 σ wは σ wlに等しいから， 溶接継手の応力集中係数をα とすれば次の

関係より求められる。

ρ > ρ。 の場合

a m ・ z

σ ，== σ ...

1 一一一一一一一一一

(

₁

)

α

σ m・xは切欠き半径ρの時のき裂発生限界における切欠き底の 弾性最大応力(真応力)である。

溶接継手の危険箇所の切欠き半径ρが分岐点のそれより小さい場 合( P �玉 P₀ )， こ のとき， 溶接継手の疲労限度σ wはσ w 2で決まり，

σ w 2はρ - P 。 のときのσ wl にほぼ等しし1。 従 っ て， 溶筏継手の疲 労限度σ wは， その溶接継手の寸法が切欠き半径ρのみをρ。 とおい

た継手の応力集中係数をαI p::ん とする時， 次の関係より求まる 。 ρ 壬 p 。 の場合

σ 。

σ ...= σ 曹Z ^{一一一一一一一一}

(

_n

)

α

Ip三九

σ 。は切欠き半径p - p 0 の時のき裂発生限界における切欠き 底の弾性最大応力(真応力)である。

このことから， 溶接継手の疲労強度はp > p。 であれば応力集中係 数αが， p �三 P o であれば停留き裂の存在限界である応力集中係数

l P-=-Po

が重要であるo

�

円f白円tf

溶接継手の応力集中係数 α に影響する因子は， 突合せ溶接継手で は， 余盛り止端部切欠き半径ρ， 余盛り角8， 余盛り高さh， 板厚t ^， および余盛り幅 wであり， 応力集中係数 α Ipζ/も に影響する因子は，

余盛り角θ， 余盛り高さh， 余盛り幅 wおよび板厚t であり， 余盛 り止端部切欠き半径ρ の鋭さは無関係である。

�

n‘u 円t'

3 - 6 結 言

4種類の材料(SS 400， SM 490， SM 570， およびHT 780) の平滑

材 および切欠き材の平面曲げ疲労試験を応力比を変えて行い， 各種 材料の疲労における切欠き特性を線形切欠き力学から整理した。

得られた結果は次の通り である。

( 1 ) 応力比R=一1のとき， 停留き裂の存在限界である分岐点における

切欠き半径ρ。 の値はSS 400でほぼ0.6 mm. SM

490でほほ O.5 m m

S M 5 7 0でほぼO. 4 m mおよびH T 7 8 0でほぼO.

3

m m と引張り強さ

σ Bが大きくなるに つれ小さくなる傾向を示してい る。

( 2 ) 分岐点における切欠き半径p。 の値は平均応力の依存性を示し

平均応力が正から負に移行 すると大きくなる。 SS 40 0ではR= 0で

ほぼ0.15mm， R=-lでほぼ0.6mm， R=一∞ではほぼ2. 0 m mである。

IIT 780では， R = 0でほぼO.lmm， R=一1でほぼO.

3

m mである。

p。 の値が小さくなることは， 切欠きの小さいとこ ろ (ρ。 ) ま で応力集中係数の影響を受けるの で， 疲労限度が低下することを 意味する。

( 3

⁾ 切欠き材の疲労限度におよぼす平均応力の影響はσ w 1， σ w ₂

で異なり， σ w 1で小さくσ

w

2 で大きし1。 これはσ υ がρ。 の

値に支配され， この値が平均応力の影響を大きく受けるた めで ある。

( 4 ) 切欠きに対する感受性を切欠き係数βで評価すれば，

σ w 0/σ w 1の場合， 4種類の材料はσ Bの相違にも係わらず材質

依存性が少ないが， σ w 0/σ w 2 の場合， 材質依存性を示す。

σ 日 が大きくなるに つれβも大きくなり， σ 日が大きい ほど切欠 きに敏感となる。 これは， 疲労限度σ い がρ。 の値に支配され，

.""....-

an­勺l

σ 日 が大きくなるに つれ， ρ。 の値が小さくなるためである。

( 5 )

各種材料のき裂発生限界に おける切欠き底の蝉性最大応力

α σ wlと応力勾配χ との マ ス ター カ ー ブを求める ことに より，

溶接継手の疲労限度σ wおよびσ υが推定できる。 すなわち， l容

接継手の危険箇所の切欠き半径ρが停留き裂の存在限界である

ρ。 より大きければ式(

1

) より， p。 より小さければ式(

_{II )}

より評価できる ことになる。

ρ >

p

。

の場合

σ

σ w- σ w 1 一一一一一一 ( ¹

)

α

ρ 孟ρ。 の場合

σ 。 σ 曹= σ w 2

、、，jnu ，，‘、、

α I f;;;fo

...---

'hd 円Ft

2 -₇ 参考文献 ( 1 )

( 2 ) ( 3 ) ( 4 ) ( 5 ) ( 6 ) ( 7 )

西谷，

後藤，

西谷，

石橋正，

西谷，

西谷，

西谷，

千代，

西谷，

機論， 40-329， (1974-1) ，41

ほか2名， 機論，561-524A (1990) ，1011 ほか3名， 機論， 57-534A (1991-2) ，

金属の疲労と破壊の防止(1967)，

野田， 機論， 51-461， (1985-1)， 54 岡坂， 機論， 39-317， (1973-1) ，317 山下， 機論， 32-242 (1966-10) ，1456

2 3 8

3 6 5， 養賢堂

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(14) _11. Nisitani， Measure of Severi ty Controlling the

nJeb

--'

nU Cパv uv・

‘，A . 円し

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本章では， 突合せ溶接継手の余盛り形状と

応力集中係数および裏当て金付溶接継手の溶 接形状と応力集中係数との関係を有限要素法

に より解析する。

...

4 -

1

_結舌

- 77 -

第1章で述べたように， Newman とGurney が突合せ溶接継手の疲 労強度を余盛り角0との関係で求めて以来{1)， 疲労強度と余盛り形 状との関係に ついて多くの研究が報告されている。 それによると溶 接継手の疲労強度の低下の原因は， 溶接によ っ て生じる余盛り止端

部の応力集中であり， それは主に， 余盛り止端部の切欠き半径ρ と 余盛り角0である(1 ) ...__ (1 3 )。 そして， 余盛り角θが大きく切欠き半

径p が小さい ほど継手の疲労強度は低下すること， p が大きい範囲 ではO の疲労強度におよぼす 影響は小さく， ρ が小さいと0 の影響 が大きくなることなどが明らかにされている(1 ⁴ ) ...__ (1 7 )。 しかし，

溶接継手の応力集中と余盛り形状との関係の系統的研究は比較的少 なく， 野村の等角写像法と実験による研究(18)(19)， 寺崎ら(2 0 )の 体積力法， 藤崎ら(I 7 )の境界要素法間接法による解析あるいは川崎

ら(2 0 )の境界要素法による軸応力のもとでの計算がある。 また， _両

側に フ ィ レ ッ ト部を有する帯板の応力集中と切欠き角度の影響を光 弾性の実験から求め ， その結果を溶接継手の余盛り止端部の応力集 中に適用している西田- Ileywoodの式(1 4 ) もあるが， 有限要素法( F

EM) による面外曲げでの研究は少ないようである。

ここでは， 有限要素法を用いて， 突合せ溶接継手の応力解析を行

い， 曲げにおける余盛り形状と応力集中係数との関係および曲げと 引張りにおいて， 裏当て金付溶接継手での余盛りの存在および母材 と裏当て金の形状と応力集中係数との関係を求める。 さらに溶接継 手の余盛りの情報に基づいて応力集中係数を簡便に求める近似式を 導びく。

...-

nHU 円IE

突合せ裕接継手の余盛り形状と応力集中係数との関係

4 2

を用いて明らかにする突合せ溶接継手の応力解

( F E M )

有限要素法

余盛り角8，

析の対象とする解析因子は余盛り止端部切欠き半径ρ，

wである。

および余盛り幅

'nu

，

板厚

余盛り高さ

グラ ム によ る汎用有限要素法プ ロ

こ の応力解析は4辺形要素によ

で節点数は最

= 600

=0.2rnrn. θ ( p

要素数は最大3. ⁵ 6 5

っ て求めた。

切欠き底の最小要素の大き

= 6 0。

である。

=0. 2rnrn. 8

大3. ⁴ 2 0

( p

した。

のイ直の10/2 2 9と さは各場合に ついて切欠き半径p

は余盛り止端部に生じる弾性最大応力σ mーを最少 応力集中係数 α

nで割 っ た値である。

断面積の公称応力σ

M /

b t 2

M/Z

6

σ 毘 σ m・2広

α

σ 包

断面係数

W : 板幅 ^b :板厚 こ余盛り止端部の要素分割の例を示す。

Z ン ト

曲げモ ー メ

で M

L 、，

L v

図4 1

( t /

bと板厚/切欠き半径

に溶接継手の応力集中係数 α 図4 2

の1/2乗との関係を示す。

ρ)

し と

メ タ

の1/2乗を ノマ ラ

( t/ρ)

に板厚/切欠き半径 図4 3

との関係を示す。

( w / t )

bと余盛り幅/板厚

て応力集中係数 α

と

メ タ

の1/2乗ををパラ

( t / p )

に板厚/切欠き半径 図4

4

との関係を示す。

( h / t ) bと余盛り高さ/板厚

して応力集中係数 α

し と

メ タ

の1/2乗をパラ

( t/ρ〉

に板厚/切欠き半径 図4 5

との関係を示す。

て応力集中係数 α bと余盛り角θ

E およびその 皿に突合せ溶接継手の応力 その

bの値を示す。

のその 集中係数 α

表4

.，..-

最大要素数 最大節点数 要素の最小幅

353 6 3 4 2 0

b

⁼

1 0 229

図4 ^{- 1} 要素分割j例

-79-

ρ

-80-

む

...-

4

Lovuロヤ

。= 6ぴh=3.Q θ=6ぴh=2・0

3

2

co一日ロ」VCωUCOUmmωLXW

5 6 4

行7F

。 2

溶接継手の 応力集中係数 α bと板 厚/切欠き半径 の1/2乗との関係、

t/ρ)

図4-2

-81-

5

4

と3

」OVUO半

�

而戸=5・48

丙万T2245

3

。

勺/』

co一VO」WCωucouωωω」引の

1.0 2.0

WI-t

溶接継手の応力集中係数α bと余盛り幅/板厚

w/ t)

との関係

図4-3

....-

5

..0

ö

。

'+-

。c

.-

4回J

� ₃

骨ー'

c ω 仁JC

。にJ

U】

� 2， /

1-

ぴ)�

M _{nt f2t )h} ヘ今o l

0.5

h It

戸石=

^5.48

府戸=

^2.ι5

1.0

図4-4 溶接継手の応力集中係数 α bと余盛り高さ/板厚 h/ t)の関係

-82-

-83-

9ぴ

戸石 = 5・48

=3.16

同戸ご2.45

へと金o ^{J h=0.33}

^t

i ftl. -- 2t .r1 )

打万ヲ

6ぴ

angle e M

5

4

3

2

ミ3

」OVUO平CO二O」VCωυcouωωω」刊の

...-

溶接継手の応力集中係数 α bと余盛り角0の関係 図4-5

...--

表4 -1 突合せ液桜継手の応力集中係数 a bの値(その1 )

七 w

w/

^{t ρ 。 h a b}

mm mm mm 度 ^mm

4. 0 O. 67

2 .

^{7 0}

6 . 0 1

.

^{00 3 . 05}

o .

2

⁶⁰

2.

⁰

9 . 0

1.

^{50 3 .}

24

12.

⁰

2.

^{00 3 .}

24

6. 0

4 .

^{0 O. 67}

1 .

⁸⁷

6 . 0

1 .

^{0 0}

2 .

⁰

4

o . 6 60

2.

⁰

9 . 0

1

^{. 5 0}

2 . 1

⁶

12 .

⁰

2.

⁰⁰

2 . 2

⁰

4 .

^{0 o. 67}

1

^{. 59}

6 . 0 1

.

⁰⁰

1

^{. 73}

1 .

^{0 60}

2.

⁰

9 . 0

1

^{. 5 0}

1

^{. 83}

12

^{. 0}

2.

^{00 1}

.

⁸⁷

t : thickness of p1 ate w : width of reinforcement ρ : radius of notch at the toe of reinforcement

-84-

。 : f 1 a n k a n g 1e， d e g r e e h : h e i ^g t h 0 f r e i n f 0 r c e m e n t

α : stress concentration factor

P \ h

�

表4

- 1

突合せ浴接継手の応力集中係数a bの値(そのn )

七 w

w/

t ρ 0 ・ h

α b

mm mm mm 度 ^mm

2 0 2 . 20

30 2 . 65

12 . 0 2. 00

o

. 2 2. 0

45 3 . 07

60 3 . 24

20 1 . 8 0

30 2 . 00

12 . 0 2. 00

o

. 6 2. 0

45 2 . 1 7

60 2 . 2 0

20 1.64

6. 0 30 1 . 77

12.0 2 . 00 1 . 0 2 . 0

45 1 . 86

60

1

. 87

20 2 . 18

30 2 . 56

12 . 0 2. 00

o

. 2 1 . 0

45 2 . 86

60 2 . 95

20 1 . 73

30 1 . 88

12 . 0 2. 00

o.

6 1 . 0

45 2 . 03

60 2 . 06

30 2 . 67

12 . 0 2 . 00

o

. 2 3. 0

60 3 . 38

-85-

...-

-BG-

表4-1 突合せ浴接継手の応力集中係数 α bの他(そのII1 )

t w ρ 。 h

h/

^{t a}

b

mm mm mm 度 ^mm

1 . 0 1 . 8 1

o

. 6 2 . 20

6. 0 12. 0 60 2 . 0

^o.

33

o .

5 2 . 34

o

. 2 3 . 24

3.

0 6. 0

^{o .}

3 1 . 0

6 . 0 12. 0

^o

. 6 2 . 0

60

^{O. 33}

2 . 20

9 . 0 18. 0

^o

.

^{9 3 .}

0

12. 0 24. 0 1 . 2 4 . 0

1 . 0

^o.

1 1 2 . 95

2 . 0

^o.

，3 3 3 . 24

6 . 0 12. 0

^{o .}

2 60

3 . 0

^O.

50 3 . 38

4. 0

^o.

61 3 .

³

1

1 . 0

^o.

1 1 2 . 0 6

2 . 0

^o.

33 2 . 2 0

6 . 0 12. 0

^o

. 6 60

3 . 0

^O.

50 2

^{. 2}

4

4 . 0 0'. 61 2 . 2 1

t : thickness of‘plate w : width of reinforcement ρ : radius of not ch at the toe of reinforcement

8 � flank angle . deg�ee h : heigth of reinforcement α b : stress concentration factor under bending

-87-

図4- 6に有限要素法で解析した模擬突合せ溶接継手の弾性最大応力

o m a の図と疲労き裂発生箇所の写真を示す。 ごれによると， 応力計 算による o rn a の位置と疲労き裂発生箇所は良く一致しており. _FEM による解析の有効性を示していると言える。

溶接継手の応力集中係数 α hは 2 . 4 5豆Jt/ρ<5. 48の範囲では，

板厚/切欠き半径の平方根にほぼ比例する(図4-2 )。 α bは板厚が 厚くなり. 切欠き半径ρが小さくなるにつれ大きくなる。

応力集中係数 α

I、におよぼす余盛り幅W

の影響はw/tが1

.

5倍程度 になるとほとんど無くなり. α l、はほぼ一定となる(図4-3 )。 引張 りではw/tがほぼi倍になると α がほぼ一定となるので( 1 6 ) ( 1

í)

αにおよぼす余盛り帽の影響は曲げの方が幅の広いところまである ようである。

応力集中係数 α しにおよぼす余盛り高さh の影響は. h/t<0.2の 範囲では. h/ tに比例して α bが大きくなる。 しかし. 0.2<h/t豆 o

. 6の範囲では.

_J

t/ρが小さい(2 . 4 5 )場合. h/t< 0.3 で α bは

ほぼ一定となり. _J t/ρが大きい(5. 4 8 )場合は. h/t< 0.5 で

hの影響はほぼなくなり.

α bは一定となる(図4-4 )。 引張りでは h/t> 0.2て?α はほぼ一定となるので( ^{1 6 ) ( 1 7)} α におよぼす余盛り 高さの影響は. 曲げの方が， 余盛りが高いところまで影響すると言 える。

応力集中係数 α l、におよぼす余盛り角。の影響は， 切欠き半径ρが 大きい範囲では0の影響は小さく. ρが小さい範囲ではθの影響が 大きいと言える。 また. θが60。 を越えると α はほぼ一定となり.

。の影響はなくなる(図4-5 )。 これは引張りとほぼ同じ傾向を示し

ている( 1 F) ) ( 1 í)。

�

0.51988 o _74-639 o ₉₇₂₉₀

1 99 4- 2 4- 2 5 9 3

γ1ii制^{2liX 』} ₈₆³

7829

4 6 4

y

2 . 1 () 5 4 I 2 ₃₃₁₉₈ 55 ß ₅₀ 7550 1 3 0 1 1 5 2 3 ?.3 [j [) .1

:Lx

FEMによる最大応力箇所( ^{t =}

6

^{lIIß， P = O. 2 rJIIJ. e = 6}

0・)

疲労き裂発生箇所( ^{t =}

6

^{ITID， ρ = O. 2 UID， e =}

6 0・)

図4-6 模擬突合せ溶接継手の最大応力とき裂発生箇所

-88-

4- 3 溶接継手の応力集中係数 α の近似式

-89-

溶接継手の応力集中係数 α が余盛り形状の情報に基づいて簡便に 求めるごとができれば. 応力解析が省略でき， 実用上有益である。

乙のため， 得られた応力集中係数の値から回帰分析を行い. 突合せ 溶接継手の応力集中係数の近似式を求めた。

ごれまでの研究から. 溶接継手の応力集中係数は( h/ ^t ) ^，

w

/ t) ， θおよび( t/ρ) 日 ち の関数と考えられる(14)(2110

回帰分析の結果， 本計算の範囲での近似式は次式で表される。

α = 1

_{+ C}

.

^F

(h/ t) ・ F (W/t) . F (8) ・ (t/ρ) 0 .

⁵

F

(h/t) =1.0- exp (-4.81 (b/t) 0 .59)

F

(W/t) =1.0- exp (-2.19 (W/t) 1.25)

{1.0- exp (-2.01 (ρ/t) -0.06) ・ (π/ 180 ) ・ 8}

F

(8) =

{1.0- exp (-2.01) (ρ/t) -0.06 ・ (π/ 2) }

C

=

_{O. 4 4 9}

乙 乙 で

F

(h / t)

F

(w / t) F (8)

余盛り高さの影響の補正係数 余盛り幅の影響の補正係数 余盛り角の影響の補正係数

近似式による応力集中係数と弾性計算による数値計算値とは，

図4^-7に示すように最大5 %程度の相対誤差で一致してい る。

-90-

/ ， .-/ ，、「 〆

/ }.J ，

ノ / ^P

" / 0，〆

〆 ，/

0

" /

0/-

〆 ノ ー'

" /

_{o" V}

， ./ 〆

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ノ / ぷ

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^+50/0

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ノ ノ' 〆，'/ガ

， "〆〆/ 〆一〆 / ./

，〆/.〆'

，'，/牛〆 〆 /今，

， ./ /

1

V，;

- 5 0/1。

CT 3 U M

-σωhD

」ovuopco二O」VC

ωucoummωLVω

α

る応力集中係数の比較

3 factor by FEM Stress concencentration 2

fEMによる部性計算値と近似式によ 図4-7

4- 4 裏当て金付溶接継手の応力解析

9 1

突^合せ溶接^継手におい^て裏^当て^金が 付^-いてい^る場^合， 溶接^継手の 疲労強度は母材と裏当て金の接合部の隙聞の母材側(ルー ト止端部 と11予ぶ〉 切欠き半径の影響を受け大幅に低下する ことが報告されて いるが〈22〉〈23〉， その原因を定量的に明らかにする応力解析が少な いのが現状である ( 2 " )。 そのため， こ こでは面外出げおよび引張り

に^おける応 力 ^{解析をP E Mによ} っ^て行い^， 裏^当て金^付溶接^継手の応力集

中係数を求めた。

解析対象囚子はル ー ト止端部切欠き半径ρ， 余盛り高さh， ルー ト間隔 r ， 板厚t ^， および裏当て金厚さdである。

表4- 3に板j享が6 mm の一定で， 裏当て金の形状と余盛り高さを種 々変えた場合の引張りおよび面外曲げにおける解析結果を示す。

なお， 裏当て金付溶接継手では， 通常の余盛りが有ると， 応力が 集中する筒所は余盛り止端部とルー ト止端部の二箇所であるが， 表 4 -3の 1ÎUはルー ト止端部での値である。

表4-4に， 板厚16 mmの場合の面外出げでの， 裏^当て^金 付溶接^継手 (余盛り無し^〉の応力^集 中係数 α bの値を示す。

表4-5に， 板厚16 mmで面外曲げげでの， 余盛り付裏当て金付溶接 継手の余盛り止端部とルー ト止端部での応力集中係数 α bの値を示す。

図4- 8に模擬裏当て金付溶接継手の応力集中係数 α と板厚/切欠き 半径の1/2乗C.;-t/ρ〉の関係を示す(表4 - 3の切欠き半径ρが異 なる α bと α tの値および表4-4のρが異なる α bの値〉。

，...--

- 92 -

表4-3 裏当て金付き溶接継手の応力集中係数の値

d ρ r h α b α t

mm mm mm mm mm

o

. 0 5 5. 5

²

4:. 9 0

6.

0

^{o . 2}

0

^6.

0

^。

3.

^{2 2 2}

. 9 5

O.

5 0

^2.

4:

² 2 . 2 6

4. 0 3. 0 1

^{2 .}

8 4

6.

0

^{O. 2}

0

^6.

0

^。

3.

^{2 2 2. 9 5}

6 .

0

8 . 0 3. 7

²

3 . 0 4

6.

0 3.

^{2 2 2 .}

9 5

4.0

^{O. 2}

0

^6.

0

^。

3. 1 7 3 . 0 4

2 .

0 3. 1 3

^{2 .}

8 9

。

3.

^{2 2 2 .}

9 5

6.

0

^{o . 2}

0

^{6 .}

0

^{2 .}

0

^{2 . 2}

5 3.

⁶

1

3. 0 1.

⁶

7 3.98

t thickness of p 1 a t e d thickness of backing s t r i p ρ radius of notch a t t h e toe of root

r root openlng h heigth of reinforcement α stress concentration factor under bending

α t stress concentration factor under tension

�

qiu nHU

表4-4 裏当て金付き突合せ溶接継手の応力集中係数の値

-t d ρ r h ^{α b}

mm mm mm mm mm

1 . 0 2.10

o . 5 G . 0 。 2 . 57

o . 3 3 . 02

16 . 0 G . 0

4

. 0 2 . 57

o . 3 6 . 0 。 3 . 02

8 . 0 3 . 29

t thickness of plate d : thickness of backing strip

ρ ; radius of notch at the toe of root

r : root opening h : heigth of reinforcement αb: stress concentration factor under bending

h

2P

- 94 -

表4-5 裏当て金付溶接継手の応力集中係数の値

α b

余盛り高さ

a t the toe of a t the toe of h reinforcement root

mm ρ = O. 6 mm ρ = O. 6 mrn

板 厚 t = 1 6. 0 rnrn 。 1. 0 0 2 . 4 0

ル 十間隔 ^{r = 6. 0 rnrn} 3.0 (R= 1 9) 2. 4 2 1. 98

裏 当て金厚さ 4.0 (R=20) 2. 5 4 1 ^. 8 2 d = 6 . 0 rnrn

3 . 0 (半円) ^{2. 2 7 2. 3 5}

t thickness of plate d : thickness of backing strip ρ : radius of notch at the toe of root

r root openíng h : heigth of reinforcernent α b : stress concentration factor under bending

Fhd nHU

6

g

⁴

t=16，d=6， r=6 也5

'- 0

MUりや 司J

VU」一←cωUCOU

今4

mmωLMω

。

一例 5

¹⁰

図 4

-

⁸ 模擬裏当て金付溶接継手の応力集中係数と，j t/ρ の関係

応力解析によれば， 裏当て金付き突合せ溶接継手では， ルート止 端部の応力集中係数 α は， ルート止端部の切欠き半径ρ が鋭くなる にしたがい. また， ルート間隔r が狭くなるにしたがい， 大きくな る。 さらに， 応力集中係数 α におよぼす裏当て金厚さ dの影響は.

dが薄くなるにしたがい. α は減少傾向にあるが， dの影響は少な いようである。

余盛りが存在する場合， ルート止端部の応力集中係数 α の値は.

余盛り高さhが高くなり断面積が増加するにつれ. 余盛りが無い継 手のそれより. 曲げでは減少し， 引張りでは増加している。 また.

...-

ハhunud

h=3 (R=19) とh=4 (R=20) の余盛り付き継手では， ルー ト止端部の 応力集中係数 α の値は， 余盛り止端部のそれより小さく， 疲労破断 の起点、 となる危険箇所では無くなるようである。 h=3 mmの半円の余

盛り付き継手では， 破断起点となる止端部の応力集中係数 α の値は，

余盛りが無い継手のそれより小さし\0

一般に， 突合せ溶接継手では， 通常， 余盛りの存在は， 応力集中 源となり， 溶接継手の疲労強度の低下の主要な原因となるが， 裏当

て金付溶接継手では， 余盛りの存在は， 曲げでは余盛りによる断面 積の増加が剛性を増加させ， ルー ト止端部の応力集中を減少させる と思われるのに対し， 引張りでは余盛りの存在は， 偏芯による曲げ 応力を発生させ， ル

ー

ト止端部の応力集中係数

α

を曲げとは逆に高 めると思われる。 このため， 裏当て金付き溶接継手の場合， 曲げに おいて， 余盛りの存在は形状によ っ ては溶接継手の応力集中を緩和

させる場合があることを示唆している。

�

ワInud

結にυ

』凡T

面外曲げおよび引張りにおける突合せ溶接継手の応力解析を有限要

素法( f E M) により行い， 溶接により生じる余盛り形状と応力集中係

数α との関係を求めた。

得られた結果は次の通りである。

面外曲げにおける突合せ溶接継手の余盛り形状と応力集中係数と の関係は

( 1 ) 溶接継手の応力集中係数 α bは板厚/切欠き半径( t /ρ) の

1/2乗にほぼ比例する。

( 2 ) 溶接継手の応力集中係数 α bは余盛り幅/板厚( w /

t) の増加

とともに大きくなるが

w/t>1.5ではほぼ一定となる。

( 3 ) 溶接継手の応力集中係数 α bは余盛り高さ/板厚( h / t ) の増

加とともに大きくなるが

h/t>O.5ではほぼ一定となる。

( 4 ) 溶接継手の応力集中係数 α bは余盛り角。を増すと大きくなる

がe > 600 ではほぼ一定となる。

( 5 ) 溶接継手の応力集中係数 α bは余盛り止端部の切欠き半径ρが 大きい場合に小さく， p が小さくなるに つれて大きくなる。

面外曲げおよび引張りにおける裏当て金付溶接継手の溶接形状と 応力集中係数との関係は

( 1 )応力集中係数 α bは， 板厚tと危険箇所の切欠き半径ρで整理す れば， 板厚/切欠き半径( t /ρ) の1/2乗にほぼ比例する。

( 2 ) 板厚との関係で言えば， O< r/t豆1. 3 3の範囲であれば，

ル

ー

ト間隔

r

が狭いほど， ルー ト止端部の応力集中係数 α bは減少 する。

�

( 3)

板厚との関係で言えば， 0 _<

d/ t豆1

. 0 の範囲であれば ，

-98-

裏当て金厚さdが薄いほど， ルート止端部の応力集中係数 α bは

減少する傾向にあるが， その差は少ない。

(4 ) 面外曲げでは，

余盛りの存在は， ルート止端部の応力集中係数

αを減少させるが， 余盛りの形状によっては余盛り止端部の応力

集中係数 α bをかえって増加させる場合もある。

引張りでは， 余盛りの存在は. ルート止端部の応力集中係数

αを増加させる。

( 5 )

突合せ溶接継手の応力集中係数は， 余盛り形状の情報に基づい

て近似式により推定できる。

- 99 -

4 - ⁶ 参考文献

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・3ATAG--』Hu a o nr yJ nH 円6 ハv

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ρu

，パu Da 1i qd ρu LH ww

n\U tnu

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F、u nu --A 凸U φL m川・1A 凸U FA c nD

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凸U r「U nk pA

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円U JHU ρU 凸U ri AU PTA 'tA nドU

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P?A 内‘u nH o

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ハu rhu nHU

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4i

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cu ''aA βu e 4EL n\U

凸U1 .‘BA nb nu 凸U中1・

.hu 円KU・3AHH

AU 4i nH 4lA nd

、1，，， '

AU qL 市li nhu

・21nud

u川

，，，‘、 ti

nH nHU

・唱i'唱'EE-­

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nH nH TA

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- 100 -

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₄

)西田，

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司I‘門tI'1よ、、，JnJu rRu n同υ句tムft、VJ ιzL ・1AFLV ・唱EAATL PO 内d'EEA ρU O &EL 0 ・hunvA vd LU 円6

n

・1Anu U0 ・・EE-­cu ρu nu -EE'A TEA nd

，

JU HH

nv 刊&vu

e n

nU

m川 p 内d

np

-hu

a

DHu nし

11J rhJV 4l，‘ ，，，‘、

( 1 6 ) ( 1 7 ) ( 1 8 ) ( 1 9 ) ( 2 0 )

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野村， 機論，

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6-1 (1988) .158

�

- 101 -

気苓 ₅ �

キ莫持窪

3

廷 をき そさ 友主 主妾来降 弓三 QJ妥麦安全弓怠尼芝

これまで， 溶接継手の疲労強度の評価に 線形切欠き力学が適用された例がないよう である。 本章では， 種々 の余盛り形状を持

つ模擬突合せ溶接継手の疲労強度に およぼ す余盛り形状， 鋼種の相違および応力比の

影響に ついてその尺度から検討し， 合理的 評価法に ついて考察する。

5- 1 結言

102

溶接ままの継手であれば， 静的強度は母材と同等かそれ以上の強

度を有しているが， 疲労強度は大幅に低下する。 これは， 静的強度 が材料の平均(10強さが効いてくるのに対し， 疲労は材料の平均的強 さより最も弱い局所的領域から， き裂が発生しそれが伝ばして破断 に至るためと言える。 溶j妥継手の疲労強度が低下する原因として，

応力集中， 余盛り止端部の材質変化および残留応力等の影響がある。

しかし， 余盛りを削除し応力集中を無くすと， 溶接継手の疲労強度 は母材と同程度かわずかに低下する程度であり(2) 〈3\ 疲労強度の 低下の主な原囚は組織的変化や残留応力の影響よりも， 余盛り形状 に基づく応ブJ集中(それは主に止端部切欠き半径と余盛り角度) の 影響であることを多くの研究結果が示している ^{( 2 )戸、， (1 4 )} 。

とこ ろで， NewmanとGurneyが余盛り角に注目し， 余盛り幅と余盛 り高さが一定であれば， 片振り引張りにおいて， 溶接継手の疲労強

度は余様りjgと1対lの関係があることを示したが(2)， その後， 余 盛り止端部の切欠き半径の重要性も指摘されている(7)， (9)"，，-， (1'1)。

そして， 多くの研究者が， 溶接継手の疲労強度を最大応力のみで評 価しているのが現状である。

一般に， 溶J妾継手の疲労強度が余盛り形状によ っ て決まる最大応 力のみに支配されるなら， 余盛り止端部に鋭い切欠きが存在する場 合， 継手の応力集中係数は大きくなり， 疲労強度はそれに伴 っ て低 下するはずであるが， 溶接継手の疲労限度はそれほど， 大幅に低下

しない。 この傾向は引張り強さが低い材料(例えば軟鋼の溶接継手〉

ほど顕著である。 さらに応力集中係数を一定にした相似試験片にお い て， 波労限度は必ずしも同じ値にはならず最大応力のみでは評仙i

103

できない現象がある。 これらに ついては必ずしも十分な説明がなさ

れていないのが現状である。

ところで， すでに述べたように線形切欠き力学によれば 〈15〉~ 〈18)，

破断起点となる危険箇所の切欠き半径ρと停留き裂の存在限界であ る分l岐点における切欠き半径ρ。 の値の大小関係により， 切欠き材 の疲労限度の決定条件が異なる。 ρ > ρ。 であれば， 疲労限度はき 裂発生の限界条件(σ w 1 )で決まり， それは応力集中係数に支配さ れるが， ρ 豆 ρ。 であれば， 疲労限度は停留き裂の伝ぱ限界条件 〈

σ w 2 )で決まり， 応力集中係数に無関係である。 ρ。 の値は材料と

応力比によ っ て決まる定数である (15)，__， (18)。

このような線形切欠き力学に基づく考え方を溶接継手にも適用す れば， 溶接ー継手の疲労限度が最大応力のみでは評価できない現象を 説明できることを示唆している。 そこで， 本章では， 溶接継手を一 種の切欠きと見なし， 切欠き材の性質から溶接継手の疲労強度を検 討する。 その具体的内容は， 次ぎの4点である。

( 1 )溶接継手の余盛り止端部の切欠き半径ρが分岐点におけるそれ

より小さい場合， その疲労限度に停留き裂が存在するか否かを模 燦突合せ溶接継手の疲労試験から検討する。

( 2 ) 応力集中係数 α を一定にした相似試験片(模擬溶接試験片〉 の

切欠き半径ρと疲労限度との関係を， 線形切欠き力学に基づいて 提案した疲労限度の推定式 [ 第3章の式( ₁ )および式( [l) ] から検討する。

( 3 ) 板厚dおよび余盛り幅w を一定にし， 余盛り角θ， 余盛り高さ

h および余盛り止端部切欠き半径ρを種々変えた模擬溶接継手の 余感り形状と疲労限度の関係および疲労限度を余盛り角θで整理

�

- 104 -

した場合の力学的背景に ついて， 第3章の式( ₁ ) および式( _{n )}

から検討する。

( 4 ) 同一形状に製作した模擬突合せ溶接継手から， 疲労強度にお

よぼす平均応力の影響および切欠き感度の鋼種による相違に つい て検討する。

�

5 - 2 模j醤突合せ溶接継手の試験片および疲労強度

-105-

模擬突合せ溶接継手の疲労強度を求めるため の試験片は， すでに 図3 -3て示したが. 改め て図5 -1に示す。

図 5 - 2に余盛り角。を6 0 0 一定で. 余盛り止端部の切欠き半径ρのみ を変えた模擬突合せ溶接継手のS - N曲線を示す。

図5 -3に応力集中係数 α を一定にした相似試験片(模擬溶接試験片) のS - N曲線を示す。 な お， 模擬突合せ溶接継手は3 -1で述べたよう に板厚32 mmの一般構造用圧延鋼材SS 400より製作した。

図5 - 4に相似試験片の疲労限度と余盛り止端部の切欠き半径ρとの 関係を示す。 実線は3章の式( ^I )および式( ^II )から求めた値で ある。 o m，� とo øの値は図3-9. のSS 400における α o ^l� I一 χ の関係

より求め. 。 い はρ = O. 9 m mで2 6 0 M Pa. 1 . 2 m mで2 53 MPaであり，

o (1は272 MPaである。

疲労限度。 υの決定は10 7回を基準とし. 破断しな か った試験片の 最大応力(公称応力 )によ っ て求めた。

余盛り角。と余盛り高さh が一定で， 余盛り止端部切欠き半径ρ が1.0 mmの継手の疲労限度o

lJは140 MPaであり，

ρがO. 5 とo

. 2 m m

の継手では. 。 いはそれぞれ120 と110 MPaである(図5 -2 )。 応力集 中係数 α はρが1.0 mmの継手で1. 87. ρがo. 5 m mの継手では2. 34.

ρがo . 2

m

mの継手のそれは3. 2 4とρが1.

0 m

mのそれのほぼ1. 7倍以上 であり. ρが小さくなるにつれ α は大きくな っ ている。 このよう に. α が1. 8 7から3. 2 4と大きくなるにもか かわらず継手の疲労限度 は140 MPaから110

MPaとそれほど大幅な低下を示さ ず.

最大応力の みでは評価できな い ことが分かる。

令

中

80 120

t = 3，6I 9 I 12

，----... 斗」

ρ=01

1乍千二 ^÷

^Eヨ

余盛り部詳細

( 1 )相似試験片(平面曲げ試験片)

。

120

にぐ一 }

T��

@]

A部詳細

( n )模擬突合せ溶接余盛り試験片

図 ^5-1 模擬突合せ溶接試験片

-106-

-107-

5S 400

，

­

・ー・'

h=2.0mm

ハunu 今L

U仏てム

ω刀コザ

a E O ρmm

^。W�

�・-

1.0 140

--0-ー

0.5 120

ーベ〉ー

0.2 110

MPa

ア匂-nu nu，E

106 107

Number of cycles to failure

図 5-2 余盛り止端部の切欠き半径ρ が異なる 模擬突合せ溶接継手のS

-

N曲線

�

-

^{1 08}

-

ハ凶EO

55 400

nu nu 勺L O 仏 てム

ω刀コザ

α: Constant

ω ω ω '-

お ^{1 00}

tmm 6WM

一0-

3.0 160

-e-

6.0 120

一仁ト

9.0 130

-0ー

12.0 120

Pa

0 104 1 05 1 06 1 07

Number of cycles to failure

図 5

-

³ 応力集中係数 α が一定の相似試験片のS-N 山線

�

_V

109

curve

Expe rimental va I ues

Theorefical

。

eq.(I)

ρ〉々 P=Po

ρくpo

1.4

eq.(II)

。

1.0 1.2

ρ

0.4 0.6 0.8 Notch root radius 0.2

ハunu 勺LUn凶芝

"0 ω

コ

2100

0 ωωω」一干の

。

。

π1π1

応力集中係数αが一定の相似試験片の疲労限度 iヌ

5-4

と切欠き半径との関係

4 00)

ss joint

(R=-l，

weld S i皿ulaled

疲労限度の応力を107回繰返したρ 豆ρ。 の試験片 に観察された停留き裂の写真

h _ h

�) ^-�)

図

110

応力集中係数 α が一定の相似試験片では， 疲労限度 σ wは1 20 MPa から160 MPaと大きくばらついている。 特に， 板厚3 rnmでρがO.3 m m と小さい継手では， 他の三つの継手の疲労限度 σ wが120"'-' 130 MPaで あるのに対し160 MPaと高い。 もし， 溶接継手の疲労限度が， き裂が 発生しない最大応力で決まるなら， 継手の疲労限度は応力集中係数

α に支配されるので， α が同じである相似試験片の疲労限度はほぼ 同じレベルになるはずである。 しかし， ρが異なれば疲労限度は大 きくばらつき， 最大応力のみでは評価できない。 このことは， 溶接 継手の疲労限度は， 止端部の切欠き半径ρが分岐点のそれ(ρ。 ) より小さ 〈ρ 壬 ρ。 )ければ， 切欠き材のもう一つの疲労限度の決

定条件， すなわち， 停留き裂- の破断限界条件 σ w2で決まることを示 唆するものである。

図5-5に余盛り止端部の切欠き半径ρがρ 壬 ρ。 の模擬突合せ溶接 継手において， 疲労限度の応力を107回繰返した試験片に観察された

停留き裂の写真を示す(材質SS 400 ， ρ =0.2 mm， _{θ =} 600 ，hニ2. 0 m m， 0 w 二 110 MPa ， Rニー1 ) 。

溶接継手の疲労限度にこのような停留き裂が存在することは， 止 端部の切欠き半径ρが停留き裂の存在限界である分岐点での切欠き 半径ρ。 より小さい場合， 溶接継手の疲労限度はき裂発生の限界条 件 σ w 1で決まるのではなく， 停留き裂の破断限界条件 。 w 2で決まる ことを示している。 このため， 模擬溶接継手の疲労限度は線形切欠 き力学に基づいて導いた式( ₁ )および( _II )から評価できること になる。

以上のことから， 余盛り試験片と相似試験片の疲労限度が検討で きる。

�

111

余躍り試験片で切欠き半径pが1. 0 m mの継手の疲労限度は 140 MPaと高く， ρ= O. 5 およびO.2 m mの継手のそれがほぼ同じレベルで あるのは， ρ = 1. 0 m mの継手はρ > ρ。 であるので， 疲労限度が応 力集中係数 α に支配され， p ⁼ O. 5 およびO.2 m mの継手では， p く

ρ。 であるので， α に支配されずα Ip =foに支配されることに基づい ている。 一方， 相似試験片では， 板厚6 ， 9および12 mmの継手では，

切欠き半径がρ 孟 ρ。 であるので， 疲労限度は応力集中係数 α に支 配されるため， ほぼ同じ強度レベルになる(α が一定の場合， き裂 発生限界における切欠き底の最大応力a m a xは応力勾配の関係で， ρ が大きくなるに つれ幾分低下するので， 疲労限度もそれに伴い， わ

ずかに低下することになる〉。 板厚3 mmでは， ρ く ρ。 であるので，

疲労限度は応力集中係数 α Ip=危に支配される。 α とα Ip =-Poを比べ るとα | が小さいため， 板厚3 mmの継手の疲労限度がその分上昇

p=β

しているのである。 このことを詳細に検討したのが， 図5 -4の相似試 験片の疲労限度と切欠き半径との関係である。 これによると疲労限

度の実験値と計算値が良く一致し， 継手の疲労限度が式( 1 )およ び(日〉から評価できることが分かる。

表5- 1に相似試験片および切欠き半径ρを変えた模擬突合せ溶接継 手の主要寸法， 応力集中係数， 実験結果および式( 1 )と(日)に よる計算結果を示す。

表5 -2に余盛り幅w を変えた模擬突合せ溶接継手の主要寸法， 応力 集中係数， 実験結果および式( 1 )と(rr )による計算結果示す 。 式中のσ m^a xとσ 。の値は図3 -9のSS 400における α σ w 1一 χ の関係よ

りρ =O. 9 m mでσ mA ^X = 260 MPa ， ρ = 1. 0 m mでσ max=258 MPa ， ρ = 1.2 mmでσ max=253 MPaであり， a ⁰ = 272 MPaである。

112

図5-6に切欠き半径ρがO. 2 m m， 余盛り角Oが600 ， 余盛り高さh

が2.0 m mの一定で 余盛り幅w を4 ， 6， 9 および12 mmと変えた継手 のS - N山線を示す。

図5-7に 切欠き半径ρがトo m m， 余盛り角Oが600 ， 余盛り高さh が2. 0 m mの一定で， 余盛り幅w を4 ， 6， 9および12 mmと変えた継手 のS - N山線を示す。

表5-3に余躍り形状〈切欠き半径ρ， 余盛り角θおよび余盛り高さ h )を変えた模擬突合せ綜接継手の主要寸法， 応力集中係数， 実験結

果および式( ₁ )と ( _II )による計算結果を示す。 なお， 応力集中 係数 α の11lÏは， 疲労き裂が端部より発生した ので， その影響を考慮、

した値(有限要素法によ っ て求めた値に端部の影響(2))1.03を積算 したものである〉を示している。 また， 式( ₁ )における σ ma xの値

は258 MPaであり， 式( _II )における σ 。の値は 272 MPaである。

刈5-8に切欠き半径ρがO. 2 m m， 余盛り幅wが12.0 mm， 余盛り高さ hが2. 0 m mの一定で， 余織り角0を20， 30， 45および60。 と変えた継 手のS - N山線を示す。

図5- 9に切欠き半径ρが1 . 0 m m， 余盛り幅w が12.0 mm， 余盛り高 さhが2.0 m mの一定で， 余盛り角θを20， 30， 45および60。 と変えた 継手のS - N山線を示す。

図5-1 0に切欠き半径ρがO.2 m m， 余盛り幅w が12.0 mm， 余盛り高 さhが1. 0 m mの一定で， 余盛り角θを20， 45および60。 と変えた継手

のS - N曲線を示す。

図5-1 1に切欠き半径ρがO.2 m m， 余盛り幅w が12.0 mm， 余盛り高 さhが3.0 m mの一定で， 余盛り角θを30と60。 に 変えた継手のS - N 1�1線を示す。

可..-­

V

113

図5-1 2に切欠き半径ρがO.2 m m， 余盛り角。が600 ， 余盛り幅w が12 m mの一定で， 余盛り高さhを1. 0 ， 2. 0 および3. 0 m mと変えた

継手のS - N曲線を示す。

図5. 1 3に切欠き半径pが0.2および1. 0 _m mの模擬溶接継手の疲労限 度σ wと余感り幅/板厚( _w / t)との関係〈図5-6と図5-₇ )を示す。

図5. 1 4に切欠き半径ρが0.2および1. 0 m mの模擬溶接継手の疲労限 度σ wと余盛り角0との関係〈図5- 8と図5- ₉ )を示す。

図5. 1 5に切欠き半径ρと余盛り高さhが異なる模擬突合せ溶接継手 の疲労限度とσ wと余蜂り角Oとの関係〈図5-8から図5-1 2まで〉を 示す。 図rl'の0， ・， (Q)およびA印は実験値を示し， 実線は式( ₁ ) および( _Il )によ っ て計算した計算値を示している。 なお， 実験点

に ついている矢印は実験値に対応する計算値の曲線を示したもので ある。

可�P

-114-

表 ^5-1 相似試験片と 余 盛り幅を変えた模擬溶接継手 の 主要寸法. 応力集中係数および実験結果

1 t mm 6. 0

6. 0

3. 0 6. 0 9. 0 2 . 0 t h

w _ρ h 。 α

mm mm mm 度

。 。 。 。 1 . 00

1 . 0 1 . 94

12 . 0 O. 5 2 . 0 60 2 .42

O. 2 3 . 34

6 . 0 o . 3 1 . 0

12 . 0 o. 6 2 . 0

60 2 . 20 18 . 0 o . 9 3 . 0

24. 0 1 . 2 4. 0

thickness of p1ate w heigth of reinforcement e

α : stress concentration factor

a ^w : experimenta1 fatigue 1mit

a w c a : ca1cu1ated fatigue 1imit

o ^w o ^{w c a} o w

MPa MPa _o w c a

210

140 133 1 . 05

120 120 1 . 0 0

110 120 o . 9 2

160 154 1 . 04

120 123 o . 98

130 118 1 . 1 0

120 114 1 . 0 5

width of reinforcement f1ank ang1e

�

-115-

表 5-2 余盛り幅を変えた模擬溶接継手の主要寸法.

応力集中係数および実験結果

t w _ρ h 。 G a ^w a ^{w c a} a ^w

mm mm mm mm 度 ^{MPa MPa a w c a}

4. 0 2 .

⁷

1 140 142 0.98

6 . 0 3. 06 120 129

^O.

93

6. 0

^o

. 2 2 . 0 60

9 . 0 3 . 25 120 120 1 . 0 0

12 . 0 3. 2 5 120 120 1 . 0 0

4. 0 1 . 6 5 160 156 1 . 02

6 . 0 1 .

⁷

9 150 144 1 . 0 4

6.

0 1. 0 2 . 0 60

9 . 0 1 .89 140 136 1 . 04

12 . 0 1 .94 140 133 1 . 0 5

t thickness of plate w width of reinforcement h heigth of rei nforcement e

α : stress concentration fac tor

a w : experimental fatigue lmit

a w c a : calc u lated fatigue limit

flank angle

、�

V

-116-

SS 400

aE U

ρ= 0.2

mm

nu ハU内Jι

O仏てム

ω刀コザ二

ω ω

」ω

ω100

Wmm 6wト

-0ー

4.0 140

一.一

6. 0 120

ーロー

9.0 12 0

-0-

12.0 12 0

MPa

。ー

nu • 司rι、Elf--‘ =

h-6 一OJ

一w一

内正、.、一 ; ハU 一 -- 一 ρ'一

0

104 1 05 1 06 1 07

Number of cycles to failure

図 5-6 切欠き半径ρ がO. ² m mで異なる余盛り幅wを持つ 模擬突合せ溶接試験片のS

-

^N曲線

可�

-117-

55400

五EO

ρ= 1 .0

mm

。

。回

玄200

ω刀コザ Wmm

。 W r

-0-

4.0 160

一--

6.0 150

ーロー

9.0 140

-0-

12.0 140

MPa

。ー ω ω

ω

の100

r

^w

J 1 �.�7

一'h『一ハUnU司』

e v』 u

円VJ0

o

41

c e s aTL

VJ 6 c nu 0M r1 0 41

FO N U m .hu

図 5-7 切欠き半径ρ が1 _. Om mで異なる余盛り幅wを持つ 模擬突合せ溶接試験片のS

-

N曲線