エフェクティブノッチストレスによる溶接継手の疲労き裂発生点と疲労強度の評価
東京工業大学 学生会員○伊佐見和大 東京工業大学 フェロー 三木千壽 住友重機械工業 正会員 小西拓洋 住友重機械工業 正会員 佐々木靖彦 横浜国立大学 正会員 佐々木栄一
１． はじめに
鋼製橋脚の隅角部において疲労き裂の要因となる欠陥 及び疲労き裂の除去を目的として、図１に示すような大 コア除去施工を実施している。このディテールは疲労の 継手分類からは、荷重伝達型十字溶接継手となる。ここ では、その疲労強度を局部応力を用いて評価する。
溶接部の疲労評価は公称応力ベースで行われるが、応 力が複雑に分布する場合や、荷重伝達型の十字隅肉溶接 継手がルート破壊を起こす場合については、局部応力ベ ースの疲労特性の把握が必要となる。局部応力による疲 労評価手法として、国際溶接学会（IIW）はエフェクテ ィブノッチを用いた仮想的局部応力概念を提案している。
エフェクティブノッチは、ルート部や止端部の形状を半 径１mm の仮想円形切欠きで表現し、FAT225１）疲労設 計曲線による疲労の評価を推奨している。
本研究では、隅角部の大コア除去施工をモデル化して 幅縁端に比較的鈍い切欠きを設けた小型の荷重伝達型十 字隅肉溶接継手の、疲労特性の検証を実験及び有限要素 解析により実施した。疲労強度の改善を目的としてルー ト部の開口部を塞ぐ目的で各種溶接手法（通常溶接棒、
低温相変態溶接棒、Ｔｉｇ溶接）を用いたルート部開口 を塞いだ溶接を考え、その影響について考察した。
添接板
図１．大コア除去施工 ２． 試験体
試験体の形状を図２に示す。試験体はルート破壊が想 定される荷重伝達型十字隅肉溶接継手とした。
３． 実験結果
のど断面での応力範囲
100MPa、170MPa
の条件で各種試験体について片振疲労試験を実施した。全種類の試 験体で板幅の中央部の溶接ルートから疲労き裂が進展し 破断に至るルート破壊であった（図３）。
のど断面の公称応力で評価した疲労試験結果を示す
（図４）。なおルートの開口を塞いだ試験体ののど断面は、
開口を塞がない場合と同じ断面で計算した。ルート破壊 に対する補修効果は、低温相変態溶接棒、Ｔｉｇ溶接、
通常溶接棒とも明瞭に見られなかった。
R=50 Type-C
Type-1
Normal Type-2
Type-3
☆LTT
C-1 B-1
A-1
B-2 C-2 A-2
C-3 B-3
A-3 Plate thickness
t=25mm
Tig
C-4 B-4
Type-4 A-4
☆LTT = Low temperature transformation
electronode Weld leg length
H=8mm
Type-A
R=∞
(straight)
90
300
625 25
300 300625 25300
70
R=20 Type-B
90
30062525300
70R=50
R=20
90
５
図２．試験体の形状と寸法
TYPEA１ Root Face
TYPEA1 Root Face First Crack at 50000 cycles
300000 cycles
300000 cycles
TYPEB1 Root Face
TYPEB1 Root Face First Crack at 50000 cycles
300000 cycles 300000 cycles
図３．試験体の疲労破面（タイプ
A1・B１）
キーワード 溶接継手、疲労強度、仮想的局部応力概念
〒152-8552 東京都目黒区大岡山
2-12-1 電話 03-5734-2596 FAX03-5734-3578
土木学会第60回年次学術講演会（平成17年9月）-827- 1-415
TYPEA２ Root Face
TYPEA1 Root Face First Crack at 50000 cycles
300000 cycles
300000 cycles
図３．つづき 試験体の疲労破面（タイプ
A２）
JSSC-C JSSC-D JSSC-E
10 100 1000
1.0E+04 1.0E+05 1.0E+06 1.0E+07 1.0E+08
応力の繰返し回数N（回）
応力範囲S（MPa)
TYPEA1
TYPEB1
TYPEC1
TYPEA2
TYPEA3
TYPEA4
図４．公称応力（のど断面）で評価した疲労試験結果 ４．エフェクティブノッチによる疲労試験結果の評価
解析では、エフェクティブノッチ半径を
IIW
の推奨す る１mm、及びより鋭いノッチを想定して0.5mm
として ソリッド要素で弾性解析を行った。解析は対称条件より ８分の１のモデルで行い、要素数は約10
万である（図５ 参照）。最小メッシュサイズは、エフェクティブノッチ近 傍でエフェクティブノッチ半径の10
分の１である。エフェクティブノッチストレスは、すべてのタイプで ルート部が止端部よりも大きく（図６）なり、実験結果 であるルート破壊を再現した。しかし、半径１mm のエ フェクティブノッチを使用する場合、FAT225 疲労曲線 は危険側の予測となった（図７）。そして、半径
0.5mm
のエフェクティブノッチの使用によると、エフェクティ ブノッチストレスは国際溶接学会のFAT225
基準に近づ いた。実験では板幅中央を疲労き裂発生点としたルート 破壊であったが、エフェクティブノッチストレスの分布 は幅縁端近傍で大きく（図８）なり、エフェクティブノ ッチストレス最大点は実際の疲労き裂起点と一致しない。疲労き裂の起点がエフェクティブノッチストレスの最 大点は一致せず、大コア除去後の隅角部の疲労の評価手
法として
FAT225
の使用は推奨できず、半径0.5mm、
FAT190
を新たに推奨する。５．結論
・エフェクティブノッチストレスによる解析で、疲労強
度は
FAT225
疲労曲線よりも危険側に計算される。計算結果より、半径
0.5mm
のエフェクティブノッチでFAT190
を推奨する。・エフェクティブノッチストレス最大点と疲労き裂発生 点が一致しない。
・対象の荷重伝達型十字隅肉溶接継手に対して口塞ぎ溶 接を行った場合、いずれも疲労き裂はルートの板幅中央 付近から発生し疲労強度改善効果は低い。
解析モデル例
１/８モデル 対称 対称
対称 引張応力１ 引張応力１
①
②
エフェクティブノッチ
半径１mm エフェクティブノッチ 半径0.5mm
板端
板幅中心
＜上図①方向から見たメッシュ図＞
＜上図②方向から見たメッシュ図＞
図５．解析例（タイプ
B１）
Von Mises stress distribution Effective Notch Radius 1.0mm
Weld root
Weld toe Weld toe
① ②
2 3 4
1 5 6 7
TYPE B
①
②
Stress 1 Stress 1
Weld root
Weld toe
Weld toe
図６．ルート部と止端部の
Von Mises
応力の比10 100 1000
1.0E+05 1.0E+06 1.0E+07
応力の繰返し数N（回）
仮想的応力範囲 Effective notch stress range Se（MPa）
TYPEA-0.5
TYPEA-1.0
TYPEB-0.5
TYPEB-1.0
TYPEC-0.5
TYPEC-1.0 FAT225
FAT140 FAT160 FAT125 FAT112 FAT100 FAT90 FAT80 FAT71 FAT63 FAT56 FAT50 FAT45 FAT40 FAT36 白抜き・・・エフェクティブノッチ半径0.5mm 黒・・・エフェクティブノッチ半径1.0mm
FAT190
図７．エフェクティブノッチによる疲労曲線
TYPE B1
①
②
Effective Notch
r=1.0mm Stress 1
Fatigue Crack Initiation area Von Mises Stress
TYPE B1 0
7 6 5 4 3 2 1 8
① ②
図８．ルート部エフェクティブノッチにおける 板幅方向の
Von Mises
応力分布（タイプB1）
参考文献
１）
A. Hobbacher “RECOMMENDATIONS FOR FATIGUE DESIGN OF WELDED JOINTS AND COMPONENTS” IIW document XIII-1539-96 /XV-845-96
土木学会第60回年次学術講演会（平成17年9月）
-828- 1-415
