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しまなつつの
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1 [ 溶接学会論文集第 3 巻第 3 号 p. 4-43(5)] 道路橋示方書におけるすみ肉溶接サイズ基準の考察 * 南邦明 **, 糟谷正 ***, 三木千壽 **** A Study on Standard of Size of Fillet Weld * By MINAMI Kuniaki**, KASUYA Tadashi*** and MIKI Chitoshi**** According to the specification for Highway Bridges, the minimum weld size is determined so that the leg length, S, satisfies the condition of S t, where t is the thickness of a plate. However, when the thickness exceeds 4mm this standard requires the S value larger than the maximum of one pass welding, which could lead to the decrease of the welding execution efficiency. Why this standard regulates the weld size is to avoid cold cracking by escaping the rapid cooling. But escaping the rapid cooling is not the only method to avoid cold cracking. In this study, we examine the cold cracking susceptibility and the HAZ hardness distributions of the fillet welds using 5mm thick plates whose PCM ranges from.1% to.7%. We also carry out the heat conduction analysis to evaluate the effect of the test piece size. Using the present results, we discuss the validity of the today s standard of the t regulation. Key Words : minimum welding size,weld crack, hydrogen, PCM 1. 緒言道路橋示方書 1) では, 主要部材の応力を伝えるすみ肉溶接サイズ (S) は6mm 以上とし, 薄い方の母材板厚 (t 1 ) より小さく (t 1 >S), かつ, 厚い方の母材板厚 (t) に対して,S t を満足させる大きさとするという溶接サイズの最大値および最小値の基準が示されている. この基準は, 昭和 31 年度の鋼道路橋製作示方書から掲載され, 現在の道路橋示方書に至っている. この規定理由については, 不必要に大きなサイズの溶接をすると溶接によるひずみが大きく, 母材の組織が変化する範囲が広くなる. また, サイズが小さすぎると急冷割れを起こしやすくなると記述され, 溶接サイズの最大値および最小値の根拠が述べられている. 鋼橋の溶接継手設計において, 通常, 溶接サイズは最小値で決定される.Fig.1は, 道路橋示方書の他に, 建築鉄骨で用いられる鋼構造設計規準 ) 3) とAASHTO 基準 (American Association of State Highway and Transportation Officials) を考慮して, 板厚と溶接サイズの最小値の関係を示したものである. 鋼構造設計規準では, すみ肉溶接サイズ (S) は4mm 以上とし, 厚い方の母材板厚 (t) に対して,S 1.3 t としている. しかし,S 1mmではこの限りでないとし,6mmを超える鋼板に対して緩和措置が取られている.AASHTOでは, 厚い方の板厚 (t) に対して,t mmの場合はs=6.4mm,t> mmの場合はs=8.mmとしている. なお, 応力照査を行い, 適切な予熱を行えば, 溶接サイズをさらに小さいサイズを適用してもよいという緩和措置が取られている. また, 解 * 原稿受付平成 17 年 1 月 18 日平成 16 年 11 月溶接構造シンポジウム 4 で発表 ** 正員サクラダ Member, SAKURADA Corporation. *** 正員新日本製鐵 Member, NIPPON STEEL. **** フェロー東京工業大学 Fellow, Tokyo Institute of Technology Minimum size of fillet weld (mm) S Plate thickness (mm) Fig.1 Relationship between plate thickness and minimum side of fillet weld 説の中でこの基準の規定理由が述べられており, 要求される最小溶接サイズは強度を考慮しているのでなく, 厚い鋼材に小さい溶接を用いた場合の急冷効果を考慮したものである. 溶接金属の急冷は, 延性を低下させる結果となり, さらに, 厚い母材によって溶接金属の収縮を拘束させることは溶接割れを引き起こすケースもあると詳しく述べられており, 溶接サイズ基準の根拠は, 道路橋示方書と同じである. ただし, 考え方の違いとしては,AASHTOでは極厚鋼板においても8mmのサイズがあれば急冷効果はないものと考え規定されている. 以上のように, 溶接サイズが 1mmを超える場合があるのは, 道路橋示方書のみである. S t の基準が定められた当時, 橋梁で使用される鋼材の適用板厚はt 38mmであったので, この基準で溶接サイズを決定しても9mmを超えることはなかった. しかし, 昭和 48 年の道路橋示方書から鋼材の適用板厚はt 5 mm, さらに平成 8 年からt 1 mmと鋼材の適用範囲は拡大された t S 1.3 t, S 1mm AASHTO Bridge(Japan) Building(Japan) Bridge(U.S.A)

2 Flange Web 溶接学会論文集第 3 巻 (5) 第号 43 Table 1 Mechanical properties and chemical compositions of used steel Used Thick Tensile test Chemical compositions (mass %) PCM Ceq steel -ness (N/mm ) (mm) (%) (%) YP TS C Si M n P S Cu Ni Cr Mo Nb V B A B C D E F G X Y Z Table Mechanical properties and chemical compositions of welding materials Tensile test Chemical compositions (mass %) (N/mm ) wire YP TS C Si M n P S W W Web plate Weld line Flange plate (a) Over View Fig. Welded specimen (b) Cross section が, これに溶接サイズ基準は追従していない. これに伴い, 5mmを超える鋼板にS t を適用した場合, 過大な溶接サイズとなり,t 1 >Sを満足しないケースも生じる. また, サイズが大きくなれば入熱量も大きくなり, 溶接品質として必ずしも好ましくない. 以上のことから考えても, 厚板鋼板における溶接サイズの最小値の考え方を検討する必要性が生じてきていると言える. 溶接サイズの最小値の基準を考察するには, 溶接割れに関する検討を行う必要がある. 溶接割れに起因する因子として, 溶接の入熱量, 鋼材のPCM, 溶接材料の拡散性水素量, および継手の拘束度がある. 通常, 大きなサイズの溶接を行う場合, サブマージアーク溶接 (SAW), あるいはシールドガス溶接 (GMAW) で行われる. 例えば, 溶接サイズ1mm では入熱量は3kJ/cmを超え, 拡散性水素量が低いSAWあるいはGMAW では, この入熱量レベルで急冷割れが発生するとは考えられない. 次に, 溶接割れに影響する継手拘束は, 突合せ溶接 (y 形溶接割れ試験 ) と比較すると, すみ肉溶接では拘束度が小さい. さらに, 現在使用している鋼材の PCMや溶接材料の拡散性水素量は, この溶接サイズ基準が示された当時に比べるとかなり低い. 以上のことから考えても,S t で溶接サイズを決定しなくても, 溶接割れが発生しない場合が多いものと考えられる. 本研究は, 道路橋示方書の溶接サイズ基準を考察するため, 厚板鋼板を用いて, 鋼材のPCM, 溶接サイズ ( 入熱量 ) および拡散性水素量をパラメータとして, すみ肉溶接割れ試験を実施し, 溶接割れの発生およびその要因を調べた. これらの結果をもとに, 厚板鋼板のおける溶接サイズの緩和措置を提案した.. すみ肉溶接割れ試験方法および要領.1 試験体の説明試験体は,Fig. に示す日本海事協会鋼船規則 4) の 1パス水平すみ肉溶接の試験法に示されている T 継手試験体を用いた. 試験体の組み立ては,6mm サイズで GMAW を用いて行った. また, 溶接割れに着目する mm 溶接範囲のフランジとウエブ間は,1mm のギャップを設けた. なお, JIS では, 溶接割れ試験法として,y 形溶接割れ試験法が示されているが 5), この試験法は突合せ溶接を対象としたものであるので, 本研究では日本海事協会鋼船規則に則って行った.. 使用材料使用鋼材を Table1 に示す. フランジ材 ( 底板 ) は板厚 5mm ( 鋼 C のみ 58mm) とし, 鋼 A~ 鋼 G の 7 鋼材を用いた. これらの鋼材の PCM は.1%~.7% であり, 著者らの調査結果 6) によると橋梁で使用される PCM の上限値付近の鋼材が多く用いられていることとなる. 次に, ウエブ材 ( 立て板 ) については, ウエブ側から割れを発生させないよう,PCM が低い鋼材を用い, 板厚を 1, 19 mm とした. 溶接材料は,Table に示す GMAW 用の溶材 W1 と被覆アーク溶接 (SMAW) 用の溶材 W, の 3 種類を使用した. これらの溶接材料は, 一般に市販されているものより拡散性水素量の高い試作品である. なお,W との金属成分は全く同じものであるが, 試作条件を変えることにより水

3 44 研究論文南他 : 道路橋示方書におけるすみ肉溶接サイズ基準の考察 Table 3 Conditions of diffusible hydrogen measurement wire W1 W wire W1 W Case No. method conditons Current (A) Volt age (v) (cm/min) ( ) (%) GMAW SM AW Case Diffusible hydrogen (ml/1g) No. First Second Third Fourth Average Judgement 素量を変化させたものである. 溶接割れ試験に先立ち,Table3 に示す作業条件で水素量の計測を行った.Table4 には JISZ3118 に則ってガスクロマトグラフ法を用いた拡散性水素量の計測結果を示す. 水素量は, 作業条件によって計測値にばらつきがあるが, 本計測結果から, 溶材 W1 の拡散性水素量は約 5ml/1g, 溶材 W は約 11ml/1g, 溶材は約 15ml/1g と判断できる..3 試験体の名称およびパラメータ Speed Atmosphere Temper Humi -rature -dify 15 6 Table 4 Results of diffusible hydrogen measurement (H GC ) 本試験では, 鋼材の P CM, 溶接サイズ ( 入熱量 ) および拡散性水素量をパラメータとして, すみ肉溶接割れ試験を実施することとした. 試験体名称およびパラメータを Table5 に示す. 溶接サイズは 4,5,6,7,8mm の 5 サイズとした. 次に, 継手拘束度はウエブの板厚にも影響するので, ウエブ板厚は 19mm を標準とし, 薄板として 1mm, 厚板として 5mm ( フランジと同じ鋼材を使用 ) と拘束度を変化させた. さらに, 溶接法では,GMAW と SMAW を用いて,Table4 に示した拡散性水素量を約 5,11,15ml/1g の3ケースで行った. 以上の条件に対して, 鋼 A~ 鋼 G の 7 鋼種を用い合わせて 44 体の溶接施工試験を実施した. 以上のように, 本溶接割れ試験では, 溶接作業条件と急冷割れの関係を調べるため, 割れに対して厳しい作業条件 { 小溶接サイズ, 高拘束度, 高水素量, 高 P CM } で行うこととした. Specim en size.4 溶接施工試験の実施要領 Used material Flange plate Web plate wire Name PCM Name PCM Name HGC (mm) A5 5 A6 6 A A7 7 (5mm).1 A8 8 B5 5 B6 6 B B7 7 (5mm).4 B8 8 X.17 C5 5 5 C6 6 C C7 7 (58mm).6 C8 8 D5 5 D6 6 D D7 7 (5mm).7 D8 8 E4 4 Y E6 6 (19mm).18 E8 8 W1 5 E4W 4.4 E6W 6 E E (5mm) (5mm).4 E6HN 6 Z(1mm).18 W 11 E6S 6.18 E8S 8 SM AW E6SN 6 15 Z E8SN 8 (1mm).18 F4 4 Y F6 6 (19mm).18 F8 8 F4W 4 F F W1.7 5 GMAW F6W 6 (5mm).7 (5mm) F6N 6 Z F8N 8 (1mm).18 F6S 6 Y.18 F8S 8 (19mm) 15 SM AW G6N 6 Z(1mm).18 W1 5 GMAW G6S 6 G8S 8 G6H 6 G8H 8 G6SN 6 G8SN 8 G6HN 6 G8HN 8 Table 5 Specimen and Parameter of tests G (5mm) 溶接作業は, 室温湿度 6% を一定に保ち,Table6 に示す溶接条件で予熱を行わずに行った.GMAW では CO シールドを用いて下向きすみ肉溶接で行い,SMAW ではグラビティー溶接で行った. また, 溶接作業は, 水素を十分拡散させるため, 第 1ビード終了後 48 時間経過した後に第ビードの溶接を行った. さらに 48 時間以上経過した後に, Fig.3(a) に示すように約 8mm 間隔で試験体を 5 分割し,1 つの試験体でマクロ試験片を 5 箇採取した. そして,1~ 4 倍のルーペを用いて 1 試験体につき 1 箇所 ( 左右合わせて ) の割れ観察を行った. さらに, 炭素量が多く, また PCM が最も大きい鋼 D および鋼 F では,Fig.3(b) に示すように, 第ビードの表面から mm 位置におけるビッカース硬さ試験を行った. また, 冷却速度の影響を調べるため, G8SN,G6SN では, 各箇所温度の計測を行った. 温度計測は, 白金 - 白金ロジウム熱電対を溶融プールに挿入する方法で行った. W method (19mm) W1 GMAW Y (19mm) Y (19mm) Z (1mm) W GMAW SM AW

溶接学会論文集第 3 巻 (5) 第号 45 Table 6 Conditions of weld cracking tests 5 Line of hardness test Weldng conditions Heat size Current Voltage Speed input method (mm) (A) (V) (cm/min) (J/cm) 4 55 813 5 5 175

3 Macro structure test and Vickers hardness test mm (a) Case1 mm (b) Case Weld toe Weld Metal HAZ Crack mm Fig.4 (c) Case3 Photograph of weld crack 3. すみ肉溶接割れ試験結果 3.1 溶接割れ試験結果 Table7 に試験結果を示す.

各試験体において割れが発生した箇所は, その多くが第 1ビード側の終端で発生し, 第ビードでは体でしか割れは見られなかった. この理由については次章の考察で詳細に述べる. また, 発生した溶接割れは何れもヒールクラックで,Fig.4に示す3ケースの割れ性状が見られた.Fig.4(a) では,HAZおよびBond 部に沿って割れが進展し, 溶接止端部に達していた. また,Fig.

4 溶接学会論文集第 3 巻 (5) 第号 45 Table 6 Conditions of weld cracking tests 5 Line of hardness test Weldng conditions Heat size Current Voltage Speed input method (mm) (A) (V) (cm/min) (J/cm) GMAW SMAW First bead mm Second bead (a) Macro structure test (b)line of Vickers hardness test Fig.3 Macro structure test and Vickers hardness test mm (a) Case1 mm (b) Case Weld toe Weld Metal HAZ Crack mm Fig.4 (c) Case3 Photograph of weld crack 3. すみ肉溶接割れ試験結果 3.1 溶接割れ試験結果 Table7 に試験結果を示す.Table7 には, 各試験体における割れ発生の有無, 詳細な割れ発生位置 (Fig3(a) で示した観察位置 ) およびその性状を示し, さらに割れ発生率も示した. また,Fig.4 には溶接割れが発生した部位のミクロ写真の一例を示す. 溶接割れは,GMAWで行った試験体では見られなかったが,SMAWで行い水素量が高く, 鋼材のPCMが高いケースで発生した. 各試験体において割れが発生した箇所は, その多くが第 1ビード側の終端で発生し, 第ビードでは体でしか割れは見られなかった. この理由については次章の考察で詳細に述べる. また, 発生した溶接割れは何れもヒールクラックで,Fig.4に示す3ケースの割れ性状が見られた.Fig.4(a) では,HAZおよびBond 部に沿って割れが進展し, 溶接止端部に達していた. また,Fig.4(b) では, 溶接ビードから表面に達した. 次に,Fig.4(c) では, 表面には割れは発生しなかったが, 内面のHAZ 部に割れが生じ約.8mm 程度で止まっていた. これらの状況から判断して, Fig.4(a),(b) の割れは, ルート部のBondあるいはHAZから発生した割れが, 溶接止端および溶接ビード表面に現れたものと考えられる. なお, ヒールクラックと判断した理由は, 次章の考察で説明する. Fig.5は, 試験結果を拡散性水素量別に整理し, 横軸に PCM, 縦軸には入熱量で示した. Fig.5(a) は,GMAWで拡散性水素量が5ml/1gの溶材 W1 を用いた場合の結果である. この結果が示すように, 水素量が5ml/1g 程度では,PCMが.7, 入熱量が813J/cmという溶接割れに対し非常に厳しい作業条件下であっても, 溶接割れは見られなかった. 通常のGMAWの溶接材料では, 拡散性水素量がソリッドワイヤで1~3ml/1g, フラックス

5 46 研究論文南他 : 道路橋示方書におけるすみ肉溶接サイズ基準の考察 Table 7 Results of weld cracking tests Cracked macro structure ( Specimen :crack) Crack Cracked First bead Second bead shape ratio A5 No crack % A6 No crack % A7 No crack % A8 No crack % B5 No crack % B6 No crack % B7 No crack % B8 No crack % C5 No crack % C6 No crack % C7 No crack % C8 No crack % D5 No crack % D6 No crack % D7 No crack % D8 No crack % E4 No crack % E6 No crack % E8 No crack % E4W No crack % E6W No crack % E6S No crack % E8S No crack % E6HN No crack % E6SN Heel crack 1% E8SN No crack % F4 No crack % F6 No crack % F8 No crack % F4W No crack % F6W No crack % F6N No crack % F8N No crack % F6S Heel crack % F8S Heel crack 1% G6N No crack % G6S Heel crack 4% G8S Heel crack % G6H No crack % G8H No crack % G6SN Heel crack 1% G8SN Heel crack % G6HN Heel crack 4% G8HN Heel crack 1% (Explanation of specimen) size : 4~8mm N(1mm) Used steel : A~G G8HN Web plate : W(5mm) None(19mm) Hydrogen : H(11ml), S(15ml), None(5ml) 入りワイヤでも~4ml/1gであり, 今回用いた溶材 W1の水素量は高い. それにも関わらず溶接割れは発生しなかった. これらの結果から判断すると, すみ肉溶接ではGMAW を用いれば溶接割れが発生するとは考え難い. Fig.5(b) は,SMAWで拡散性水素量が11ml/1gで行った場合の結果である.PCMが.4では入熱量が1J/cmであっても割れは発生しなかったが (E6HN),PCMが.7と高ければ割れが発生するケース (G6HN,G8HN) もあった. Table7に示すように,G6HNとG8HN 試験体を比較すれば入熱量が高い後者の方が割れ発生率が小さいことが判る. 通常のSMAWの低水素系溶接棒では, 拡散性水素量が4~ 7ml/1gであるが, 溶接棒の乾燥状態や大気の雰囲気によっては, 水素量が1ml/1gとなる場合もあり,PCMが.7を超える場合は予熱が必要と考えられる. なお, 道路橋示方書に従えば, 割れが発生したG6HNおよびG8HN 試験体の必要予熱温度は8 である. ただし,PCMが.7でもウエブの板厚が19mmの場合では (G6H,G8H), 入熱量に関わら Heat input (J/cm) Heat input (J/cm) Heat input (J/cm) 15 (A7) (A6) (A8) (B8,E8) No crack(pl19) No crack(pl1) No crack(pl5) (B6,E6,E6W) ( ):Specimen (B5) (C5,D5) 1 (A5) (F4,F4W) (E4,E4W) No crack(pl19) No crack(pl1) Crack(PL1) ( ):Specimen No crack(pl19) No crack(pl1) Crack(PL1) Crack(PL19) Crack(PL1) ( ):Specimen (c) SMAW {H GC =15ml/1g( wire:)} Fig.5 Results of weld cracking tests ず溶接割れは発生しなかった. 以上のように, ウエブ板厚の小さい1mmの方が割れを引き起こし易くなる結果が示された. この理由については次章の考察で詳細に述べる. Fig.5(c) は,SMAWで拡散性水素量が15ml/1gで行った場合の結果である.PCMが.7では入熱量やウエブ板厚の関わらず, 何れの試験体でも割れは発生した.PCMが.4では, 入熱量が1J/cmでは割れは発生しなかったが (E8S,E8SN), 入熱量が1J/cmと低くければ割れが発生するケースもあった (E6SN). ただし, 同じPCMおよび同じ入熱でもウエブの板厚が19mmの場合 (E6S) では溶接割れは発生ぜず, Fig.5(b) で示した結果と同じであった. 以上のように, 拡散性水素量が高く,PCMが高く, ウエブ板厚が薄い方が溶接割れが発生し易くなる結果となった. 3. ビッカース硬さ試験結果 (B7) PCM (%) (E8S,E8SN) (E6HN) (E6S,E6SN) (C8,D8) (C7,D7) (F6,F6N,F6W) (C6,D6,G6N) (a) GMAW {H GC =5ml/1g( wire:w1)} (F8,F8N) PCM (%) PCM (%) (G8S,G8SN) (G8H,G8HN) (G6H,G6HN) (b) SMAW {H GC =11ml/1g( wire:w)} (G6S,G6SN) (F8S) (F6S) Fig.6は, 鋼 Dおよび鋼 Fにおけるビッカース硬さ試験結果であり, 縦軸に各試験体の硬さ分布を示し, 横軸には溶接

6 溶接学会論文集第 3 巻 (5) 第号 47 Vickes hardness (Hv) D5 D6 D7 D8 Vickes hardness (Hv) F4 F6 F8 Flange side Web side Flange side Web side Flange side Web side Distance from the welding bead center (mm) Distance from the welding bead center (mm) Distance from the welding bead center (mm) (a) Steel-D(D5,D6,D7,D8) (b) Steel-F(F4,F6,F8) (c) Steel-F(F4W,F6W,F6S,F8S) Fig.6 Results of Vickers hardness tests Vickes hardness (Hv) F4W F6W F6S F8S Vickers hardness (Hv) (F4) Fig.7 (F4W) (D5) (F6) (D6) (F6W) (F6S) (D7) Steel-D(GMAW) Steel-F(GMAW) Steel-F(SMAW) Steel-F(GMAW)(web plate 5mm) ( ):Specimen 1 15 Heat Input (J/cm) (F8S) (F8) (D8) Relationship between Vickers hardness and heat input Temperature ( ) Size-6mm:Average t1= 8.6 (S) Size-8mm:Average t1=111.5 (S) Time (Second) Fig.8 Results of cooling time measurement ビード中心からの距離で示した. 硬さが最も高くなった箇所は, 多くの試験体でフランジ側 HAZであったが, ウエブ材にフランジと同じ鋼材を用いた試験体 (F4W,F6W) では, ウエブ側でも急冷効果があり, ウエブ側 HAZもフランジ側と同等な硬さ分布となった. Fig.7は, 各試験体のフランジ側 HAZ 部における最高硬さを縦軸に示し, 横軸に入熱量で示した. この結果が示すように,PCM が高い鋼 D および鋼 F において, 入熱量が 813J/cmと小さければ (F4,F4W), ビッカース硬さはHv を超え, 厚板鋼板を用いて低入熱 ( 溶接サイズ4mm) で行えば急冷による硬化が認められた. しかし, 入熱量 ( 溶接サイズ ) が大きくなれば最高硬さも小さくなり, 入熱量が 1(J/cm) を超えれば,35Hv 程度に低減された. 3.3 溶接割れとビッカース硬さの関係 Fig.7 で示した試験体で割れが発生したのは,SMAW を用いた F6S および F8S であり, それぞれ最高硬さは F6S では 374Hv, F8S では 351Hv であった. これに対し,GMAW で入熱量が 1J/cm 以下では 38Hv を超え, 割れが発生した試験体より最高硬さが高いにも関わらず割れが発生していなかった. すなわち, 溶接割れとビッカース硬さの相関は必ずしも得られない結果となった. 伊藤 7),8) らは, 本試験結果と同様に溶接割れとビッカース硬さの相関は得られないとし,CeqではなくPCMという指標で溶接割れに関する考え方を示した. 3.4 温度計測結果 Fig.8 に計測結果を示す. 冷却時間は 6mm サイズで行った方が 8mm サイズより若干早く, 溶融プールが凝固してから 1 までの冷却時間 ( 以下,t1) は, 回の平均値では 6mm サイズで 8.6 秒,8mm サイズで秒であった. 4. 考察 4.1 溶接割れ発生原因の考察継手の拘束度は, 当然のことであるが第 1ビード側より第ビード側の方が高く, 拘束度から判断すると, 第ビード側から割れが多く発生すると考えられる. また, ウエブ板厚が大きい方が拘束度は高いので, 厚板の方が割れは発生し易いと考えられる. しかし, 本試験結果では逆の結果であり, 溶接割れが発生したのは拘束度の低い第 1 ビード側であり, またウエブ板厚が薄い 1mm の方が割れ易くなった. 本節ではこの逆現象について考察する. 突合せ溶接の場合 (y 形溶接割れ試験 ), 継手拘束度は溶接割れの1つの大きな支配因子である. 継手拘束度とは, 溶接継手のルート間隔を単位長さ短縮させるに要する単位溶接長当たりの力の大きさで定義され, 板厚が大きくなれば, 拘束度も高くなる. 拘束度が高くなれば, 溶接部の熱収縮を強く拘束するため残留応力も高くなり割れが生じ易くな

48 研究論文南他 : 道路橋示方書におけるすみ肉溶接サイズ基準の考察 Web plate Flange plate (a) Fillet weld (b) Bead on plate Fig.9 µm Observation of crack by SEM (c) Bead on plate (infinitely plate) Fig.1 Heat condition model.

7 48 研究論文南他 : 道路橋示方書におけるすみ肉溶接サイズ基準の考察 Web plate Flange plate (a) Fillet weld (b) Bead on plate Fig.9 µm Observation of crack by SEM (c) Bead on plate (infinitely plate) Fig.1 Heat condition model. (a) represents the actual heat flow, which is converted into the bead on plate model (b), (c) is the present model using the mirror image method. る. 拘束割れの代表的な試験法は,y 形溶接割れ試験であるが, これまで, 数多くの y 形溶接割れ試験が行われ, これらの試験結果により, 予熱温度推定式も提案されてきた 7),8),9). もし, 本研究で発生した割れが, この溶接部熱収縮の拘束が主な原因で発生する割れだったとすれば, 先にも述べたように, 拘束度が高い第ビード側で多く発生し, ウエブ板厚が大きい 19mm で発生し易くなる. しかし, これと逆の結果となり, 拘束割れの概念から本研究で発生した溶接割れは説明できない. 一方, すみ肉溶接割れ試験は, その発生要因が複雑で試験を行った報告は少ないが, これまで木原 1) らや田中 11),1) らによって行われている. これらの報告では, すみ肉溶接の場合, ウエブ板の縦曲がり変形が原因で発生する割れがあるとしている. これら報告をまとめると, ウエブ板厚と割れ感受性の関係は, 以下のようになる. ウエブ材が薄い場合はウエブ板の曲げ剛性が小さいため, 溶接部の残留応力は大きくならず割れは生じにくい. このような領域では, ウエブ材が厚くなるにしたがって割れが発生しやすくなる. しかし, ある程度ウエブ材が厚くなると, 今度は縦曲がり変形がそのものがウエブ材自身からの拘束のため小さくなり, ウエブ材が厚いほど割れはむしろ発生しにくくなる. すなわち割れが最も発生し易い板厚が存在する. このような板厚依存は,y 形溶接割れ試験のように, 厚板を対称とした一次元拘束場における拘束度を基にした拘束割れの概念では説明できない. なお, この割れはルート部に発生し,HAZ 部側を Bond に沿って進む. これがヒールクラックである. ヒールクラックは, 拘束度が小さい第 1ビードで発生し, ウエブ板厚は 1mm が最も割れが発生し易いとしている. これは, 本実験結果と一致している. 以上のことから考えると, 本実験で発生した割れは, ヒールクラックであると推定できる. ヒール割れ試験の場合, 試験体は本試験体より小型のものを使用するが, 田中 1) らの研究では, 本試験体と同等の試験体でも溶接割れ試験を実施しており, その際にも, ヒールクラックが生じている. すなわち, ヒールクラックは仮付け溶接と言ったショートビードに発生する現象だけでなく, 一般のすみ肉溶接でも見られる割れであると考えられる. 本試験で発生した溶接割れは, 水素が起因の低温割れと考えられる. これは, 水素量が高く, 低温割れ感受性指標であるP CM が高いほど割れ易い傾向があると実験結果から判断できるからである. ここでは, さらに破面の観察からこれを再度確認してみた.Fig.9は, 溶接割れ破面のSEM 写真を示す. この写真に示すように, 溶接割れ破面は, 典型的な水素割れの破面を呈していた. すなわち, 水素が溶接割れ発生原因であることが再確認できた. 4. 冷却速度の影響の考察本研究で扱っている割れは, 前節でも述べたように, 水素による低温割れである. この低温割れを防止するには, 溶接部を長時間高温度に保持し, 水素の拡散を促進させることが有効である. それを確認する方法として, 冷却時間 t1がよく用いられる. そこで, 本研究で用いた割れ試験体におけるt1について, 簡単なモデルを用いて解析した. 用いたモデルは, 無限平板の表面を点熱源が移動する場合の熱伝導解 13) である. このモデルと本研究における試験体は, 板幅が有限であることや, フランジ ( 底板 ) とウエブ ( 立て板 ) のすみ肉継手であるなどの違いがあるが, これについては以下のように考えた. 継手形状の問題については, フランジ板とウエブ板の両方に熱が伝導していき, その熱の分配が板厚に比例すると仮定した. フランジ板については, 方向に熱が伝導するため, 板厚の倍に比例することとなる. すなわち, 入熱量をQ, フランジ板厚をH, ウエブ板厚をhとすると, フランジには H Q/( H+h) の入熱量が伝導していくものと考えた. これは, 英国規格 BS ) のcombined thicknessという概念を利用したものである. 次に, 板幅の問題については, 板端部からの熱の反射が問題になると考え, 鏡像法を用いて解析することとした. この方法では, 端面における表面熱放散を無視することになるが, この仮定については, 板幅を変化させt1への影響を見ることで検討する. Fig.1 にこれらの考えを示した. すみ肉継手の Fig.1(a) を, まず, 板厚に比例する熱量をフランジ板に伝導させることで問題をビードオン溶接に変更する ((a) から (b) へ ). その後, 板幅の影響を考慮するため, 鏡像法を用いたモデルに変更 ((b) から (c) へ ) する. こうして熱伝導問題を簡素化

8 溶接学会論文集第 3 巻 (5) 第号 49 t1 (Second) Fig.11 Calculation results: :8mm-size :6mm-size Experimental data: :8mm-size :6mm-size 1 3 Width on flange plate (mm) Relationship between t1 and plate width t1 (second) Fig.1 Calculation results: :8mm-size :6mm-size Experimental data: :8mm-size :6mm-size Thickness on flange plate (mm) Relationship between t1 and plate thickness q θ = πaλ θ= T-T w { T : 温度 [ o C], T w : 外気温度 [ o C]} K : ゼロ次虚変数ベッセル関数, t : 時間 [s], q : 点熱源の入力 [J/s], a : 板厚 [mm], h=α/λ λ: 熱伝導率 [J/mm o Cs], α: 表面放熱係数 [J/ o Cmm s] κ: 熱拡散係数 [mm /s], V s : 溶接速度 [mm/s] r = j= 1 y u j : tan ( ) + z V t s u j j + ah + a h A j =, ( j =1,,3,,,) u ahu u a h ( u) = x, y, z : 板に固定された座標, (x: 板厚方向, y: 板幅方向, z: 溶接方向 ) の j 番目の根 ( z V t) u j + ah u j Vs A j cos x sin x exp a u j a κ s K r j u a V s + 4κ (1) Hydrigen HGC (ml/1g) No crack(pl19) No crack(pl1) Crack(PL19) Crack(PL1) SMAW GMAW No crack Crack PCM (%) Fig.13 Results of welding crack tests on 8mm-size することで, 式 (1) の解析解を適用することができる. 式 (1) で,qは1 秒当たりに放出される熱量で, 本研究では, ここに,q= H Q/( H+h) を代入する. また, 式 (1) は, 熱伝導率等の物性値を温度に依存しない定数とみなしているため, 熱伝導方程式が線形となり, 複数の点熱源に対しても重ね合わせの原理を適用することで解析ができる. 数値計算をするときには, 各物性値の値を決定する必要があるが, ここではFig.8で示した実測データをもとに,λ =.4(J/mm s), κ=1.(mm /s), α= (J/ mm s) と定めた. また, 入熱量は, 溶接サイズ6mmと8mmに対応した値を代入した. これら物性値を用いて, 冷却時間 t1における板幅の影響を検討したのがfig.11で, フランジ板厚 5mm, ウエブ板厚 1mmの場合で板幅を変化させている. Fig.11からわかるように, 溶接部が1 になるまでに板端部へ熱が伝導しやすいと考えられる溶接サイズ8mmで, ウエブ板厚が薄い 1mmの場合でも, 板幅が15mm 以上あれば,t1は板幅に影響されなくなる. 本研究では板幅はmmであるため, 板幅に影響されない条件での試験であることがわかった. t1が板幅に影響されないということは, 溶接熱が板端面に伝導する前に溶接部が1 まで冷却すると考えることができる. この場合は, 板端面の境界条件をどのように与えても計算結果には影響しない. また, 板端面に対して断熱条件を採用している本熱伝導モデルを適用することが可能となる. 実際, 本研究の試験体は, 板幅 mmであるため, この実験結果と計算結果がよく一致したということは, 本熱伝導モデルの妥当性を示していると考えられる. Fig.1は, 板幅をmmと固定し, フランジ板厚を変化させたときのt1を計算したものである.Fig.1より, 板厚が 5mm 以上の場合は, 入熱量が大きい8mmサイズの場合でも t1はほぼ一定になることがわかる. これらの計算結果より, 本研究における溶接割れ試験体は, 実構造物より小さいサイズであるものの, 熱伝導的には等価であり, かつ, 板厚 5mmを上回る場合についても, 本研究で採用している板厚 5mmの場合と熱伝導的に等価であることがわかる. すなわち, 本試験結果で実構造物の溶接割れ感受性について検討しても問題はないと考えられ, 次節ではすみ肉溶接サイズ基準の考察を行う. 4.3 道路橋示方書のすみ肉溶接サイズ基準の考察本研究で用いた試験体を S t で計算した場合, 溶接サイズは 1mm となる. しかし,GMAW(H GC =5ml/1g) を用いた場合, 溶接サイズが 4mm で P CM が.7 など溶接割れに対し非常に厳しい条件であっても割れは発生しなかった (Fig.5(a)). すなわち, 水素量が低い GMAW では S t を満足しなくても溶接割れの問題はないものと言える. また, 急冷による硬化を考慮すれば, 溶接サイズが 8mm あれば P CM が.7 と高い鋼材であってもビッカース硬さは約 35Hv となり硬化の問題はないと考えられる (Fig.7).Fig.13 は溶接サイズ 8mm の割れ試験結果を, 縦軸に拡散性水素量,

9 43 研究論文南他 : 道路橋示方書におけるすみ肉溶接サイズ基準の考察横軸に P CM で整理したものである.SMAW (H GC =11,15ml/ 1g) を用いた場合, 溶接サイズが 8mm であれば,P CM が.4 では割れは発生しなかったが,P CM が.7 では割れは発生した.SMAW を用いて1パスで溶接可能な溶接サイズは 8mm までであり, 言い換えると, 急冷を考慮し溶接サイズで割れ防止対策を図れるのは 8mm が最大値である. すなわち,P CM や拡散性水素量が高い作業条件において溶接サイズが 8mm で割れが発生した場合, 割れ防止対策としては予熱以外考え難い. 以上のように, 溶接サイズによって割れの防止を考慮した場合,9mm 以上の溶接サイズを考慮しても意味がなく, また道路橋示方書でも述べているように, 不必要に大きなサイズで溶接を行えば溶接品質としても好ましくないとも言える. これらのことを考慮し, 厚板鋼板における最小溶接サイズの緩和措置として, なお,8mm を超える場合についてはこの限りでない. ただし,SMAW を用い P CM が.4 を超える鋼材を用いた場合, 適切な予熱を行うなど溶接割れ発生防止対策を行う必要がある. とすることが有効であると考えられる. この提案は,Fig.1 で示したように 8mm を上限とする ASSHTO 基準と同等である. なお, 上記の提案はあくまでも本試験結果のみでの判断であることを追記しておく. 上記の提案は, 溶接品質から判断したすみ肉溶接サイズ基準を提案したものである. 溶接構造物において溶接部に要求される項目の1つとして, 強度上大きなサイズが必要な場合もある. これについては, 著者らは別途検討している 15). ここでは,4つの橋梁モデルで試設計を行い, 主桁フランジとウエブの溶接部において強度上必要な溶接サイズを検討した. その結果, せん断強度で応力照査を行った場合, 必要な溶接サイズはいずれのモデルでも 5mm 以下であり, 橋梁では強度上必要な溶接サイズは小さいことを確認した. なお, 主桁ウエブと横桁フランジ部などのように, 溶接線に直角な方向に引張応力を受ける継手は, 道路橋示方書では完全溶込み溶接を行うことを原則としており, 本提案は荷重伝達を伴う溶接部位は対象外である. 5. 結言 1) GMAW を用いた場合, 溶接サイズが 4mm で P CM が.7 など割れに対し厳しい作業条件であったも急冷による割れは見られず, すべての試験体で割れは発生しなかった. ) SMAW を用いた場合, 溶接サイズが 8mm あれば,P CM が.4 以下では急冷による割れは発生しなかったが, P CM が.7 では割れは発生し, 予熱の必要性が生じた. 3) 本試験で発生した溶接割れは, 水素による低温割れであり, 割れ性状はヒールクラックであった. すなわち, ヒールクラックは仮付け溶接と言ったショートビードにのみ発生する割れでなく, 一般のすみ肉溶接でも発生する割れであると言える. 4) P CM が.7 と高い場合, 溶接サイズが 4mm ではビッカース硬さは Hv を超え, 厚板鋼板を低入熱で行えば急冷による硬化が認められた. しかし, 溶接サイズが 8mm の場合ビッカース硬さは 35Hv 程度に低下し, 溶接サイズが 8mm あれば急冷による影響はないものと考えられる. なお, ビッカース硬さと溶接割れの相関は認められなかった. 5) すみ肉溶接サイズの最小値は, 従来の S t を前提とし, 厚板鋼板における緩和措置として, 本試験結果から判断するとなお,8mm を超える場合についてはこの限りでない. ただし,SMAW を用い P CM が.4 を超える鋼材を用いた場合, 適切な予熱を行うなど溶接割れ発生防止対策を行う必要がある. とすることが有効と考えられる. 謝本研究を行うにあたり, 新日本製鐵の鶴田敏也氏, 小山邦夫氏には, 鋼材の提供, 溶接材料 (SMAW) の試作および溶接試験に対しご協力を頂きました. また, 神戸製鋼所の原則行氏には, 溶接材料 (GMAW) を試作して頂きました. ここに, 心より感謝申し上げます. 辞参考文献 1) 日本道路協会 : 道路橋示方書同解説 ( 鋼橋編 ),.3. ) 日本建築学会 : 鋼構造設計規準, 1 3) AASHTO: LRFD BRIDGE DESIGN SPECIFICATIONS (SI UNITS FIRST EDITION),1994 4) 日本海事協会 : 鋼船規則検査要領集隅肉溶接継手試験, pp , ) 日本工業規格 :y 形溶接割れ試験方法 (Z ) 6) K.Minami, C.Miki : Investigation of Steel Mechanical Properties for Bridge, Steel Construction Engineering(JSSC),11-4(4), 11-13, (in Japanese) 7) Y.Ito,K.Bessyo: Cracking Parameter of High Strength Steels related to heat affected zone carcking, J.JWS,37-9(1968), ,(in Japanese) 8) Y. Ito, K. Bessyo : Cracking Parameter of High Strength Steels related to heat affected zone cracking(report ), J.JWS,38-1(1969), , (in Japanese) 9) N.Yurioka, T.Kasuya: A Chart Metod to Determine Necessary Preheat Temperature in Steel, Quar.J.JWS, 13-4(1995), ) H.Kihara, M.Inagaki, K.Horikawa, Y.Kuriyama : On the Fillet Weld Cracking of 5kg/mm Grade High Strength Steels -On the Heel- Crack-, J.JWS,39-3 (197), , (in Japanese) 11) Tanaka,T.Kitada : Study on the Fillet Weld Cracking -On the Heel- Cracking-, J.JWS, 41-8 (197), , (in Japanese) 1) J.Tanaka,T.Kitada : Deformation Cracking of Single Fileet Weld and Selection of Procedures for Avoiding its Cracking, J.JWS, 49-1(198), 45-5, (in Japanese) 13) 田中正三 : 移動熱源による熱伝導について, 溶接学会誌, Vol.13,(1943), ,(in Japanese) 14) BS5135: Specification for process of arc welding of carbon and manganese steels, 1987, British Standard Specification 15) K. Minami, J.Tamura, T.Kasuya, T.Nose, C.Miki: A Study on the Standard of Fillet welding size (Part.),The proceeding of the 58th JSCE Annual Meeting(3), , (in Japanese)

第4章　溶接施工管理

第4章　溶接施工管理 715 mm mm ) (1) I (2) (3) (4) 45 716 図１ 46 溶接接合教室基礎を学ぶ橋梁の種類鷹羽溶接接合技術の適用橋梁と建築鉄骨 717 (5) H S N (6) 3.1 a y a y / 47 718. SM JIS G SS SS P S C Pcm Pcm Pcm=C+Si/ +(Mn+Cr+Cu)/ +Ni/ +Mo/ +V/ + B (%) ) LP