鋼隅肉溶接継手の曲げ疲労強度に及ぼす隅肉形状等の影響 435 なおル ートから亀裂が発生した試験片では, ほとん どの易含板幅中央部付近のールトから亀裂発生したため, この場合には Nc を定義できなかった 少なく E ), 著者が知るかぎりでは Thum Erker の研究 (1942 年 195

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1 434 ( 昭和 53 年 5 月日本造舶学会春季講演会において講演 ) 鋼隅肉溶接継手の曲げ疲労強度に及ぼす 隅肉形状等の影響 正員 飯 田 國 廣 正員 宮 迫 計 典 * 正員 仰 木 盛 綱 正員 岡 野 伊 史 綿 A investig ti q fiuen i g F t rs B di g F tigue SLrength f Fill, t Weld, d 1 t by Kunihir Iida, iveiiibet Kazunri } 姦 iyasak, 驫窺西 6r Mritsuna hgi,p. iernbei Yshihit kan,asember Summarv R ed b P.ding f 19 t t w e arri d t 量 1 w and high y 1 f tig e, a g 丘 11etwelded jintspeciillens,wh 量 ch were welded by using 25.4mn 三 thick ship structure steel f the tensi 工 e strength f 47 kg! mm2. The influencingfactrs investigated are leg length,thrat depth,flank angle,pr 飢 e f filletweld and undercut, The specimen was laded under the cnditin f cnstant ampli 亡 ude f bending defiectin f the intercstalplate i 1 w ycl f tigu ang, a d der th ditl f t t mp 互 it d f 1 ad ppli, d t 出 e thr ugh plate. The main cnclus 三〇 ns btained are as fllws : (1 ) Th iti l th G t d p h whi h 三 d 且 ed th tran iti v 1 c1 ss 孟 fyi g t e d tf il re w f u d t be a f n ti f th f tig e f iエ e l 玉 f A f th minal t ess amplit d Sa Th 出 1 1 th t d pth R i give by th f ll wi g mpi,i,al,xp,, s 三. acp. ノ T =0,236 王 g Sa 十〇 θ 一〇,110 acr!t g = Tf 十〇,00 ユ2 θ where T and 5 are plate thickness and f 玉 ank angle,respectively. (2 ) Th t i a g m a red t p i t 4 mm p t frqm t f 鯲 t w 弖 d (4 ) ls avail bl f th p edi ti f th f tl9 1if i a e f t e f ilure.the express 呈 Gbt ined f th predicti n f 1 % f i1 re p bability i er (4) = 10 4 十 一〇 質丶 τ2 σ Th X v. i AWS C d D m y p vide an f ty p edi t 三 f f tig, 11f, especially in lw cycle fatigue range,by cmparing with the abve express 呈 n. (3 ) The undercut コp ay ac と as a reduc 工 ng factr f apprx 正 mately I tq 25 percent fr bending fatiguestrength. 二 肩己 a 二のど厚 ( mm ) acr : 臨界のど厚 ( mm ) その値以下の寸法ならば, 隅肉溶接金属のルートから亀裂が発生していわゆる ルート破壊をし, 一方, それ以上の寸法ならば, 隅 肉の止端から亀裂が発生していわゆるトウ破壊する ようなのど厚 ( mm ) d : アンダーカット深さ ( mm ) 号 E : ヤング率 ( = 21000kg! mm2 ) L ; 脚長 ( mm ) Lcn : 臨界脚長 acr と同意義 1 : 十字形隅肉継手試験片では支点間距離,T 形隅肉 継手試験片では貫通板表面から荷重点まで の距離 ( mm ) Nc : トウ部に疲労亀裂が発生するまでの寿命 本研究 では, 平滑試験片に比べて, 微小亀裂の発見が難し かったため現を定める疲労亀裂長さは最小.5 * ** * ** 東京大学工学部船舶工学科東京芝溝電気 ( 株 ) 府中コニ易 佐世保重工業 ( 株 ) 佐世保造船所 mm から長い芻合は 50 mm 程度となったが, この 長さの平均値は 13.2mm であった D 必要な場合は 亀裂長さ CL をかっこに入れて Nc ( CL ) と表わす

2 鋼隅肉溶接継手の曲げ疲労強度に及ぼす隅肉形状等の影響 435 なおル ートから亀裂が発生した試験片では, ほとん どの易含板幅中央部付近のールトから亀裂発生したため, この場合には Nc を定義できなかった 少なく E ), 著者が知るかぎりでは Thum Erker の研究 (1942 年 1956 年 ) 2,M hlh rdt の研究 (1955 年 ), ZIS ( 東独溶接研究所 ) で行なわれた研究 (1956 年, N / : 破断寿命 トウから亀裂発生した十字形隅肉継手 1958 年 ) 3 ), 大内田一西岡による研究 4 } さらに最近になっ 試験片では断切板が貫通板から完全に分離した時までの繰返し数とし, またトウ破壊した T 形隅肉継手試験片では曲げ荷重が初期鴿の約 1!2 に低下したときの寿命とした 一方ルートから亀裂が発生した試験片では隅肉の一つが破断するまでの繰返し数とし て Paetzld Petershagen tr こよる研究 5 } があるのみであ る 大内田らおよび Paetzld らを除く研究者の論文は 入手し難く, 従っ て研究の 概要は文醸 2 か ら知 り得 るのみであるが,Thum ら,Mehlhardt, 驚 S の研究グ ル ープは St 32,St 32 b 2, St 42 b 2,St 52 鋼を洪試 P た ; 十宇形隅肉継手試験片の貫通板に加えた荷重振幅 ( t n ) R : 高サイクル 疲労では応力比, 低サイクル 疲労では 歪比 本研究の実験では R 1 = ( 両振り ) とした S α : 公称応力振幅 (kg! mln2 ) 十字形隅肉継手では, Sa=3PJ.! 2 WT2,T 形隅肉継手では Sa 3E δ T12 ( 1 十 T12 ) 2 とした D ただし wl ま板 隔 D SR : 公称応力範囲 (kg! mm2 ) Sa の 2 倍 T 貫通板および断切板の板厚 ( mm ) δ ; 低サイクル疲労試験片において荷重点に与えた変 位振幅 ( mm ) er : 断切板の表面において測定した板の長手方向歪の 材とする T および十字隅肉継手の両振りおよび完全片振 り曲げ疲労強度ならびに隅肉トウ部のグラインダ仕ヒの 影響を求め, さらにい 脚長ならぽル わゆる臨界脚長 LCR ( それ以下の ート破壊し, それ以上の脚長ならばトウ破 壊するような脚長寸法 ) は両振り曲げの場合ほぼ 0.28T となることを明らかにした 一方, 大需田ら 4 ) は板厚 16 rnm と 32 mm の SM 41 鋼を供試材とする隅肉継手 の開先ルート面寸法すなわち溶け込みと脚長を変えた試 験片の軸力および曲げ疲労試験を実施し, 麗先ル ート面 をとらない場合の片振り曲げにょる LCR は 0.4T 0.5 T となることを示した さらに Petershagen ら 5> は板厚 28.5mm の HT 50 の完全溶け込み L 形隅肉継手の片振り曲げ疲労試験を行 範囲 ( 複振幅 ) 必要な場合には, トウから瀏定点ま での距離 ( lnm ) をかっこに入れて示す たとえば ない, 亀裂発生寿命蓬準および破断寿命墓準での 線図を求めた S N er (4 ) はトウから 4mm の点で計測した歪範囲 θ : 隅肉の余盛角 ( 度 ) ρ : 隅肉の止端半径 ( mm ) ε tα : 全歪 ( 弾性歪成分と塑性奎成分との和 ) の振幅 1 まえがき十字形および T 形鵬肉溶接継手は突含せ溶接継手に次いで広く用いられる継手であるため, その疲労強度に及ぼす隅肉寸法または脚長の影響, 溶け込みや隅肉断面形状の影響に関しては従来から多くの研究が行なわれてきた そして母材強度が 50kg! mm2 程度以下であるような軸力荷重伝達型および非伝達型の隅肉継手については実験結果に基づいた許容応力が一応定められ, 各国における各種の疲労設計規格等に採用されている許容応力はほぼ似通った値となっている 従って最近の研究対象は, 母材強度が 50kglmm2 以上の高張力鋼による隅肉継手, 古い実験研究で採用されたものよりも優れた溶接棒により溶接された隅肉継手, 溶螢隅肉のトウ部断面形状を T 工 G あるいはプラズマで改善した隅肉継手の疲労強度の鰐明や, そして最新のデータまでを含めたデータの再解析 ( たとえば文献 1]) に向けられている観がある しかしながら十宇形あるいは T 形隅肉継手に繰返し曲 しかし, いずれにしても隅肉継手の曲げ疲労強度に関 する研究例は少なく, とくに低サイクル疲労寿命域での データは皆無であり, また高サイクル域で隅肉断面形状 と寸法を系統的に変えたりあるいはアンダ V カットの影 響を調べた研究は少ないといえる 一方隅肉継手の曲げ 疲労強度は溶接構造物の疲労設計上一つの重要な因子と 考えられる たとえば平板に隅肉溶接された防撓材が長 手と直角方向に面外初期燒みを有してお り, そしてこの 防撓材付平板に防撓材の軸方向荷重が繰返し加わっ た場 合とか, 非対称形の防燒材が隅肉溶接された平板に水圧 が繰返し加わった場合などiux いわゆる防撓材の横倒れにより, 隅肉継手は繰返し曲げ荷重を受ける 6 ) η 事実, 実鉛. あるい E, は一般溶接構造物の 8 疲労損傷例 ) を調べる 隅肉溶接部に繰返し曲げ荷重により発生したと推定 される疲労亀裂の例が多く見られる たとえば横隔壁と 外板との隅肉継手, 船尾タンク内水平ガーダウェブと外 板または隔壁との隅肉継手などである このほかにもパ ネルの面外振動によリパネルと防挽材との隅肉継手に生 じたと考えられる疲労亀裂の例, あるいは配管と容器と の隅肉溶接部や海洋溝造物の管どおしの隅肉継手に, 繰 返し曲げ荷重により発生したと断定あるいは推定できる 渡労損傷例も多い げ荷重が加わっ た場合の疲労強度に関する研究は意外に 著者らは 1975 年から 2 年にわたり, 隅肉溶接継手の

3 436 日本造船学会論文集第 143 号 脚長, 断面形状, 溶け込み, アソダーカッ b 深さが高サ の近傍の形状をモデリソグコンパウンドで型取りしたり イクル 疲労強度に及ぼす影響, さらに脚長が低サイクル あるい は試験片の横断面を撮影しておき, 疲労試験後に 疲労強度に及ぼす影響を知るための研究を行なったので 破壊した隅肉に関して計測した値である 亀裂はほとん 以下に報告する ど板幅中央部から発生したの で写真撮影による方法は測 2.1 試験片 2 疲労試験 板厚 25,4mm 受納状態の KDK 鋼板を供試材とした 化学成分を Table 1 に,JIS 1 号および 4 号の試験片 により求めた引張性質を Table 2 に示す 母材の曲げ 疲労強度を知るため, 試験片の表面が原板の表面とほぼ一致し, そして試験片の長軸方向がロール方向と一致す るように Fig.1 の試験片を採取した後, 試験片の表裏 面を研摩紙 ( エメリー #800) で長軸方向に研摩した 高サイクル寿命域での疲労強度に及ぼす隅肉形状と寸 法さらにアンダーカットの影響を調べるため Fig.2 の 試験片を作製した この形状の試験片は全部で 13 系列 作った 各系列試験片の試験片符号, 隅肉形状, 脚長, 余盛角度 θ, 止端半径 ρ, のど厚 a, アンタカット深 さ d, 各隅靄の溶接層数とパス数, それに使用溶接樺を Table 3 に示す なお L ( Meas ), θ,ρ, a, および d ( Meas ) は溶接褒疲労試験に先立って隅肉余盛およびそ 定上やや厳密さを欠くかも知れないが, 溶接は試験片 7 8 本分を一度に施工したので撮影法による測定健はその試験片における平均値を示すと考えて採用した アンダーカヅト付試験片ではすべてモデリングコンパゥンドを用いる方法によった 表中のこれらの値はいずれも各系列に属する全試験片での測定値の平均である FBK 試験片のみは後述の Fig.6 に示すように開先をとって溶接した ( 公称溶け込み量 9.7mm ) が, それ以外は開先をとらずに, 等脚長となるように隅肉溶接をした ( 公称溶け込み量は零 ) 各試験片はすべて溶接のまま疲労試験に供した アンタカットを有する試験片は溶接後機械加工によリアンダーカット擬似切欠をつけるということはせずに, すべて 0.5mm および 1mm 深さを目標値として自然にかつ試験片全幅にわたリアソダーカットが生ずるように溶接条件をコン F ロールしたが, 期待どおりには行かずアンダーカヅト深さは, 各試験片系列内でもばらつきが生じた なお試験片の貫通板 (Fig.2 の上下方向 ) および断切板 (Fig.2 の左右方向 ) はい 吐二 1 竃ゴ 諾 REVERSED LAD APPLIED 寸 1 唱 門 4R N 臨 17 3 食 R 霧以 8 φ Detq 員 f A i 3 z N 寸 頃一 R 蝿,Dir. N A り,. 呂 254 lnm } Fig,1 Details f pla 正 n bending fatigue Specin ユ en (base meta1 ) Fig.2 Detailsf crucifrm filletjintspecimen fat 孟 gued in high cycle range Table 1 Chemical cmpsitins f KDK steels used ( after mill sheet ) Steel C Si M 1 P s Remarks AB 0, G 王 7 0, Used fr lw cycle fat{gue Used fr high cycle fatigue Table 2Tensile prperties f KDK steels used ( mean value ) Specimenshape Test Spec. Yield Tensile sectiqn type pint strength ( mm ) (k91mm2 ) ( kg! mm2 ) Flat plate {} JIS N Slid cyllnder 14.dia. JiS NQ.4 32,0 Nminal thickness f material received : 25.4mm Elngatin G.L. 1{eductiri (%) ( rnm ) in area (%) } ,

4 鋼隅肉溶接継手の曲げ疲労強度に及ぼす隅肉形状等の影響 437 ずれもロール方向に採数した さて Table 3 からわかるように, 高サイクル疲労試 験で意図した因子は次のとおりである (1 ) 脚長の影響 :FBA,FBB,FBC (2 ) 余盛角の影響 :FBA, HA, HC (3 ) のど厚 ( あるいは隅肉形状 ) の影響 ;HA, HB, HC ; FBA,FBB,FBC (4 ) アンダーカットの影響 : AU 5,BU 5, CU 5, AU 1, BU 1, CU 1. 低サイクル寿命域での疲労強度に及ぼす騨長および隅 肉形状の影響を諞査するため Fig.3 の試験片を溶接し た 高サイクル疲労試験片と同じく等脚長を目標とし, また貫通板および断 切板はいずれもロール方向に採っ た 試験片幅を 50m 飴としたのは低サイクル疲労試験 機の容量のためである この場合も高サイクル試験片と 同様に試験部の隅肉溶接は各系列ごとにまとめて一度に 40e mm 程度の溶接を連続して施工した後, この大きな 隅肉溶接継手から各試験片を切り出し, その後試験機に 匳定するための部材を貫通板裹面に隅肉溶接した なお いずれの場合も隅肉継手は溶接のまま試験に供した 各 系列試験片の要目を Table 3 に示す 2.2 高サイクル疲労試験方法 Fig.1 の試験片は Schenck 式 4kg m の曲げ疲労 試験機を用い, 繰返し速度 3000cpm で試験した 応力 比 1 は零と一 1 の 2 条件とした Fig.2 の試験片は左右の断切板の蝿に近い 切欠き部 を上下からナイフエヅジで締め, そしてこの締め治具に 回転を許すように して試験片を支持した上で, 中央の貫 通板に上下方向の完全両振り荷重鰯御の繰返し荷重を大 軅卜 響 一施 L 一 _ 160 _ 嚇 寸 鴇 g 類 囚 φ 一一 8RLL.4 { N [ 窪. 1T n 誤 DETAILS GF A.DIR. 語 mn A 旨 N 350 Fig.3Details f T shaped fiuetjintspecimen fatigued in lw cycle range 気環境で与えた.. 寸 Z 碧 使用した試験機と繰返し速度はそれぞ 30 tn れ異なるが,FBC,FBK,CU 5 系列については 油辰サーボ式試験機で cpm,CU 1, BU 5,BU 1 系列にっいては 60tn 油圧サーボ式で cpm, その他は 20tn ローぜンハゥぜン型試験機で cpm で試験した FBC,FBK 系列では断釼板表面上板幅中心線上にお いて溶接止端から 8mm の位置に G.L.6nlm の, ま たその他の系列では止端から 4, 8, 12 rnm の各位置とさらに反対側の断切板上止端から 4mm の位置に G.L..3mm の歪ゲージを貼付し, 適当な繰返し数ごとに長 手方向歪の歪範囲 ere を計測した 余盛止端に発生する疲労亀裂の発見は, 研摩された母 材の場合とは異なり, 相当に困難であったため, 止端部 に赤インクを流し 15 倍のルーペを用いたが, それでも 疲労亀裂発生寿命を定義するための亀裂長さは, 記号欄 に記載したように若干ばらついた s r ; ロロ f Table 3 Test series and prineipal dimensinsf specimens Prfl ユ e 萇轟畧 :& 二 pec 三 F 藍 七 ピ 5Le α Q 鬥 h 彡 日 コ曾憾国 ロ冒詞〇二習口 咢ゆコ面 FBAFBBFECFsz 匹蔑 茣 3HCAU5E 口 5cu5A 誓 EV ユ CU 工 塾 靨 me 了 6 フ 一 4 鴨 研 理 冊 理 餌 玉 d η σ 冊 Leg Length 乃 ( } 2 Desiqn. 臚 ea5 ユ 5. ユ e / 4.l2.S ユ 2.5 ユ 2,512.5 工 工 Flank Angle3 ). e CDeg} ;:; 6 5 二 11:; il:lll :lli :ll2.1 PFFFC FFFFC ユ Sr l ] ,9 14 工 1D.0 1 工 reeradius3 > ρ { 鞴譱監. 彙 :1 :29:[;9 ) D 工 B 工 04z , 工一 工 工 G コ ( 4 } ユ } 3 3 } 4 6 } 2 3} 一 2C4 ) 4 6 } 2 3 }, 2 4 }. 4 ( 6 ) 2 3 } 2 4 } : 1 謝二呈留 一 2 ( 3 } LA 7 5 中 5 ) G φ ddddd ]} FFt rla? eced Fille ヒ Weld, Ce : Cncay e Fi1 上 et We ユ dr V : Cnvex Fi ユ e 七 Weld 2, De $ i 享 n. 二 DeE ユ ; n 已 a Value,Keas. 冨 Measured valuer whih was btained as the mean f mea ure ヨ nes a し failu = 壼 F. L 三 n 匸 s. 3 } Meaa Va 工娯 i t the FUIet t Jeld Failured 4 } L 7 ; 二 + 三.drGyen 工 ype8 KS, S 己 nd G 200 : 工 ll eni し e Type 5 } T lt ;. f ご ξ し 1 [. 鼠 55 was d 已 p $ ted by the K $ 8 electrdt f 4ffmu dia.wi ヒ hut rt gap

5 438 隔本造船学会論文集第 143 号 2.3 低サイクル疲労試験方法 片持梁型式曲げ変泣制御疲労試験機を用い, 大気環境 中で, 変位に関して完全両振り疲労試験を実施した 波 形は正弦波で繰返し速度は 6 42cpm の範囲とした 各試験片について, 断切板の表面上板幅中心線上にお いて溶接止端から 4mm の位置に G.L.0.3mm の歪 ゲージを貼付し, 長手方向歪の ep. を連続計測した Q 余 盛止端からの亀裂発生寿命検出は高サイクル試験と同様 な方法によって行なった 3 疲労試験結果と考察 3.1 母材の曲げ疲労強度 Nfg1 2Xl7 の寿命域で行なった曲げ疲労強度 SR ( 公称応力 ) と Nf との関係線図は,R = 1 の場合 N 3 ユ 06 で, また R ; の場合 tn f で折れ曲るような挙動を示した 斜線部に関しては 中央線としてそれぞれ次式が得られた 斜は等しい と仮定した R 1 = のとき Sp. =202.0 N? 08 孑 s6 R =0 のとき SR =1892N7 s7s6 ただし,1 105 Nf ただし両老の傾 (1 ) ( 2 ) 飯田, 松本, 永井 9 ) は, 本研究の供試材より引張強さが 0.7 民 91mm2 高い SM 41 B 母材の繞み制鄰両振り平面 曲げ疲労試駿により, Nc く 6 1 餠 いて の範囲にお εt α =0.168N ε 45 τ 一ト 0.S374 NE!e2 (3 ) を導いたが, かりに (3) 式が N σ = まで適用でき るとし, またこの寿命では Nc = 9Nf と仮定し, さら に E = 21,ekg! mm2 とすれば,(1) 式および (3) 式 から求まる Sm ( R = 1,Nc =lx105 ) はそれぞれ 36.5 kg! Mm2,37.5kg! mm! となってほぼ等しいといえよ う さらに飯田ら e, は撓み嚮繊両振り平面曲げ疲労強度と 径歪制御両振り軸力による疲労強度の比 ε Bf ε A が寿命の 関数となることを明らかにし, そして SM 41 B にっい ては Fig.4 の点線となることを示した 今回の研究で は高サイクルでの軸力制御の疲労試験を実施しなかった が, さきに飯田, 高 10 ) は本研究と同じ供試材から作製し た砂時計型試験片 ( 最小断面部直径 10mm, 弾性応力 集中係数 1.06) に よる荷重制御両振り疲労試験を行な っ て次式を得てい る SR =99.61VE 05s6 (R = 一 1 ) (4 ) (1) 式はムワ基凖, 一方 (4) 式と Fig.4 の点線は N じ 基準である そこで, かりに Nc = α 八厂ブ (5 ) と仮定し, しかも 1V = 1G3 で α は G,5,Nf = 10 了 は 1 であり, かつ α は lg N に線形依存すると仮定す で α 5 ご マ一ーこ針 / / 晶 嵳 1 掴對鰍 螺轡 L 一一一 _. 一. 曲 へ コ 1 三乳 05 5 τ 06 CRAK IXITIATIN LIFE, _ Fig.4Rati Df dehectiqn cq と 1 宅 rlled, re ゾ ersed, plain be 豆 ding fat 童 gue strength εb t st rain cntr Ued (ln le cycle fatigue ) r lad cntrlled ( 圭 n h 三 gh c c!e fat 量一 gue ) reversed axia11 ad fat 孟 gue stren 9 之 h ε ると, (1) 式と (4) 式とから, 両振り高サイクル疲労に おける曲げ疲労強度 S 露と軸力疲労強度 S 瓷との比は次 式で与えられる S 髭 1 ゴ i 嘉 202 {( G.2325ig 99,6 ハ厂 E ss6 八 σ)ivc} s75 (6 > 高サイクル疲労域においては s 郵 5 疂 1 ま ε B! ea と等価 であるから, (6) 式を Fig.4 にプロットすると実線が 得られる 点線と実線は供試材が若干達うので断定はで ぎないが, 曲げ / 軸力の疲労強度比は低寿命域からいっ たん上昇し, そして 104 サイクルあたりから下降し始め て, 最終的には疲労限応力比として認められている の値になる傾向が示されていることは興味深い この問題に関しては今後数種の洪試材による低高全寿命 域での実験研究が必要であろう 一方 (1) 式と (2) 式から得られる強度比は上限応力の 比にして 189.2f101= 1.87 であり, 二の値は軸力制御 疲労に闘して広く認められている値 1.67 より大きい 3.2 隅肉継手の高サイクル曲げ疲労強度 歪範闘と破壊様式 断切板表面板幅中心線上で灘定した長手方向歪範囲 εrelx Fig.5 に例示するように焼までほぼ安定してい た 本麟では止端からの距離が増加するほど er は減少 しているが, 深いアンダーカヅトを有する試験片ではア ンダーカヅトの影響を受けて 4mm の点の鞭がかえっ て低い値を示した 隅肉止端から 4mm における εr は ほとんどの試験片で測定したのでこれを ε R (4) と表示 し, 後述の考察に用いることにする 試験片の破壊様式は Fig.6 に示すように, ールトから亀裂発生したルート破壊と隅肉止端から発生したトゥ 破壊の 2 つに大別される Fig.6 に注記した試験片符 号と Table 3 とを対比すれば明らかなよう 1 こルート破 壊したのはのど厚が小さい試験片であり, 一方のど厚が大きくなればトウ破壌する Cヨ 5 1 該験片 ( 破断起点

6 餅一! The Siety Sciety f Naval Arhitets Architects f Japan 鐃隅海溶接謎手の曲げ疲労強度に及ぼす隅肉形状等の影響 {? 1 5 三匡山 世 z L 0 琵 α 8 < 匡トの α L 5 t 籌 NU 卜弖 BER F CYLES,N Fig.5 Cyclic characteristics f IDngitttd 三 nal strain range measured by strain gauge Fig.7 Fracture surf 且 ce f CU 5 13pecimen (S α =22.5kgfmm9, 厂 c (2m 鐇 ) = ,Ni = ) CNVEX CDNCA > E FLAT FACED K 一丁 YPE 罪 上 HArHC AUs AUI,BUI,tUl BUS,CU5 FgA Fig.6 鳶 H9, 巳 U5FBB F 臼 C ー 予 i. ー採革隣 r. 到レ TE & 燃礎 FAiL. FAlL. C リ 5 FgK CRACK I iltiaten PINT CR 气. : K PATH K TYPE $ 蹟垂 τ E FAIL. FBK Definit 圭 ns f filletweld parame 亡 ers and failuremedes でのアンタカット深さは 0.5mm, のど厚は 9.lmm ) では, 板幅の約 213 はトウか ら発生した亀裂ぶ母材を伝 播し, 残りの 113 はルートから発生した亀裂が溶接金属 中を伝播した (Fig.7 ) CU 5 系列の他の試験片がトウ 破壊していること, ならびに CU 5 1 試験片のトウから 出た主亀裂 ( 始点は右端から約 20m π の初期および 中期の破面が低応力下での伝播を示唆するように比較的 滑らかであるのに薄し, この破面中央から左端にかけて の面およびルート亀裂破面が荒れていることから考えて CU 5 1 ではトウ亀裂が先行し, 残留断面が減少した時 点でルート亀裂を誘起したものと考えられる 一般に トウ亀裂の初期破面ぽ長短軸比が 5 10 程度の 半楕円を呈示し, しかも表面に沿って多数のステヅプが つ PlE 4. 0 馳 2} し勹 30. 山 つト H 氏 Σ く ω 的邯匡 ド切 く ZH Σ Z F 圭 9.8Fracture surface Qf FBA 4 spedmen (Sa = 12.9kg / mm2, 瑞ほ 3mm ) 罵 3.8 ユ s,1 ノ ;9,2 105) 510 bl 510 げ 5 FAILURE LIFE,Nf Flg 9S Nf diagrams f r 左 e fai1l re in high cycle fatigue 見られる (Fig.8 )Q 板幅効果による 2 軸応力の影響によ 事実を併せ考えると, 実際の隅肉トウから発生する疲労 り板幅中央部に最初の主亀裂発生点があるの は当然であ 亀裂ぽ同時または若干時期がずれながら多数点から発生 るが, 一方, 多数のステップはこの主龜裂の伝播に伴っ て若干時期をずらせながらトウから新しく亀裂が順次多発したことを示唆している たとえぽ半楕円形状の表睡切欠を機械加工した試験片の疲労破面の表面部にはステ ッ プがなく表面亀裂が滑らかに { 三舅幅方向に伝播して行く するものと考えるぺきであろう 隅肉形状の影響 ア γ ヌカットを付けてない試験片のうち止端から亀裂が入った FBA,HA,HC 系列と K 開先をとった FBK 系到つ 3 ゴ潭 碾函を Fig.9 に示す.

7 440 日本造船学会論文集第 143 号 l Tab!ε 4 こ 繕 a 搬 sf r ] 肥 dia 了 ).S 一ム厂 ( 霊 = 1 ) Sp f7 恥 si ε 跏 i 吟 $eries c F. Ct kfvalid BA s2 フ,8 2s s フ 7. フ e.2 フ 叢 : : ll:1 FBK I6.l 畠 1 0. 工 64 HA 24s.9 s.z3y 6 エ 3. ヨロリ 2DS 聽,,5.E 61 :1:;1:1:; AU G 2 呂 BU 巳 D.178 ) 工 92 CV5 209, ユ D ,6 0 2 工 AUI 222r 曾 277 BUI gl 甲 CUI ユ 隙 B3 フ,37D ,3S2 LB 巳 LC ユ 2 ロエ.41S フ 74 ロ.123 鵲 : : 叢 :ll: 翡 5 = c 1LF. a Life cur es Range f 2xl4 く N く 2x1D6 巳 :1! 毳 3xle く π く 4xlG σ リゲ 1KI4 く却く 2 I6 2xl 存 く T, く 3X ユ06 9Xlea く渥く 9X ユ05 1xleU rj < 3xIS 8x 工 03 < IV く 3x106 3xI3 く N く 2xlS 辱 x10 く く 5xl6 1xlg く n く 3xI6 3 x I3 く丑 ; く 3 X 工 06 1X!g 1r く 3XI6 7x S ff く 4 冫二 1Q6 60 く N ( xZ4 50 く N く 4X 工 く tv 9XI3 100 く闘く 3xlg S α =17.9kg! mm2, N } ;2.4x ユ 06 の FBK 1 はルー トに気泡があったため, これが亀裂始点となってルー F 破壊した FBA, HA 両系列の傾斜はほぼ等しいが,HC 系列の傾斜はややゆるやかである FBK 系列はさらに ゆるやかな傾斜を示し, そして疲労強度は群を抜いて高 い データ数は少ないが一応最小二乗法により求めた各 系列ごとの S N 線図の定数を Table 4 にまとめた 図から明らかなように, 余盛角 δ が増加するほど疲労強 度は上昇しており, この傾向は従来の諸研究で明らかに されたとおりである 止端から琉壊した試験片については亀裂寿命ム c を求 めてあるので,Nc に対し Sa をプロットすると Fig,10 が得られる c なお FBK についても同様な線図を示すこ とは可能であるが, 図の繁雑さを避けるため省略した θ の増加による である 厂 Sa の上昇傾向は当然ながら前図と同じ さて FBA,HA,HC 3 系列の S N 線図の表示式 Sa =C ハ厂一 k (7 ) の々は瑞 Nf 墓準口基準のいずれの場合も Table 4 に示すように 3 系列間での大差はないので, んは同一値 をとると仮定しさらにデータを検討したところ脚長の相 違による影響を無視できた 換言すればトウ破壊の場合 の Sa を決定する主因子は θ であって L の寄与は少ない と判断できたので, 試験片個々の亀裂発生点における 0 と lgsa および IDgN が線形関係にあると仮定して最 小二乗法による多変量解析を行なった結果,Nc 基準お よび Nf 基準でそれぞれ次式が得られた c α ; 三〇 2 師 τ + D29 ε θ xa ; 2364 ただし, = (8 ) S 二 102 灘 + D [7Ee ATtt 267e ただし, = (g ) z4c l 憙 : 糧 510ta2 三き z 5 1G4 Fig CRACK INITIAT 工 DN LIFE,Nc S α 一 Nc diagrams f r te failure in high cycle fatigue これら両式とそれぞれの標準偏差 とから任意の破 損確率による Sa N 線図を求めることができる たと えぽ亙厂基準での 5% 破損確率 S 線図は次式とな る 0 5 = 一 θ N テ 2678 (10) Fig.10 中の点綜は (8) 式を画いたものである また θ=135 に換算した相対強度 S α fl 292 (e 135c と N σ あるいは Sa!l 17s ( e 13sc ) と Nf を両対数プ P ットし たところ, 全データはほぼ 5 % と 95% の破損確率線の 内側に入っていた ルートから亀裂発生し t: FBB,FBC, HB 系列の Sa A f 線図を Fig.11 に, またこれらの C, k 値を Table 4 に示す のど厚 σ が増加するほど疲労強度は上昇して いる この場合も疲労強度の第一支配因子は α であって 脚長の寄与は少ないと判断でぎた 止端破壊の場合と雇 様に多変量解析を行なった結果次式が得られた Sa II τ5 丁 + vsesa ATJ IT39 (11) 創 E 私 三ロ % 山 卜剛 伍 Σ く的 ω 山匡ト匂り 一く ZH Σ Z D 0 0 ただし,δ=0,0359 Fig FAILURE L[F 巳 Nf Sa Nf diagrams fr rt failure i 彑 h 孟 gh cycle fatigue 5

8 鋼隅肉溶接継手の曲げ疲労強度に及ぼす隅肉形状等の影響 441 この式による a = 4.,5.0,6.6mm の線図を点線で示 した 実験データは, ほとんど 5% 破損確率線 Sa = axNJ 1739 (12) より上にある なおルート破壊の場合は亀裂始点は一般 セこルートの板幅中央部であるため Nc は検出できなかっ た また BU ひ 1 はアンダーカット付であるにもかか わらずルート部の溶接欠陥が原因となって, 同系列中 1 本だけルート破壊した さて, 隅肉継手の疲労強度に影響を及ぼす因子は脚長 と隅肉形状 平, へこみ, とつ ) と止端部半径であろう 換言すれば,L,a,6,ρ, が影響因子であろうが, 溶接の ままの継手を試験片としたため, これら 4 因子のうち 3 因子を固定して 1 因子だけを変えた試験片を一つの試験 系列分, すなわち少なくとも 6 7 本揃えることはでき なかった s 事実溶接欠陥があった場合と FBK 系列とを 除き, 一つの試験系列中でトウ破壊とルート破壊とが混 在したものはなかった 従って上述の結果からそれぞれ 4 因子の影響を独立して定量的に述べることは難しいが, まず, 上記各試験片での ρ は通常の溶接条件で溶接され た継手に存在する ρ の範囲内にあると考えて今園の考察 ではこの影響を無視した そこで本研究における疲労強 度を支配する主要因子は, のど厚と余盛角度となり脚長 はむしろ第二次的な因子と考えた なぜなら平, とつ, へこみといった隅肉形状の特徴は θ で表わされ, ρ があ る範囲内であるならば止端部の応力集中率は大ざっぱに tl 0 で定まるし, 一方 Fig 9,10 で示されるように, ある試験系列内で L が異なっていたにもかかわらず, ルート破壊をしないような値以上の a であるならば,L の 相違を無視して, θ をパラメータとする 5 N 線図が得 られたからである 3,2.3 アンダーカットの影響 アンダーカットを有する試験片の S N 線図を各系列 めて Fl9 ユ 2 に示しておく 余盛形状がほぼ同じでありながらアンダーカットがあ るものとないものとの 5 1 伊回寿命および 1 10ff 回寿 命での疲労強度を比較すると Fig,13 のようになる 余盛形状がとつ, あるいは平の場合はすべて止端破壊で あって, 強度減少率が最大 27% 程度である 一方, へこ み隅肉の場合にはアンダーカットがある方が冕かけ上強 度は高いが, この場合 HB 系列の全試験片と BU 5 系列 中の 1 本 (BU 5 1 :Sa = 16.3 kg / mm2,n = s) はルート破壊, 一方 BU 1 系列はすべてトウ破壊である ので一概に比較することはできない いま一つ Fig.13 からわかることは, 本実験範囲内 ではアンダーカット深さ d の影響が見られないことであ る すなわち CU 5,CU 1 両系列では d の平均疸が 0.5 および 0.6mm, 一方 AU 5, AU 1 系列では 0.9 および 1 mm であるのに疲労強度減少率には差がないと見敬 せる 三以前の 1 石井一飯田 ) の報告では, ゴが 2.mm 以下 のデータはすべて d の有意差なしに 1 本の SW 線図に 載るとされていることを考え合せれば, 今回の結果は妥 当であろう たとえば JSQS その他の規準類でのアンダ ーカット深さの許容値としては G.5mm, 0.8mm,1rnm といった値が採用されているが, もしアンダーカットを 許容するのならば 0,5mm 深さも 1.mm 深さも少な くとも疲労強度減少率の見地からは大差ない られる ように考え 参考のためモデリ γ グコンパウンドで採取した d と ρ の関係を Fig.14 に示す 12 図中の線群は次式 } から求 めた弾性応力集中係数 Kt をパラメータとしている Kl [ + {b ( 一のノ ( 27 一娜 58 コ 署 (13) ごとに画い て得られた定数 C と k を Table 4 にまとめ Sa [N Sa {N 106 } た しかしここでは紙面の制約上すべてのデータをまと マ 40 E 丶研軒 つり 0 も ω 岩 隻 沼臣ト の つむ 巨ド日 0 卜 k k も R A llllil 四亀 臼 CE FAIL 亀. JIL の A レ0 謡 k, { 耄,,1, 臨劃 g 瞠 5i 5 1G FAILURE LIFE.N f Fig. 112 S ガ Nf relatins in high cycle fatigue f specimens with undercut 9AUll.T.R 繃 ; 陣 HAAU5 [0.9 AUI [1. LHB * BU5 [a.6 BUi [1.1 HCCU5 [0.5 CUI G 6 匸 ] : UNDERCUT 島 勸 ED. 19 湖 ie] 匚 : Nf BASIS ua N BA S 6 肩 + 10% } 1ei.1 SEE TABLE 3 楽 ReT FAIL. Fig.13 Fatigue strength reductin due t undercut

9 442 日本造船学会論文集第 143 号 梟三い 2 匡田 Z 仏 の 一〇く匡 に 2h DEP 丁 H F UN 口 ERCUT,d mm } Fig.14 Relatins between rt radius and depth f undercut ただし,B b = d,β は板厚 なお Kt の全データの平均値は 2.3 である 3.3 隅肉継手の低サイクル曲げ疲労強度 のど厚 α が平均擅にして 8 3mm 以上の LA,LB, LC 系列は F ウ破壊し, 一方 a が 6.9mm 以下の LD,LE 両系列はノレート破壊した この事実は低サイクル疲労試 験を行なった 5 系列の中最も θ が小さい場合 ( θ = 133 ) であっても, トウ破壊させるためには σ は 6.9mm より 大きくなければならないことを示唆している さて, 平隅肉のうちで トウ破壊した LA, LB,LC 系列 の Sa Nf 線図を Fig.15 に示す これら 3 種の試験片の破壊した隅肉部での余盛角の平均値はほぼ等しく, 一 方のど厚の平均値は 8 3mm からユ 2.1mm まで, また 脚長はこれに対応して 1Lmm から 17 8mm まで変 っている 換言すればこれら 3 系列の試験片ののど淳が 臨界寸法より大きかったため lc すぺてトウ破壞したと考 えられる Fig 15 では一応各系列ごとに S N 線図を 画いたが, データの入り組みを考慮すればこれら 3 系列 間に有意差はないと見做すが妥当であろう さて, 低サイクル領域での S N 線図と (9) 式および (11) 式から求められる線図を併せて画くと Fig.16 が 得られる まず前述のように LA,LB,LC 系列間には有 意差がないとすれば Sa = 865.3NJ 332 (14) が得られる (9) 式の θ を LA, LB, LC 3 系列の θ の平 均値である 13sD とおいて (9) 式により画かれる高サイ クル領域の S N 線劉と LA, LB,LC 系列共通の S N 線図とは接合点寿命での Sa はほぼ等しいが, 勾配は低 サイクル領域の線図の方が若干立っている 一方 (11) 式の a を LD 系列の値である 4.mm として求めた線 黜 建病 502 耋 E 冖篷ミ ) ID FAILURE LIFE,Nf Fig.15 Sa IVf diagrams fr te faihre in lw cycle fatigue 岩て トゴ 6 塞く 4 の u 霍窃 く zh Σ z 匚 匚 2 G L! 1111 二二 :) R 了 FAIL. 丶 蜜 L!]Y 丶 丶 广. 一 TE FA 工 L. LA LB,LCBENDING G 1?5 誌.R = : 戸 1 FAILURE LIFELNf Fig.16 S α 一 N } diagrams f filletwelcled jint 孟 n lw ar エ d high cycle fatigue 図と LD 系列の線図とは良く接合しているが, a を LE 系列の値である 6.9mm とした線図と LE 系列の線図 との接合は悪い この理由として LE 系列でのデータの 不足も考えられるが明確なことはわからない 4 総合考察 4.1 臨界脚長および臨界のど厚 脚長がある値以上であれば止端破壌し, 一方, それ以下であればルート破壊するようないわゆる臨界脚長 Lc ny そしてこれと同義の臨界のど厚 acr について考察する まず, 疲労破壊した全試験片をトウ破壊かルート破壊 かに分類し, 各試験片の破壊した隅肉部の L と a を実測 した上で, afl と L! T の関係をプロヅトして Fig 17 を得た L =.75 で LIT =.35 あたりのデータなら a / び 1 = a1l,lft ともに 0,55 あたりのデータがないため明確なことはわからないが, トウ破壌となるかルート破壌 となるかは aft が 0.3 より大きいか小さいかで定まる ように見られる D 大内碑 ) らは板厚 16 mm と 32 mm 5

10 銀隅肉溶接継手の曲げ疲労強度に及ぼす隅肉形状等の影響 443 L 穏 G 一一一 よ u 工工 [ 侃〇凵三 凵 J トく亡 巳目工 卜 鮓 叶 些環 Fig.17 心 ムム : LW CYCLE FATIGUE の ; 田 G 目 CYL [ 三 FATIC UE PEN pants : 丁 E FA [L じ P 1 FULL PIN 丁 S : RT FAIL リ RE 一 L..B,J LEG LENGTH L } PLATE THICK. T } a, tl versus L! T relatins fdr rt and te failures の軟銅工開先溶け込みなし隅肉試験片の片振り曲げにお ける σ 確!T は, 前者に対して.35, 一方, 後者に対して.29 となると報告している acrit が 7 に関し線形関 係になると仮定して 0.35 と.29 との問を比例配分す れば, 板厚 25.4mm に対する acrit は 0.31 となり, これは Fig. ヱ 7 で画いた.3 に近い薩となる Fig.17 ; こは N / カミ 103 ズー一ダーから 106 オーダーまトしてあるにもかかわらず Nf でのデーダを併せプ P ッ こよる有意差は見られないから, かりに a =0.3T が臨 無 焦 D 慕 一丁一一一一 一一一.1. f 一.T 1 一一ユ 1 } g)k e,. 一 1 : n.zn. : 11 デ厨 [.llil 1: も 筆 98. 田 ト 工 _ _ る ヨ... i } G, eg ( 1/ L D コ隻く ω ω 凵江ト ω 田 く Z 一 Fig.18 Relatins betu een θ and a!l 界のど厚であるとするならば, 平隅肉の場合には乙 σ 況は.42 T ということになる しかしながら叱訂丁が板厚のみに依存する考え方は単純に過ぎよう Q さらに, ここで一つの問題は隅肉形状パラメータの採り方である 前述のように, 本研究における実験データ Σ Z FAILURE し 1FE.N Fig.19 Criticalthrat depth defined by intersecting θ and a curves の整理では σ と θ を支配因子としているが, 大内貯冫ら や Petershagen2} は a1l をデータの整理因子としてい る そこで本研究で用いた試験片の破壊部の実測値から θ と all の関係をとると Fig.18 が得られる 両者の 関係にばらつきはあるが, 一応 θ を a1l と等価な因子 と考えて良いことがわかる 従来の文献の多くが θ を整 理因子としているのは θ による応力集中率の大小が直接 的に疲労強度に影響を及ぼすとする考え方に あり, 一方 a!l は設計ならびに溶接施工に際して よるもので θ よ りも簡明かつ測定誤差の少ない表現である いずれにせ よ溶接金属の形状は単純ではないから, θ と a1l のい ずれが整理因子として優れているかは速断しにくい さて,F 碆 19 は高サイクル疲労領域で得られた式 (9 と式 (11) のパラメータをいくつか変えて表示した ものである ルート蔽壤とトウ破壊の S N 線図はともに β あるい は θ の増加につれて上昇する そして a をパラメータと する線図は θ をパラメータとする線図よりも傾斜がゆる いから, σ および θ を固定すればその継手の S N 線図 は, 図中に実線で例示したように, ある応力レベル ( 図 では Si ) あるいは寿命 ( 図では N4 ) で折れ曲ることになる 今, たとえば a =5mm, θ=130d の隅肉継手に公称曲げ応力 S1 の応力振幅が与えられたとすると, 疲労破壊は Si レベルと a = 5 mm の線との交点 B で生じ, 破壊様式はールト破壊となる 振幅 S エにおいてこ の継手の寿命をさらに延長するためには, 換言すればルート破壊とトウ破壊との混在状態にするためには, a を増加して a =6.4mm とすればよく, このときの寿命は ハ A となる 結局臨界のど厚 acr は Sa あるいは N の関数でもある 50% 破損確率での acr ば (9) 式と (11) 式とから N または Sa を消去すれば良いから次のように求まる ただし Sa は kg!mm2.θ は度, a と τ は mm 単位 acr!t =.23610g Sa 一ト 0.e (15) acr..!t 0, V ン 十〇 θ (16) ちなみに IVf =1 10a, θ=135 ( 等脚長, 平隅肉 ) に対する acn は 6 4mm,LCR は 9.0 mm となり, これは NK 規則の表 2.1 に与えられている値より 2mm 小さ い 同様にして 5% 破損確率での acr は (10) 式と (12)

11 444 日本造船学会論文集第 143 号 式とから次のように求められる acrft = 一ト 0.12 θ 一〇 g jv (17) SPEC HC 一フ acrft =0,23610g Sa 十 } (18) 4.2 歪集中最大点の転移 Fig.19 において, 例として a =6.4mm,θ 130 = の 継手に加わる Sa が S1 以上であるならル ートか ら, ま た Sl 以下であるならば トウから亀裂が発生することに なるが, こ の現象を説明するためには,Sa < S1 の場合 に はトウに おける歪集中率の 方がル ートにおける値より も大 きく, また Sa > Sl の場合 にはそ の逆であれぽよい これを調べ るために, たまたま残材となっ てい た HC 試 験片の横断面に共和電業 ( 株 ) 製の KFC 2 D (3 軸ロゼット,GL 2mm = ) を貼付し, 疲労試験と同じ荷 重方法で静荷重を加えて歪測定を行なった 測定位置と測定値の例を Fig.2G に示す 測定点 7 番 ( ルート部 ) と 8 番 (5 ウ部 ) における最大主応力の荷重による変化挙動を Fig.21 に示す 荷重が低い間はトウ部における最大主応力の方がールト部におけるより高いが, 荷重が 5.5tn あたりでこの傾向は逆転し, それ以上の荷重領域ではルート部における最大主応力の方カミトウ部よりも大きくなっている 大小関係が逆転する荷重は Fig.19 の A 点に対応する疲労荷重に比ぺてやや高いが, 定性的には Fig.19 において実線で示した S N 線図の折れ曲がり現象を説明し得るであろう PR 工 NCIPAL S 丁 F ESS 一ラ 5,0k9 / mmz TEN. 5. kg / mm CMP. L= 13.5mrn a ; 83mm F29.2 Principal stress measured by rsette strain gauges ド 4.3 全寿命範囲での ε 一 N 線図 段切板の中心線上隅肉止端から 4nlm の点を中心と して計瀏した長手方向歪範囲 er (4 ) と Nc との関係を トウ破壊した試験片について Fig,22 にプ P ットした アンダーカッ トのない試験片のデータに闘し, 試験片系 列間の有意差はないと考えて 50% と 1% の破損確率線 を求めると次のようになる P =50 % : er (4) x Σ 609 Ne 4779 (19) ただし =.4091 P = 50 % : ε n (4) = 十〇.2434 /trf 4ege (20) ただし 3 = f } = 1% : εr (4) = 一昏十 [) 一 ε Nc 47T2 (21) P =1 % : er (4 ) = 十 1.101XI i Nf 46g (22) 参考のため, 飯田, 飯 ewls ) が三 {W 50 と HW 70 の角 変形つき突合せ溶接継手に関して求めた同様な線図 ( た だし止端から 5mm の点における歪範囲 ) ならびに AWS D 1.1 の X 曲線を図中に示す AWS の X 曲線は 隅輿止端近筏のいわゆるホットスポットでの歪範囲を計 算または実験で求めてから疲労設討. するための線図であ LAD APPLIED { 丁 N Fig.21 Crssingbehaviurf pr 圭 ncipal stress 守モ ω Σ 山 0 匡ト臨 ー E 一 く国 Z く 伍 Z[ く α ト u っ つ 10 喝 curves measured at rt and te KC. 擁 BEN P = 50 % ε RI4 )= 6 40S 1D 藍一 D.IEDgNi ム 772 し 1D2 510s 510L 5 喋 05 5t5 CRACK INITtAT N LIF 匚,Nc Fig.22 Strain range versus crack 三 nitiatin life curves コ 1 5 1e7 り, そしてこの線図は規格降伏点 7e kg / mm2 以下の鋼 材に対応するものであるから本研究で得た実験データと は密接な閨連がある 図から明らかなように低寿命域でのデータ, 特に や LA 系列のデータは AwS LC 曲線より非安全側にあるこ

12 鋼隅肉海接艇手の曲げ疲労強度に及ほす隅肉形状等の影響 445 とに注目すべきである 換言すればこの設計曲線はとく 数となり, 寿命増加に伴って比は減少する顎向にある に 以下の低寿命での安全集数が不足してい 謝 辞 る むしろ式 (2 工 が設計曲線として有用であろう 一方, アンダーカットを有する試験片のデー夊は当然 のことながらアンダーカットなしのデータより低くプ Pt ットされてはいるが, 後考のデータの er ( 4 ) に関する 中央値と前者の中央値との比はほぼ 2 程度であり, これ は Fig 14 に関して言及した κ t の平塀直 2.3 に近い 5 結論 板厚 25 4mm,KDK 鋼の隅肉溶接辛野の隅肉形状と 寸法が低 高サイクル両振り曲げ疲労強度に及ぼす影 響 およびアンダーカットと溶け込みが高サイクル両振 り曲げ疲労強度に及ぼす影響その他を調ぺ た主要な結論は次のとおりである た結果得られ (1 ) のど厚 α がある値以下であればルート破壊し, それ以上であればトウ破壊するようないおゆる臨界のど 厚触は高サイク 嗾労域に k U 1 て破壊寿命畴ある いは両振り曲げ応力振幅 Sa の関数となる 本研究によ り等脚長隅肉に関し た または 50% 破損確率基準で次式が得られ a σrft =:.23610gS α 一十一〇.00G78 θ 一〇,110 acrit = α g L. 1 0.D12 θ ここに T は板県 θ は余盛角度 単位 1 ま kg 覗 m 度 従って acn と同義の臨界脚長 L σ 盈は隅肉形状に応じて acr から求められる (2 ) 隅肉の止端から 4mm の点での歪範囲 ε 鼠 4) と亀裂発生寿命 Nc との関係は低および高サイクル疲労 域にわたり 50% および 1% 破殞確率基準で次式のよう になる ε 8 (4 ) = 一ト 0,1609 >i 477z P ; 50 %] ε p.( 4 ) = 6.405x10 4 十 x 10 2N ε 4772 [P = 1 % ] (3 ) AWS D1.1 の X 曲線は低寿命域で非安全な疲労設計線図となっているようである むしろ前項の P = 1% の ε R (4 ) Nc 関係式が有用であろう (4 ) アンダーカットは両振り曲げ疲労強度を約 10% ないし 25% 程度低下させるが, アンダーカット深さが 0.5 ヱ nm 程度であっても 1.mm 程度であっても疲労強 度低下率に差はないようである (5 ) 特に長寿命域においては,K 開先をとった隅肉 継手の両振り曲げ疲労強度は, 開先をとらない場合に比 べてかなり高い (6 ) 高サイクル疲労領域において, 母材の両振り曲 げ疲労強度と両振り軸力疲労強度との比ぱ疲労寿命の関 本研究の一部は ( 社 ) 躰造船研嬲会 SR 153 委員 会の研究の一部として実施されたものであり, 金沢武 委員長をはじめ委員各位から有益な豹言を賜った また 実験に関しては東京火学工学部艦白工学科の永井英晴技 官ら, および佐世保重工業 ( 株 ) 佐世保造鈴所性能技術 課の中村隆英氏らの幼力をいただいた ここにこれらの 御好意に対し, 厚く謝意を表するしだいである 1) 2) 3 ) 4) 5 ノ 6) 7 ) 8) 9) 12) 13) 参考文猷 T.R,Gurney and S..Ma 曇 x :ARe Analy s 至 sf FatigueDatafr Welded JG 三 nts 三 n Steel, IIW DGC.XIII H.Petershagen : Survey f Liteyature n the Fatigue Behaviur LF Crucif r 正 n Jints,IIW Dc,XIII A.Neumann und W.Bader : Dauert estigkeits Katal9, Technisch wissensckaftliche P_bhan _ dlungen des Zentra1{nst 圭匸 u こes far Schwe 正 βte chn 圭 k der DDR Halle, Heft Nr.6u.Nr.9. 鷺.uchida and A Nishika : AStudy f Fati gue Streng 匸 h f FHIet Welded 〇三夏 ts,iiw Dc. XIII H Paetzld und H.Petershagea : UnterSL[ch ungen zum Fest 正 gke {ts erhalte 靠 eine gesch wei β 乞 en Eckverbindung zwische 豈 Deck und Au βenhaut grβ er Massengutshiffe, Schwei 一 βen und Schneiden,.28,H.7, 245! 248 (1976). H.Petershagen : Abstract f the Reserach Prject n Inves も igatin ゴ the Infiuence f Undercut n the Fatigue S こ rellgth f Autm atically Welded FilletCnnectins,Persnal in ξ rmati n fr m Pr f,petershagen,decem ber, ユ 976. H.Petershagen : Beitrage zurbehandlung vn S nd p blemen bei schi 丘 b 1ichea Bieget 昌一 gern,technischehchschuie Hartnver ( 1966 ). Fatigue Fractures in Welded Cnstructins : Publicat 三〇 ns de la suclttre aut9 ξ 11e,Par 重 s (1967). 飯田, 松本, 永井 : 撓み制御平面鎌ずおよび径歪制御軸力による低 イクル疲労強度の比にっいて, 奚本造船学会論文集, 第ユ 37 号,30 ア /315(1975). 10) 飯凪高 : 軟鋼および高張力鋼の切欠疲労強度に閾する一考察, 日本造船学会論文集, 第 141 号, 257/267 (1977). 11) Y. 亙 sh 亘 and I (.Iida: Lw a1: 己 Intermediate 一 Cycle Fatigue Strengthf But 辷罵 elds Cp.ta. 厂 {r 三 ing 瑳 eld Def 巳 c 重 s,juriielf S )ciety f N ndestructive Testing in Japan,VQI.18,N. ユ0, 443 / 嘆 76 (1969 ). 西田 : 応力集中, 森北出版, 飯田, 飯野 : 角変形をもつ溶接継手の疲労強度, 日本造船学会論文集, 第 140 号, 259/265 (1976).