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特開2023-98707通しダイアフラム溶接継手構造体、通しダイアフラム溶接継手構造体の製造方法
(19)【発行国】日本国特許庁(JP)
(12)【公報種別】公開特許公報(A)
(11)【公開番号】P2023098707
(43)【公開日】2023-07-10
(54)【発明の名称】通しダイアフラム溶接継手構造体、通しダイアフラム溶接継手構造体の製造方法
(51)【国際特許分類】
B23K 9/028 20060101AFI20230703BHJP
B23K 9/00 20060101ALI20230703BHJP
【ＦＩ】
B23K9/028 N
B23K9/00 501B
【審査請求】未請求
【請求項の数】16
【出願形態】ＯＬ
(21)【出願番号】P 2022210803
(22)【出願日】2022-12-27
(31)【優先権主張番号】P 2021214050
(32)【優先日】2021-12-28
(33)【優先権主張国・地域又は機関】JP
(71)【出願人】
【識別番号】000006655
【氏名又は名称】日本製鉄株式会社
(71)【出願人】
【識別番号】000006839
【氏名又は名称】日鉄建材株式会社
(74)【代理人】
【識別番号】100129838
【弁理士】
【氏名又は名称】山本 典輝
(74)【代理人】
【識別番号】100101203
【弁理士】
【氏名又は名称】山下 昭彦
(74)【代理人】
【識別番号】100104499
【弁理士】
【氏名又は名称】岸本 達人
(72)【発明者】
【氏名】酒井 勇気
(72)【発明者】
【氏名】有田 政樹
(72)【発明者】
【氏名】福智 康之
(72)【発明者】
【氏名】早坂 泰範
(72)【発明者】
【氏名】水落 良輔
(72)【発明者】
【氏名】川端 洋介
【テーマコード（参考）】
4E081
【Ｆターム（参考）】
4E081AA08
4E081BA05
4E081DA10
4E081FA14
4E081YB04
4E081YR04
(57)【要約】
【課題】通しダイアフラム溶接継手を具備する通しダイアフラム溶接継手構造体において、アンダーマッチングであっても溶接金属部で破壊が生じることを防止できる、通しダイアフラム溶接継手構造体を提供する。
【解決手段】通しダイアフラムに角形鋼管を溶接してなる通しダイアフラム溶接継手構造体であって、溶接部のレ形開先の開先角度をα（°）、ルートギャップをｇ（ｍｍ）、余盛り高さをｅ（ｍｍ）、溶接金属の引張強さをＷＭσｕ（Ｎ／ｍｍ２）、角形鋼管の角部の引張強さをｃＢＭσｕ（Ｎ／ｍｍ２）、及び角形鋼管の角部の厚さをｔ（ｍｍ）としたとき、これらが所定の関係を満たす。
【選択図】図９
【解決手段】通しダイアフラムに角形鋼管を溶接してなる通しダイアフラム溶接継手構造体であって、溶接部のレ形開先の開先角度をα（°）、ルートギャップをｇ（ｍｍ）、余盛り高さをｅ（ｍｍ）、溶接金属の引張強さをＷＭσｕ（Ｎ／ｍｍ２）、角形鋼管の角部の引張強さをｃＢＭσｕ（Ｎ／ｍｍ２）、及び角形鋼管の角部の厚さをｔ（ｍｍ）としたとき、これらが所定の関係を満たす。
【選択図】図９
【特許請求の範囲】
【請求項1】
通しダイアフラムに角形鋼管を溶接してなる通しダイアフラム溶接継手構造体であって、
溶接部のレ形開先の開先角度をα（°）、ルートギャップをｇ（ｍｍ）、余盛り高さをｅ（ｍｍ）、溶接金属の引張強さをＷＭσｕ（Ｎ／ｍｍ２）、前記角形鋼管の角部の引張強さをｃＢＭσｕ（Ｎ／ｍｍ２）、及び前記角形鋼管の角部の厚さをｔ（ｍｍ）としたとき、下記式（１）～式（３）を満たす通しダイアフラム溶接継手構造体。
式（１）、式（２）のβ１は、次の式（４）を満たすβ１’及びαのうち小さい方の値を取る。
式（１）、式（３）のβ２は、次の式（５）を満たすβ２’及びαのうち小さい方の値を取る。
溶接部のレ形開先の開先角度をα（°）、ルートギャップをｇ（ｍｍ）、余盛り高さをｅ（ｍｍ）、溶接金属の引張強さをＷＭσｕ（Ｎ／ｍｍ２）、前記角形鋼管の角部の引張強さをｃＢＭσｕ（Ｎ／ｍｍ２）、及び前記角形鋼管の角部の厚さをｔ（ｍｍ）としたとき、下記式（１）～式（３）を満たす通しダイアフラム溶接継手構造体。
【数1】
【数2】
【数3】
式（１）、式（２）のβ１は、次の式（４）を満たすβ１’及びαのうち小さい方の値を取る。
【数4】
式（１）、式（３）のβ２は、次の式（５）を満たすβ２’及びαのうち小さい方の値を取る。
【数5】
【請求項2】
前記角形鋼管の径をＤ（ｍｍ）としたとき、前記角形鋼管の曲げによって角部外面に生じる歪が一様伸びに到達するときの前記角形鋼管の部材角よりも、前記角形鋼管の曲げによって角部内面に生じる歪が一様伸びに到達するときの前記角形鋼管の部材角が大きくなるＤ／ｔとされている、請求項１に記載の通しダイアフラム溶接継手構造体。
【請求項3】
前記溶接金属のビッカース硬さをＷＭＨｖ、前記角形鋼管の角部のビッカース硬さをｃＢＭＨｖとしたとき、さらに下記式（６）、式（７）が成り立つ請求項２に記載の通しダイアフラム溶接継手構造体。
【数6】
【数7】
【請求項4】
前記角形鋼管を構成する材料の、前記角形鋼管とする前における引張強さをｆＢＭσｕ（Ｎ／ｍｍ２）としたとき、さらに下記式（８）が成り立つ請求項２又は３に記載の通しダイアフラム溶接継手構造体。
【数8】
【請求項5】
溶接熱影響部の引張強さをＨＡＺσｕ（Ｎ／ｍｍ２）としたとき、下式（９）を満たす請求項２又は３に記載の通しダイアフラム溶接継手構造体。
【数9】
【請求項6】
溶接熱影響部の引張強さをＨＡＺσｕ（Ｎ／ｍｍ２）としたとき、下式（９）を満たす請求項４に記載の通しダイアフラム溶接継手構造体。
【数10】
【請求項7】
前記溶接熱影響部のビッカース硬さをＨＡＺＨｖ、前記角形鋼管の角部のビッカース硬さをｃＢＭＨｖとしたとき、さらに下記式（１０）、式（１１）が成り立つ請求項５に記載の通しダイアフラム溶接継手構造体。
【数11】
【請求項8】
前記溶接熱影響部のビッカース硬さをＨＡＺＨｖ、前記角形鋼管の角部のビッカース硬さをｃＢＭＨｖとしたとき、さらに下記式（１０）、式（１１）が成り立つ請求項６に記載の通しダイアフラム溶接継手構造体。
【数12】
【請求項9】
通しダイアフラムに角形鋼管を溶接してなる通しダイアフラム溶接継手構造体を製造する方法であって、
溶接部のレ形開先の開先角度をα（°）、ルートギャップをｇ（ｍｍ）、余盛り高さをｅ（ｍｍ）、溶接金属の引張強さをＷＭσｕ（Ｎ／ｍｍ２）、前記角形鋼管の角部の引張強さをｃＢＭσｕ（Ｎ／ｍｍ２）、及び前記角形鋼管の角部の厚さをｔ（ｍｍ）として下記式（１）～式（３）を満たすように設計し、これにより溶接をおこなう通しダイアフラム溶接継手構造体の製造方法。
式（１）、式（２）のβ１は、次の式（４）を満たすβ１’及びαのうち小さい方の値を取る。
式（１）、式（３）のβ２は、次の式（５）を満たすβ２’及びαのうち小さい方の値を取る。
溶接部のレ形開先の開先角度をα（°）、ルートギャップをｇ（ｍｍ）、余盛り高さをｅ（ｍｍ）、溶接金属の引張強さをＷＭσｕ（Ｎ／ｍｍ２）、前記角形鋼管の角部の引張強さをｃＢＭσｕ（Ｎ／ｍｍ２）、及び前記角形鋼管の角部の厚さをｔ（ｍｍ）として下記式（１）～式（３）を満たすように設計し、これにより溶接をおこなう通しダイアフラム溶接継手構造体の製造方法。
【数13】
【数14】
【数15】
式（１）、式（２）のβ１は、次の式（４）を満たすβ１’及びαのうち小さい方の値を取る。
【数16】
式（１）、式（３）のβ２は、次の式（５）を満たすβ２’及びαのうち小さい方の値を取る。
【数17】
【請求項10】
前記角形鋼管の径をＤ（ｍｍ）とした時、前記角形鋼管の曲げによって角部外面に生じる歪が一様伸びに到達する時の前記角形鋼管の部材角よりも、前記角形鋼管の曲げによって角部内面に生じる歪が一様伸びに到達する時の前記角形鋼管の部材角が大きくなるＤ／ｔを満たす、請求項９に記載の通しダイアフラム溶接継手構造体の製造方法。
【請求項11】
前記溶接金属のビッカース硬さをＷＭＨｖ、前記角形鋼管の角部のビッカース硬さをｃＢＭＨｖとしたとき、前記ＷＭσｕ（Ｎ／ｍｍ２）、前記ｃＢＭσｕ（Ｎ／ｍｍ２）を下記式（６）、式（７）により求める請求項１０に記載の通しダイアフラム溶接継手構造体の製造方法。
【数18】
【数19】
【請求項12】
前記角形鋼管を構成する材料の、前記角形鋼管とする前における引張強さをｆＢＭσｕ（Ｎ／ｍｍ２）としたとき、さらに下記式（８）により前記ｃＢＭσｕ（Ｎ／ｍｍ２）を求める請求項１０又は請求項１１に記載の通しダイアフラム溶接継手構造体の製造方法。
【数20】
【請求項13】
溶接熱影響部の引張強さをＨＡＺσｕ（Ｎ／ｍｍ２）としたとき、下式（９）を満たすように溶接を行う請求項１０又は１１に記載の通しダイアフラム溶接継手構造体の製造方法。
【数21】
【請求項14】
溶接熱影響部の引張強さをＨＡＺσｕ（Ｎ／ｍｍ２）としたとき、下式（９）を満たすように溶接を行う請求項１２に記載の通しダイアフラム溶接継手構造体の製造方法。
【数22】
【請求項15】
前記溶接熱影響部のビッカース硬さをＨＡＺＨｖ、前記角形鋼管の角部のビッカース硬さをｃＢＭＨｖとしたとき、さらに下記式（１０）、式（１１）により、前記ＨＡＺσｕ（Ｎ／ｍｍ２）及び前記ｃＢＭσｕ（Ｎ／ｍｍ２）を求める請求項１３に記載の通しダイアフラム溶接継手構造体の製造方法。
【数23】
【請求項16】
前記溶接熱影響部のビッカース硬さをＨＡＺＨｖ、前記角形鋼管の角部のビッカース硬さをｃＢＭＨｖとしたとき、さらに下記式（１０）、式（１１）により、前記ＨＡＺσｕ（Ｎ／ｍｍ２）及び前記ｃＢＭσｕ（Ｎ／ｍｍ２）を求める請求項１４に記載の通しダイアフラム溶接継手構造体の製造方法。
【数24】
【発明の詳細な説明】
【技術分野】
【0001】
本開示は、溶接継手を具備する溶接継手構造体、及びその製造方法に関し、特にレ形開先（ｓｉｎｇｌｅ ｂｅｖｅｌ ｇｒｏｏｖｅ ｗｅｌｄ）による通しダイアフラム溶接継手による角形鋼管柱である、通しダイアフラム溶接継手構造体、及びその製造方法に関する。
【背景技術】
【0002】
角形鋼管の小口（端面）とダイアフラムの面とを付き合わせて全周に亘ってＴ字形継手で溶接して通しダイアフラム溶接継手構造体（角形鋼管柱）とする。溶接部には一般的に、溶接金属材料が溶けて固まった溶接金属部（ＤＥＰＯとも呼ばれる）と、溶接熱により母材が組織変化した溶接熱影響部（ＨＡＺとも呼ばれる）が存在する。この溶接部に引張応力がかかった場合、破壊が溶接金属部あるいは溶接熱影響部からではなく、母材である角形鋼管側から先に発生するように、溶接部側の変形抵抗を高めている。
具体的に構造上主要な鋼材を溶接する際、母材に対し溶接部を先行破壊させないための一般的な措置として、溶接金属の引張強さが母材の引張強さと同等以上（イーブンマッチング又はオーバーマッチングとなる）となるように溶接金属材料を選定する。例えば、４９０Ｎ／ｍｍ２級の母材に対しては４９０Ｎ／ｍｍ２級以上の溶接金属材料を使用する。
具体的に構造上主要な鋼材を溶接する際、母材に対し溶接部を先行破壊させないための一般的な措置として、溶接金属の引張強さが母材の引張強さと同等以上（イーブンマッチング又はオーバーマッチングとなる）となるように溶接金属材料を選定する。例えば、４９０Ｎ／ｍｍ２級の母材に対しては４９０Ｎ／ｍｍ２級以上の溶接金属材料を使用する。
【0003】
一方で、冷間成形角形鋼管と通しダイアフラムの溶接においては、加工硬化による鋼管角部の強度上昇を考慮し、溶接金属の引張強さが鋼管角部の引張強さと同等以上となるように溶接金属材料を選定する。そのため、例えば非特許文献１では、４９０Ｎ／ｍｍ２級の冷間成形角形鋼管に対しては５４０Ｎ／ｍｍ２級以上の溶接金属材料の使用が推奨されている。従って、高強度の溶接金属材料の使用がコスト増に繋がる。また、高強度の溶接金属は破壊靭性が低い値になりやすく、溶接欠陥等を起点とした脆性破壊の懸念がある。
【0004】
ところが実際には、角形鋼管の角部の溶接部がアンダーマッチングの場合であっても、溶接金属部ではなく母材から破断する場合がある。特許文献1では、通しダイアフラムと角形鋼管の角部の溶接部を対象に、母材と溶接金属部それぞれにおける破壊機構を仮定して各破壊耐力を算出し、破壊耐力の大小関係から溶接金属が母材に対し先行破壊しないためのマッチングの条件式が導出されている。また、当該条件式と十字溶接継手の引張実験を比較し、溶接継手の破断箇所を条件式から概ね予測できることが確認されている（図１に、特許文献１の記載に基づいて整理した図を表した。）。しかしながら、特許文献１で示されている母材及び溶接金属部の破壊機構には、通しダイアフラムによる角形鋼管の拘束の影響が考慮されていない。実際には、通しダイアフラムの存在によって通しダイアフラム近傍における角形鋼管の鋼管周方向の変形が拘束される一方で、通しダイアフラムから柱軸方向に離れた位置ではその拘束が弱まることで鋼管周方向の変形が生じ、それらの拘束状態の違いによって鋼管端部に局所的な面外曲げが生じると考えられる。よって、特許文献1の母材及び溶接金属部の破壊機構には、通しダイアフラムによる角形鋼管の拘束の影響を考慮する必要がある。
【先行技術文献】
【非特許文献】
【0005】
【非特許文献1】独立行政法人建築研究所、冷間成形角形鋼管設計・施工マニュアル ２００８年度版、２００８．１２
【非特許文献2】宗川ら、コラム角部の面外曲げ性状と応力・ひずみ状態に関する有限要素解析、２０１４年度日本建築学会関東支部研究報告集Ｉ、ｐｐ.５１７－５２０、２０１５．３
【特許文献】
【0006】
【特許文献1】特開２０１６－１５９２９６号公報
【発明の概要】
【発明が解決しようとする課題】
【0007】
そこで開示は、通しダイアフラム溶接継手を具備する通しダイアフラム溶接継手構造体において、より高い精度でアンダーマッチングであっても溶接部で破壊が生じることを防止できる、通しダイアフラム溶接継手構造体を提供することを課題とする。また、このような通しダイアフラム溶接継手構造体を製造する方法を提供する。
【課題を解決するための手段】
【0008】
非特許文献２に代表されるように、角形鋼管に通しダイアフラムが溶接接合されている場合、通しダイアフラムから十分離れた位置における鋼管断面では通しダイアフラムによる変形拘束の影響は殆どないが、通しダイアフラム近傍に位置する鋼管断面では通しダイアフラムによって鋼管周方向の変形が拘束されることで局所的な面外曲げが作用し、鋼管の外面側と内面側で応力状態が大きく異なることが知られている。具体的には、鋼管の外面側で応力が大きく、内面側で応力が小さくなる応力勾配が断面内に生じ、内面側では大変形域でも塑性歪が殆ど生じないことが示されている。
【0009】
一方、特許文献１では、溶接金属部及びＨＡＺ（溶接熱影響部）に対して、図２（ａ）のような破壊機構に基づき溶接マッチングの条件式を導出している。図２（ａ）の破壊機構は鋼管材軸方向と平行に微小変形するものと仮定したものである。しかしながら、この破壊機構においては、通しダイアフラムが鋼管断面を拘束することにより生じる局所的な面外曲げが考慮されておらず、通しダイアフラム近傍の角形鋼管断面の実挙動について一部は再現できているものの、さらに再現性を高めて精度を高めることがよい。
【0010】
そこで発明者は、通しダイアフラム近傍に位置する溶接金属部およびＨＡＺに対して、通しダイアフラムによる鋼管断面の拘束の影響を考慮した破壊機構に基づき溶接マッチングの条件式を導出する着想を得てこれを具体化することで発明を完成させた。より詳しくは後述するが、本開示では図２（ｂ）の破壊機構のように、通しダイアフラムの拘束によって鋼管の外面側と内面側で応力差が生じることにより、微小回転変形するものと仮定するものである。これによって導出されるマッチングの条件は、特許文献1によるマッチングの条件に比べ溶接金属の引張強度を更に緩和しても、溶接金属での破断を防止することができることがわかり、特許文献１の効果がさらに顕著なものとなる。
以下、本開示について説明する。
以下、本開示について説明する。
【0011】
本開示の１つの態様は、通しダイアフラムに角形鋼管を溶接してなる通しダイアフラム溶接継手構造体であって、溶接部のレ形開先の開先角度をα（°）、ルートギャップをｇ（ｍｍ）、余盛り高さをｅ（ｍｍ）、溶接金属の引張強さをＷＭσｕ（Ｎ／ｍｍ２）、角形鋼管の角部の引張強さをｃＢＭσｕ（Ｎ／ｍｍ２）、及び角形鋼管の角部の厚さをｔ（ｍｍ）としたとき、下記式（１）～式（３）を満たす通しダイアフラム溶接継手構造体である。
【0012】
【数1】
【0013】
【数2】
【0014】
【数3】
【0015】
式（１）、式（２）のβ１は、次の式（４）を満たすβ１’及びαのうち小さい方の値を取る。
【0016】
【数4】
【0017】
式（１）、式（３）のβ２は、次の式（５）を満たすβ２’及びαのうち小さい方の値を取る。
【0018】
【数5】
【0019】
上記通しダイアフラム溶接継手構造体において、角形鋼管の径をＤ（ｍｍ）としたとき、角形鋼管の曲げによって角部外面に生じる歪が一様伸びに到達するときの角形鋼管の部材角よりも、角形鋼管の曲げによって角部内面に生じる歪が一様伸びに到達するときの角形鋼管の部材角が大きくなるＤ／ｔとされてもよい。
【0020】
上記ダイアフラム継手構造体において、溶接金属のビッカース硬さをＷＭＨｖ、角形鋼管の角部のビッカース硬さをｃＢＭＨｖとしたとき、さらに下記式（６）、式（７）が成り立つように構成してもよい。
【0021】
【数6】
【0022】
【数7】
【0023】
通しダイアフラム溶接継手構造体において、角形鋼管を構成する材料の、角形鋼管とする前における引張強さをｆＢＭσｕ（Ｎ／ｍｍ２）としたとき、さらに下記式（８）が成り立つように構成してもよい。
【0024】
【数8】
【0025】
通しダイアフラム溶接継手構造体において、溶接熱影響部の引張強さをＨＡＺσｕ（Ｎ
／ｍｍ２）としたとき、下式（９）を満たすように構成してもよい。
／ｍｍ２）としたとき、下式（９）を満たすように構成してもよい。
【0026】
【数9】
【0027】
通しダイアフラム溶接継手構造体において、溶接熱影響部のビッカース硬さをＨＡＺＨｖ、角形鋼管の角部のビッカース硬さをｃＢＭＨｖとしたとき、さらに下記式（１０）、式（１１）が成り立つように構成してもよい。
【0028】
【数10】
【0029】
本開示の他の態様は、通しダイアフラムに角形鋼管を溶接してなる通しダイアフラム溶接継手構造体を製造する方法であって、溶接部のレ形開先の開先角度をα（°）、ルートギャップをｇ（ｍｍ）、余盛り高さをｅ（ｍｍ）、溶接金属の引張強さをＷＭσｕ（Ｎ／ｍｍ２）、角形鋼管の角部の引張強さをｃＢＭσｕ（Ｎ／ｍｍ２）、及び角形鋼管の角部の厚さをｔ（ｍｍ）として下記式（１）～式（３）を満たすように設計し、これにより溶接をおこなう通しダイアフラム溶接継手構造体の製造方法である。
【0030】
【数11】
【0031】
【数12】
【0032】
【数13】
【0033】
式（１）、式（２）のβ１は、次の式（４）を満たすβ１’及びαのうち小さい方の値を取る。
【0034】
【数14】
【0035】
式（１）、式（３）のβ２は、次の式（５）を満たすβ２’及びαのうち小さい方の値を取る。
【0036】
【数15】
【0037】
通しダイアフラム溶接継手構造体の製造方法において、角形鋼管の径をＤ（ｍｍ）とした時、角形鋼管の曲げによって角部外面に生じる歪が一様伸びに到達する時の角形鋼管の部材角よりも、角形鋼管の曲げによって角部内面に生じる歪が一様伸びに到達する時の角形鋼管の部材角が大きくなるＤ／ｔとしてもよい。
【0038】
通しダイアフラム溶接継手構造体の製造方法において、溶接金属のビッカース硬さをＷＭＨｖ、角形鋼管の角部のビッカース硬さをｃＢＭＨｖとしたとき、ＷＭσｕ（Ｎ／ｍｍ２）、ｃＢＭσｕ（Ｎ／ｍｍ２）を下記式（６）、式（７）により求めるようにしてもよい。
【0039】
【数16】
【0040】
【数17】
【0041】
通しダイアフラム溶接継手構造体の製造方法において、角形鋼管を構成する材料の、角形鋼管とする前における引張強さをｆＢＭσｕ（Ｎ／ｍｍ２）としたとき、さらに下記式（８）によりｃＢＭσｕ（Ｎ／ｍｍ２）を求めてもよい。
【0042】
【数18】
【0043】
通しダイアフラム溶接継手構造体の製造方法において、溶接熱影響部の引張強さをＨＡＺσｕ（Ｎ／ｍｍ２）としたとき、下式（９）を満たすように溶接を行ってもよい。
【0044】
【数19】
【0045】
通しダイアフラム溶接継手構造体の製造方法において、溶接熱影響部のビッカース硬さをＨＡＺＨｖ、角形鋼管の角部のビッカース硬さをｃＢＭＨｖとしたとき、さらに下記式（１０）、式（１１）により、ＨＡＺσｕ（Ｎ／ｍｍ２）及びｃＢＭσｕ（Ｎ／ｍｍ２）を求めてもよい。
【0046】
【数20】
【発明の効果】
【0047】
式（１）～式（５）によれば、一律にオーバーマッチング溶接を設定する従来の常識にとらわれずに、特に破壊の起点になることが多い角形鋼管の角部においても、上記関係を満たす限りアンダーマッチング溶接でも母材（角形鋼管）から破壊させることができる。すなわち、アンダーマッチング溶接であっても、母材に比較して靭性が低い溶接金属部に変形が集中するのを避けることで、粘り強い溶接継手を実現できる。
また式（６）～式（８）によれば、鋼管角部の引張強さや溶接金属部の引張強さを簡便に得ることができる。
また式（９）によれば、角部においてアンダーマッチング溶接でかつ溶接熱影響部（ＨＡＺ）が軟化していても、母材に比較して靭性が低い溶接熱影響部（ＨＡＺ）に変形が集中するのを避けることで、粘り強い溶接継手を実現できる。特に母材強度４９０Ｎ／ｍｍ２級を超える高強度の冷間成形角形鋼管において、角部は加工硬化により強度上昇しているが、熱影響部は焼き鈍されて軟化しやすい。このような場合に、母材に比較して靭性が低い溶接熱影響部（ＨＡＺ）に変形が集中するのを避けることで、粘り強い溶接継手を実現できる。
また式（１０）～式（１１）によれば、鋼管角部の引張強さや溶接熱影響部（ＨＡＺ）の引張強さを簡便に得ることができる。
また式（６）～式（８）によれば、鋼管角部の引張強さや溶接金属部の引張強さを簡便に得ることができる。
また式（９）によれば、角部においてアンダーマッチング溶接でかつ溶接熱影響部（ＨＡＺ）が軟化していても、母材に比較して靭性が低い溶接熱影響部（ＨＡＺ）に変形が集中するのを避けることで、粘り強い溶接継手を実現できる。特に母材強度４９０Ｎ／ｍｍ２級を超える高強度の冷間成形角形鋼管において、角部は加工硬化により強度上昇しているが、熱影響部は焼き鈍されて軟化しやすい。このような場合に、母材に比較して靭性が低い溶接熱影響部（ＨＡＺ）に変形が集中するのを避けることで、粘り強い溶接継手を実現できる。
また式（１０）～式（１１）によれば、鋼管角部の引張強さや溶接熱影響部（ＨＡＺ）の引張強さを簡便に得ることができる。
【図面の簡単な説明】
【0048】
【図1】特許文献１の開示を整理した図である。
【図4】通しダイアフラム溶接継手構造体１０の平面図である。
【図5】通しダイアフラム溶接継手構造体１０の断面を示す図である。
【図6】通しダイアフラム溶接継手構造体１０の他の断面を示す図である。
【図7】溶接部２０の一部を拡大した図である。
【図8】鋼管角部１１ａを説明する図である。
【図9】溶接角部２０ａについて説明する図である。
【図10】冷間加工前の平坦な鋼材の引張強さと鋼管角部の引張強さとの関係を説明する図である。
【図11】ｎ－ｔ－ｗ座標系を表した図である。
【図12】溶接部２０をモデル化した図である。
【図13】図１３（ａ）は通しダイアフラムから十分に離れた位置における母材の破壊機構を仮定したことを説明する図であり、図１３（ｂ）は通しダイアフラム近傍に位置する母材の破壊機構を仮定したことを説明する図である。
【図16】溶接金属部における式の導出について説明する図である。
【図18】本開示の効果を説明する１つの例を説明する図で、横軸に母材の厚さ、縦軸にＷＭσｕ／ｃＢＭσｕをとったグラフである。
【図19】本開示の効果を説明する１つの例を説明する図で、横軸に開先角度、縦軸にＷＭσｕ／ｃＢＭσｕをとったグラフである。
【図20】本開示の効果を説明する他の１つの例を説明する図で、横軸に余盛高さ／母材の板厚、縦軸にＷＭσｕ／ｃＢＭσｕをとったグラフである。
【図21】幅厚比Ｄ／ｔの影響を得るためのモデルを表す図である。
【図22】部材角比と相当全歪との関係を表す図である。
【図23】幅厚比と一様伸び時の部材角比との関係を表す図である。
【図24】ＨＡＺにおける式の導出について説明する図である。
【図25】ＨＡＺにおける本開示の効果を説明する図である。
【発明を実施するための形態】
【0049】
１．通しダイアフラム溶接継手構造体の構成
図３（ａ）は形態の１つの例を説明する図で、通しダイアフラム溶接継手構造体１０の外観を模式的に表した斜視図である。図３（ｂ）は図３（ａ）に矢印ＩＩＩｂで示した部位（溶接部２０）を拡大して表した図である。図４は通しダイアフラム溶接継手構造体１０を図３（ａ）に矢印ＩＶで示した方向から見た図であり、ダイアフラム１４が平面視される方向から見た図である。図５は図４のＶ－Ｖに沿った断面図、図６は図４のＶＩ－ＶＩに沿った断面図である。
図３（ａ）は形態の１つの例を説明する図で、通しダイアフラム溶接継手構造体１０の外観を模式的に表した斜視図である。図３（ｂ）は図３（ａ）に矢印ＩＩＩｂで示した部位（溶接部２０）を拡大して表した図である。図４は通しダイアフラム溶接継手構造体１０を図３（ａ）に矢印ＩＶで示した方向から見た図であり、ダイアフラム１４が平面視される方向から見た図である。図５は図４のＶ－Ｖに沿った断面図、図６は図４のＶＩ－ＶＩに沿った断面図である。
【0050】
図３～図６よりわかるように、本形態では通しダイアフラム溶接継手構造体１０は、角形鋼管１１、サイコロ（タイコと呼ばれることもある。）１２、梁１３、ダイアフラム１４、裏当て金１５を有して構成されている。ここからわかるように本形態で通しダイアフラム溶接構造体１０は通しダイアフラム形式の溶接継手を用いた角形鋼管柱である。
【0051】
通しダイアフラム溶接継手構造体１０は、同軸に配置された２つの角形鋼管１１の向かい合う端面（小口）間に、サイコロ１２が配置される。サイコロ１２も形状としては角形鋼管である。これによりサイコロ１２の端面と角形鋼管柱１１の端面とが対向する部位が２か所形成されるが、ここにそれぞれダイアフラム１４が備えられる。ダイアフラム１４は角形鋼管１１及びサイコロ１２よりも大きな外形を有する板状の鋼材であり、その一方の板面が角形鋼管柱１１の端面に溶接され、他方の板面がサイコロ１２の端面に溶接されている。従って、図３～図６よりわかるように、角形鋼管１１及びサイコロ１２の外周からダイアフラム１４の外周が突出した形態となる。
【0052】
【0053】
図３～図７よりわかるように、本形態の通しダイアフラム溶接継手構造体１０の溶接継手では、角形鋼管１１の内側とダイアフラム１４の板面との入隅部、及びサイコロ１２の内側とダイアフラム１４の板面との入隅部には裏当て金１５が配置されている。
【0054】
そしてダイアフラム１４の表裏面では角形鋼管１１、及びサイコロ１２の端面が付き当てられているＴ字となった部位で溶接金属２１により溶接されて溶接部２０が形成されている。この溶接部２０は突き当てられた部位の全線（全周）に亘って設けられている。上記した裏当て金１５はこの溶接金属２１を配置する際に用いられる裏当て金である。
【0055】
溶接部２０のうち、角部における構成について説明する。ここで「角部」は次のように考える。
角形鋼管１１は断面形状が正方形であるが、実際には図４からもわかるように、当該正方形の四隅ではいわゆるＲ（アール）が形成されており、円弧状となっている。図８には図４にＶＩＩＩで示した１つの当該隅を拡大した図を表した。
ここで、図８に示したように角形鋼管１１の板厚の中心線Ｃにおいて、形成された円弧の中心をＯで表し、円弧が形成されなかった場合における正方形の頂点をＡとしたとき、線ＯＡを挟んで一方及び他方にそれぞれ３２．５°となる範囲（合計６５°）の部位を角形鋼管１１の角部１１ａ（鋼管角部１１ａ）とする。そして、当該鋼管角部１１ａに位置づけられる溶接部２０を、溶接部２０における角部２０ａ（溶接角部２０ａ）とする。
ここで鋼管角部１１ａがなす円弧の半径は特に限定されることはないが、鋼管角部１１ａの外側における曲率半径をｒ、鋼管の板厚をｔ１（ｍｍ）としたとき、冷間プレス成形する角形鋼管では、６≦ｔ１≦９では３．０ｔ１≦ｒ≦４．０ｔ１、９＜ｔ１では３．１ｔ１≦ｒ≦３．９ｔ１で管理される。一方冷間ロールで成形される角形鋼管では２．０ｔ１≦ｒ≦３．０ｔ１で管理されている。
角形鋼管１１は断面形状が正方形であるが、実際には図４からもわかるように、当該正方形の四隅ではいわゆるＲ（アール）が形成されており、円弧状となっている。図８には図４にＶＩＩＩで示した１つの当該隅を拡大した図を表した。
ここで、図８に示したように角形鋼管１１の板厚の中心線Ｃにおいて、形成された円弧の中心をＯで表し、円弧が形成されなかった場合における正方形の頂点をＡとしたとき、線ＯＡを挟んで一方及び他方にそれぞれ３２．５°となる範囲（合計６５°）の部位を角形鋼管１１の角部１１ａ（鋼管角部１１ａ）とする。そして、当該鋼管角部１１ａに位置づけられる溶接部２０を、溶接部２０における角部２０ａ（溶接角部２０ａ）とする。
ここで鋼管角部１１ａがなす円弧の半径は特に限定されることはないが、鋼管角部１１ａの外側における曲率半径をｒ、鋼管の板厚をｔ１（ｍｍ）としたとき、冷間プレス成形する角形鋼管では、６≦ｔ１≦９では３．０ｔ１≦ｒ≦４．０ｔ１、９＜ｔ１では３．１ｔ１≦ｒ≦３．９ｔ１で管理される。一方冷間ロールで成形される角形鋼管では２．０ｔ１≦ｒ≦３．０ｔ１で管理されている。
【0056】
本開示ではこの鋼管角部１１ａ、及び溶接角部２０ａにおいて以下に説明する特徴を有している。図９に図７と同じ視点で表した１つの溶接角部２０ａ周辺に注目した図を表した。ただし図９では便宜上図７と図の向きが異なる。この図からわかるように、鋼管角部１１ａである母材は、その端面はダイアフラム１４の一方の面に対して傾斜しており、レ形開先が形成されている。そしてダイアフラム１４と鋼管角部１１ａの端面との間に溶接金属２１が介在して接合されている。このとき次の形状、及び値を定義する。
【0057】
鋼管角部厚さ：ｔ（ｍｍ）
余盛り高さ：ｅ（ｍｍ）
ルートギャップ：ｇ（ｍｍ）
開先角度：α（°）（０°≦α＜９０°）
余盛り高さ：ｅ（ｍｍ）
ルートギャップ：ｇ（ｍｍ）
開先角度：α（°）（０°≦α＜９０°）
【0058】
２．通しダイアフラムによる角形鋼管の変形
地震力等の外力によって、通しダイアフラムを有する角形鋼管柱が変形する場合、ダイアフラムの近傍に位置する鋼管断面ではダイアフラムによって鋼管周方向の変形が拘束され、局所的な面外曲げが作用し、鋼管の外側と内側で柱軸方向の応力歪状態が大きく異なる。
一方、ダイアフラムから十分に離れた位置では鋼管の外側と内側で柱軸方向の応力歪状態が概ね等しい。
本開示では後述するようにダイアフラム近傍において鋼管に作用する歪状態とダイアフラムから十分に離れた位置において鋼管に作用する歪状態との違いを考慮して破壊に関する関係及び条件を導出した。
地震力等の外力によって、通しダイアフラムを有する角形鋼管柱が変形する場合、ダイアフラムの近傍に位置する鋼管断面ではダイアフラムによって鋼管周方向の変形が拘束され、局所的な面外曲げが作用し、鋼管の外側と内側で柱軸方向の応力歪状態が大きく異なる。
一方、ダイアフラムから十分に離れた位置では鋼管の外側と内側で柱軸方向の応力歪状態が概ね等しい。
本開示では後述するようにダイアフラム近傍において鋼管に作用する歪状態とダイアフラムから十分に離れた位置において鋼管に作用する歪状態との違いを考慮して破壊に関する関係及び条件を導出した。
【0059】
３．本開示の関係式
本開示では式（１）が成立する。式（１）でＷＭσｕは溶接金属の引張強さ（Ｎ／ｍｍ２）、ｃＢＭσｕは角形鋼管の角部の引張強さ（Ｎ／ｍｍ２）である。
本開示では式（１）が成立する。式（１）でＷＭσｕは溶接金属の引張強さ（Ｎ／ｍｍ２）、ｃＢＭσｕは角形鋼管の角部の引張強さ（Ｎ／ｍｍ２）である。
【0060】
【数21】
【0061】
ここで、式（１）のγ１、γ２は次の式（２）、式（３）で求められる。式（２）、式（３）でαはレ形開先角度（°）、ｇはルートギャップ（ｍｍ）、ｅは余盛高さ（ｍｍ）、ｔは角形鋼管の角部の母材の厚さ（ｍｍ）である（いずれも図９参照）。
【0062】
【数22】
【0063】
【数23】
【0064】
また、式（１）、式（２）のβ１は、次の式（４）を満たすβ１’及びαのうち小さい方の値を取る。
【0065】
【数24】
【0066】
式（１）、式（３）のβ２は、次の式（５）を満たすβ２’及びαのうち小さい方の値を取る。
【0067】
【数25】
【0068】
式（１）～式（５）は、後でその導出について説明するが、鋼管角部において溶接金属で破壊することなく母材（鋼管角部）で破壊するための溶接金属の必要な強度を表わす。これによれば、通しダイアフラム溶接継手構造体１０の多くの場合において、破壊の起点となる角部で破壊が生じる場合であっても、溶接金属で破壊されることに先んじて、母材（鋼管角部）から破壊を生じさせることができる。そして、アンダーマッチング又はイーブンマッチング（母材強度と溶接金属強度が等しい場合：ｃＢＭσｕ＝ＷＭσｕ）であっても、式（１）を満たすことによって、当該母材からの破壊が可能となる。従って、これを満たす限りにおいて公知の材料、及び公知の溶接条件を適用することができ、溶接に関する規制、管理をより緩和することが可能となる。このことは、より適切な溶接を行う信頼性を向上させることも意味する。そしてその際にも溶接金属の破壊靱性を向上させる等の特別な措置を必要としない。例えば必要以上に高強度で高価な溶接金属を適用しなくてもよい。
【0069】
ここで、鋼管角部１１ａの引張強さｃＢＭσｕ（Ｎ／ｍｍ２）、溶接金属の引張強さＷＭσｕ（Ｎ／ｍｍ２）を得る手段は特に限定されることはないが、より簡便に鋼管角部１１ａの引張強さｃＢＭσｕ（Ｎ／ｍｍ２）、溶接金属の引張強さＷＭσｕ（Ｎ／ｍｍ２）を得る手段として、それぞれのビッカース硬さからの算出を挙げることができる。具体的には式（６）、式（７）を演算すればよい。式（６）、式（７）は、文献（ＳＡＥ Ｉｎｔｅｒｎａｔｉｏｎａｌ，ＳＡＥ Ｊ ４１７，１９８３）のビッカース硬さＨｖと引張強さの換算表をもとに、Ｈｖと引張強さを関係式で表わしたものである。
【0070】
【数26】
【0071】
【数27】
【0072】
式中のＷＭＨｖは溶接金属２１のビッカース硬さ（Ｈｖ）であり、ｃＢＭＨｖは鋼管角部１１ａのビッカース硬さ（Ｈｖ）である。またビッカース硬さの測定は、鋼管角部１１ａ、溶接角部２０ａの溶接金属２１の外側表面から深さ２ｍｍの位置でＪＩＳ Ｚ２２４４：２００９に基づきおこなった値を用いる。
【0073】
さらに、鋼管角部１１ａの引張強さｃＢＭσｕ（Ｎ／ｍｍ２）を得る他の手段として、実際にＪＩＳ Ｚ２２４１：２０１１に準拠して鋼管角部における引張強さを得ることもできるが、冷間加工前の平坦な鋼材の引張強さｆＢＭσｕ（Ｎ／ｍｍ２）から下記式（８）を用いて求めることもできる。すなわち角形鋼管を形成する素材の引張強さから鋼管角部の引張強さを得る。
【0074】
【数28】
【0075】
この式（８）は次のようにして得た。すなわち、ＪＩＳ Ｚ２２４１：２０１１に準拠して冷間加工前の平坦な鋼材の引張強さｆＢＭσｕ（Ｎ／ｍｍ２）を測定し、この鋼材を使って角形鋼管を製作する。この製作された角形鋼管についてＪＩＳ Ｚ２２４１：２０１１に準拠して鋼管角部の引張強さｃＢＭσｕ（Ｎ／ｍｍ２）を測定し、ｆＢＭσｕ（Ｎ／ｍｍ２）と対比する。表１に条件及び結果、図１０に結果のグラフを示した。
【0076】
表１において、各試験体の材質、板厚、及び機械的性質を表した。
また図１０のグラフは横軸に冷間加工前の平坦な鋼材の引張強さｆＢＭσｕ（Ｎ／ｍｍ２）、縦軸に鋼管角部の引張強さｃＢＭσｕ（Ｎ／ｍｍ２）を取った。
また図１０のグラフは横軸に冷間加工前の平坦な鋼材の引張強さｆＢＭσｕ（Ｎ／ｍｍ２）、縦軸に鋼管角部の引張強さｃＢＭσｕ（Ｎ／ｍｍ２）を取った。
【0077】
【表1】
【0078】
図１０に示したように表１の結果に基づいて最小二乗法により破線で示した式（８’）を得る。これに対して構造物としての安全側を考慮し、式（８’）と各測定値との誤差の標準偏差σを考慮して式（８’）に対して２σを加算し、これを式（８）とした。
【0079】
【数29】
【0080】
以上によれば、通しダイアフラム溶接継手構造体１０において、その角部について上記式（１）を満たすように溶接継手を設計し、これに基づいて溶接する溶接継手の製造方法を提供することができる。さらに、外表面から２ｍｍ内面側の位置でＪＩＳ Ｚ２２４４：２００９に基づき溶接金属および鋼管角部のビッカース硬さを測定し、その測定値の最小値から式（６）、式（７）によりそれぞれの引張強さを求めて、上記設計をすることもできる。または、式（８）を用いて鋼管角部の引張強さを冷間加工前の平坦な鋼材の引張強さから求めた場合には、鋼管角部の引張強さ及びビッカース硬さ測定を行う必要もない。
【0081】
さらに、ＨＡＺに沿う破壊を想定する場合、次の式（９）が成立する。
【0082】
【数30】
【0083】
この式（９）を満たすことにより、鋼管角部においてアンダーマッチング溶接でかつＨＡＺが軟化していても、この関係を満たす限り母材破壊させることができる。すなわち、角部において例えアンダーマッチング溶接でかつＨＡＺが軟化していても、母材に比較して靭性が低い溶接部に変形が集中するのを避けることで、粘り強い溶接継手を実現できる。
【0084】
ここで、鋼管角部の引張強さｃＢＭσｕ（Ｎ／ｍｍ２）、ＨＡＺの引張強さＨＡＺσｕ（Ｎ／ｍｍ２）を得る手段は特に限定されることはないが、より簡便に当該鋼管角部の引張強さｃＢＭσｕ（Ｎ／ｍｍ２）、ＨＡＺの引張強さＨＡＺσｕ（Ｎ／ｍｍ２）を得る手段として、上記したと同様に、それぞれのビッカース硬さからの算出を挙げることができる。具体的には、外表面から２ｍｍ内面側の位置でＪＩＳ Ｚ２２４４：２００９に基づきビッカース硬さ試験を行い、その測定値の最小値から式（１０）、式（１１）を演算すればよい。
【0085】
【数31】
【0086】
４．関係式の導出
次に、式（１）～式（５）の根拠について説明する。本開示では、溶接金属で破壊することなく、母材である鋼管角部で破壊するための各部が備えるべき強度を極限解析により求めた。以下に詳しく説明する。
次に、式（１）～式（５）の根拠について説明する。本開示では、溶接金属で破壊することなく、母材である鋼管角部で破壊するための各部が備えるべき強度を極限解析により求めた。以下に詳しく説明する。
【0087】
４．１．破壊条件と仮定条件
ここでは、以下の（ｉ）乃至（ｖ）を前提とする。
（ｉ）多軸応力状態における破壊条件として、ｖｏｎ Ｍｉｓｅｓの降伏条件における材料の降伏点を引張強さまで拡張した式（１２）を用いる。ただし、式（１２）に示されるσｎ、σｔ、σｗ、τｎｔ、τｔｗ及びτｗｎは、図１１に示すようなｎ－ｔ－ｗ直交座標系における任意の応力成分であり、σｕは材料の引張強さである。
ここでは、以下の（ｉ）乃至（ｖ）を前提とする。
（ｉ）多軸応力状態における破壊条件として、ｖｏｎ Ｍｉｓｅｓの降伏条件における材料の降伏点を引張強さまで拡張した式（１２）を用いる。ただし、式（１２）に示されるσｎ、σｔ、σｗ、τｎｔ、τｔｗ及びτｗｎは、図１１に示すようなｎ－ｔ－ｗ直交座標系における任意の応力成分であり、σｕは材料の引張強さである。
【0088】
【数32】
【0089】
（ｉｉ）溶接線長さはそのビード幅に比べて十分に大きく、破壊面での溶接線方向の伸縮は生じないものとする。すなわち、溶接線方向の垂直歪は０とする（平面歪状態）。
【0090】
（ｉｉｉ）対象とする接合部には鋼管の曲げによって鋼管材軸方向に引張力が作用しているものとする。
【0091】
（ｉｖ）図１２に示したように、対象とする接合部の溶接はレ形開先の完全溶込み溶接とし、開先を設ける側の母材（鋼管）の板厚をｔ［ｍｍ］、開先角度をα［°］、ルートギャップをｇ［ｍｍ］、余盛り高さをｅ［ｍｍ］で表す。なお、ルートフェースは考慮しない。
【0092】
（ｖ）対象とする溶接部において、鋼管および溶接金属はそれぞれの領域内で強度が均一であるとする。
【0093】
４．２．母材の破壊耐力の導出
母材の破壊耐力を算出するにあたって、図１３（ａ）、図１３（ｂ）に示す２つの破壊機構を考える。図１３（ａ）は通しダイアフラムから十分に離れた位置における母材の破壊を仮定したものであり、鋼管の軸方向と平行に微小変形する破壊機構である。一方、図１３（ｂ）は通しダイアフラム近傍に位置する母材の破壊機構であり、通しダイアフラムによる鋼管の拘束効果を考慮し、外力によって鋼管の外面２７側あるいは鋼管の内面２８側を中心に微小回転変形することを考慮したものである。
以下にそれぞれについて説明する。
母材の破壊耐力を算出するにあたって、図１３（ａ）、図１３（ｂ）に示す２つの破壊機構を考える。図１３（ａ）は通しダイアフラムから十分に離れた位置における母材の破壊を仮定したものであり、鋼管の軸方向と平行に微小変形する破壊機構である。一方、図１３（ｂ）は通しダイアフラム近傍に位置する母材の破壊機構であり、通しダイアフラムによる鋼管の拘束効果を考慮し、外力によって鋼管の外面２７側あるいは鋼管の内面２８側を中心に微小回転変形することを考慮したものである。
以下にそれぞれについて説明する。
【0094】
４．２．１．通しダイアフラムから離れた位置における母材の破壊耐力
図１３（ａ）に示したように、破壊位置の運動的許容状態における荷重作用方向の微小変位をｕとし、破壊機構の生ずる角度を板厚方向に対しθ１とすると、破壊機構に沿う方向及び直行方向の速度成分はそれぞれｕｓｉｎθ１、ｕｃｏｓθ１となる。
ここで、破壊機構に対し直交座標系ｎ－ｔ－ｗを、ｎは破壊機構の直行方向、ｔは破壊機構に沿う方向、ｗは溶接線と平行な方向となるようにとる（図１４）。ここで、ｔ軸方向の拘束はｎ軸およびｗ軸方向の拘束に比べ小さく、垂直応力σｔは０とみなす。従って式（１２）にσｔ＝０を代入し、母材の引張強さをＢＭσｕとすると、母材の破壊条件は式（１３）で表される。
図１３（ａ）に示したように、破壊位置の運動的許容状態における荷重作用方向の微小変位をｕとし、破壊機構の生ずる角度を板厚方向に対しθ１とすると、破壊機構に沿う方向及び直行方向の速度成分はそれぞれｕｓｉｎθ１、ｕｃｏｓθ１となる。
ここで、破壊機構に対し直交座標系ｎ－ｔ－ｗを、ｎは破壊機構の直行方向、ｔは破壊機構に沿う方向、ｗは溶接線と平行な方向となるようにとる（図１４）。ここで、ｔ軸方向の拘束はｎ軸およびｗ軸方向の拘束に比べ小さく、垂直応力σｔは０とみなす。従って式（１２）にσｔ＝０を代入し、母材の引張強さをＢＭσｕとすると、母材の破壊条件は式（１３）で表される。
【0095】
【数33】
【0096】
図１３（ａ）に示した破壊機構において、ｗ方向の垂直歪εｗ、ｔ－ｗ平面内のせん断歪γｔｗ、及びｗ－ｎ平面内のせん断歪γｗｎはそれぞれ０であるので、式（１３）と塑性流れの法線則から、式（１４）を得る。
【0097】
【数34】
【0098】
式（１４）の各関係を式（１３）に代入して式（１５）を得る。
【0099】
【数35】
【0100】
【0101】
【数36】
【0102】
ここで、応力σｎ、τｎｔは破壊条件である式（１５）を満たす。塑性流れの法線則から、ｕ・ｃｏｓθ１、及びｕ・ｓｉｎθ１は式（１７）のようになる。
【0103】
【数37】
【0104】
式（１７）からτｎｔはσｎを用いて式（１８）のように表される。
【0105】
【数38】
【0106】
式（１５）及び式（１８）から式（１９）のようにσｎ、τｎｔを求め、これを式（１５）に代入することにより応力仕事増分は式（２０）のようになる。
【0107】
【数39】
【0108】
【数40】
【0109】
一方、外力による仕事増分Ｗｅｘは、溶接線方向（ｗ方向）を単位長さとした場合の母材の最大耐力をＰＢＭ１とすると、式（２１）により表される。
【0110】
【数41】
【0111】
仮想仕事の原理より、ＷｉｎとＷｅｘとは等しく、式（２０）と式（２１）とが等しいので、図１３（ａ）の破壊機構における母材の破壊耐力ＰＢＭ１は式（２２）で表される。
【0112】
【数42】
【0113】
式（２２）を最小とするθ１は０であるから、角部における母材の引張強さをｃＢＭσｕとすると、ＰＢＭ１は図１３（ａ）に示した破壊機構図に関する破壊耐力であり、式（２３）で表される。
【0114】
【数43】
【0115】
４．２．２．通しダイアフラム近傍における母材の破壊耐力
図１３（ｂ）に示すように、破壊位置の運動的許容状態における微小回転角をλとし、破壊機構の生ずる角度を板厚方向に対しθ２とする。破壊機構に対し直交座標系ｎ－ｔ－ｗを図１５のようにとり、垂直応力σｔは０とみなし、角部における母材の引張強さをｃＢＭσｕとすると、母材の破壊条件は上記式（１３）となる。
図１３（ｂ）に示すように、破壊位置の運動的許容状態における微小回転角をλとし、破壊機構の生ずる角度を板厚方向に対しθ２とする。破壊機構に対し直交座標系ｎ－ｔ－ｗを図１５のようにとり、垂直応力σｔは０とみなし、角部における母材の引張強さをｃＢＭσｕとすると、母材の破壊条件は上記式（１３）となる。
【0116】
図１３（ｂ）の破壊機構において、ｗ方向の垂直歪εｗ、ｎ－ｔ平面内のせん断歪γｎｔ、ｔ－ｗ平面内のせん断歪をγｔｗ、及びｗ－ｎ平面内のせん断歪γｗｎはそれぞれ０であるので、式（１３）と塑性流れの法線則から、式（２４）の関係が成り立つ。
【0117】
【数44】
【0118】
式（２４）の関係を式（１３）に代入して式（２５）を得る。
【0119】
【数45】
【0120】
【0121】
【数46】
【0122】
式（２６）に式（２５）を代入して整理すると式（２７）を得る。
【0123】
【数47】
【0124】
一方、外力による仕事増分Ｗｅｘは、溶接線方向単位長さ当たりの母材の破壊耐力をＰＢＭ２とすると、式（２８）で表される。
【0125】
【数48】
【0126】
仮想仕事の原理よりＷｉｎとＷｅｘとが等しいとすると、図１３（ｂ）の破壊機構における母材の破壊耐力ＰＢＭ２は式（２９）で表される。
【0127】
【数49】
【0128】
式（２９）を最小とする時のθ２は０であるから、図１３（ｂ）における母材の破壊耐力ＰＢＭ２は式（３０）で表される。
【0129】
【数50】
【0130】
４．２．３．母材の破壊耐力
母材の破壊耐力ＰＢＭはＰＢＭ１とＰＢＭ２のうち小さい方の値となるが、式（２３）と式（３０）とからわかるように、ＰＢＭ１とＰＢＭ２とは等しいので、母材の破壊耐力ＰＢＭは式（３１）で表される。
母材の破壊耐力ＰＢＭはＰＢＭ１とＰＢＭ２のうち小さい方の値となるが、式（２３）と式（３０）とからわかるように、ＰＢＭ１とＰＢＭ２とは等しいので、母材の破壊耐力ＰＢＭは式（３１）で表される。
【0131】
【数51】
【0132】
４．３．溶接金属の破壊耐力の導出
溶接金属の破壊耐力を算出するにあたっては図１６に示す破壊機構について考える。図１６は通しダイアフラム近傍に位置する溶接金属の破壊を仮定したもので、通しダイアフラムによる鋼管の拘束効果を考慮し、外力によって鋼管の内側を中心に微小回転変形するものである。図１６に示すように破壊位置の運動的許容状態における微小回転角をλ、破壊機構の生ずる角度を板厚方向に対しβ（ただし、０≦β≦α）、破壊機構の長さをｌｃｒとする。ここで、ｌｃｒは式（３２）で表される。
溶接金属の破壊耐力を算出するにあたっては図１６に示す破壊機構について考える。図１６は通しダイアフラム近傍に位置する溶接金属の破壊を仮定したもので、通しダイアフラムによる鋼管の拘束効果を考慮し、外力によって鋼管の内側を中心に微小回転変形するものである。図１６に示すように破壊位置の運動的許容状態における微小回転角をλ、破壊機構の生ずる角度を板厚方向に対しβ（ただし、０≦β≦α）、破壊機構の長さをｌｃｒとする。ここで、ｌｃｒは式（３２）で表される。
【0133】
【数52】
【0134】
直交座標系ｎ－ｔ－ｗを図１７のようにとり、ｔ軸方向の垂直応力σｔを０とみなし、溶接金属の引張強さをＷＭσｕとすると、溶接金属の破壊条件は式（３３）で表される。
【0135】
【数53】
【0136】
図１６の破壊機構において、ｗ方向の垂直歪εｗ、ｎ－ｔ平面内のせん断歪γｎｔ、ｔ－ｗ平面内のせん断歪γｔｗ、及びｗ－ｎ平面内のせん断歪γｗｎはそれぞれ０であるので、式（３３）と塑性流れの法線則から、式（３４）の各関係が成り立つ。
【0137】
【数54】
【0138】
式（３４）の関係を式（３３）に適用すると式（３５）を得る。
【0139】
【数55】
【0140】
また、図１６における溶接線方向の単位長さ当たりの応力仕事増分Ｗｉｎは式（３６）で表される。
【0141】
【数56】
【0142】
式（３６）に式（３５）を代入すると式（３７）を得る。
【0143】
【数57】
【0144】
一方、外力による仕事増分Ｗｅｘは、溶接線方向単位長さ当たりの溶接金属の破壊耐力をＰＷＭとすると、式（３８）で表される。
【0145】
【数58】
【0146】
仮想仕事の原理よりＷｉｎとＷｅｘが等しいとすると、図１６の破壊機構における溶接金属の破壊耐力ＰＷＭは式（３９）で表される。
【0147】
【数59】
【0148】
式（３９）が最小となる時が図１６の破壊機構に対応する溶接金属の破壊耐力であり、その時のβは、式（３９）のβに関する一階偏微分式を０と等しいと置いて求めた式（４０）を満たすβ’と、αのいずれか小さい方の値とする。
【0149】
【数60】
【0150】
４．４．溶接金属部で破断しないためのマッチング条件
溶接金属に先行して母材で破壊するための溶接部のマッチング条件は、式（３１）及び式（３９）から、ＰＢＭ≦ＰＷＭとして解くと式（４１）を得る。
溶接金属に先行して母材で破壊するための溶接部のマッチング条件は、式（３１）及び式（３９）から、ＰＢＭ≦ＰＷＭとして解くと式（４１）を得る。
【0151】
【数61】
【0152】
ただし、式（４１）のβは、式（４０）を満たすβ’とαとのいずれか小さい方の値をとる。
【0153】
４．５．特許文献１との対比
特許文献１では、イーブンマッチング又はアンダーマッチングにおいても母材から破壊されるための構造として式（４２）を開示している。
特許文献１では、イーブンマッチング又はアンダーマッチングにおいても母材から破壊されるための構造として式（４２）を開示している。
【0154】
【数62】
【0155】
ここで、βは式（４３）を満たすβ’（β’≧０）とαとのいずれか小さい方の値をとる。
【0156】
【数63】
【0157】
そこで、本開示による式（４１）と式（４２）とを対比する。具体的には、開先角度αを３５°、ルートギャップｇを７ｍｍ、余盛高さｅを母材の板厚tの１／４としたときにおいて、母材の板厚ｔとＷＭσｕ／ｃＢＭσｕとの関係を図１８に示した。
図１８では、横軸に母材の板厚ｔ［ｍｍ］、縦軸にＷＭσｕ／ｃＢＭσｕを取っている。縦軸は１．００がイーブンマッチングを表し、１．００より大きい場合がオーバーマッチング、１．００より小さい場合がアンダーマッチングを示している。本開示ではイーブンマッチング及びアンダーマッチングに関するので、縦軸は１．００以下の領域を示している。すなわち、縦軸の値が小さいほどアンダーマッチングの程度が大きくなることを意味する。
図１８では、横軸に母材の板厚ｔ［ｍｍ］、縦軸にＷＭσｕ／ｃＢＭσｕを取っている。縦軸は１．００がイーブンマッチングを表し、１．００より大きい場合がオーバーマッチング、１．００より小さい場合がアンダーマッチングを示している。本開示ではイーブンマッチング及びアンダーマッチングに関するので、縦軸は１．００以下の領域を示している。すなわち、縦軸の値が小さいほどアンダーマッチングの程度が大きくなることを意味する。
【0158】
図１８に表した点線は式（４２）で両辺が等しくなる位置を表す。これによれば、式（４２）（特許文献１）では、点線とＷＭσｕ／ｃＢＭσｕ＝１．００とで囲まれる範囲で、アンダーマッチングであっても母材から破壊がされることを示している。かかる観点から特許文献１についてもアンダーマッチングが許容される範囲が示され、これに伴うコスト削減、施工管理や設計の自由度等の効果を奏するものとなる。
【0159】
これに対して図１８に示した実線は式（４１）で両辺が等しくなる位置を表す。これによれば、式（４１）（本開示）では、実線とＷＭσｕ／ｃＢＭσｕ＝１．００とで囲まれる範囲で、アンダーマッチングであっても母材から破壊がされることを示している。すなわち、本開示によれば、式（４２）に比べて、さらにアンダーマッチングが許容されることがわかる。具体的には、本開示では、図１８の点線と実線との間の領域（Ａ１）において、アンダーマッチングが許容される領域を拡張して考えることができるようになった。
これにより本開示によれば、従来に比べてさらに有利なアンダーマッチングが許容される範囲が示されこれに伴う、コスト削減、施工管理や設計の自由度等の効果を奏するものとなる。
これにより本開示によれば、従来に比べてさらに有利なアンダーマッチングが許容される範囲が示されこれに伴う、コスト削減、施工管理や設計の自由度等の効果を奏するものとなる。
【0160】
特に限定されることはないが、鋼管角部における母材の板厚ｔ［ｍｍ］は２０ｍｍより大きく５０ｍｍより小さいことが好ましい。
板厚２０ｍｍ以下の角形鋼管では、変形及び破壊について局部座屈による影響が大きい。従って、本開示で対象とする通しダイアフラム溶接部破壊の防止の観点では、板厚が２０ｍｍを超える角形鋼管において、特に顕著な効果を発揮する。
一方、本開示の適用の前提となる、ダイアフラムによって鋼管周方向の変形が拘束されることによる局所的な面外曲げは、板厚が大きい場合には生じ難い。従って、本開示は板厚が５０ｍｍ未満の角形鋼管において、特に顕著な効果を発揮する。
板厚２０ｍｍ以下の角形鋼管では、変形及び破壊について局部座屈による影響が大きい。従って、本開示で対象とする通しダイアフラム溶接部破壊の防止の観点では、板厚が２０ｍｍを超える角形鋼管において、特に顕著な効果を発揮する。
一方、本開示の適用の前提となる、ダイアフラムによって鋼管周方向の変形が拘束されることによる局所的な面外曲げは、板厚が大きい場合には生じ難い。従って、本開示は板厚が５０ｍｍ未満の角形鋼管において、特に顕著な効果を発揮する。
【0161】
図１９には、母材の板厚を３２ｍｍ、ルートギャップｇを７ｍｍ、余盛高さｅを８ｍｍとしたときにおいて、開先角度αとＷＭσｕ／ｃＢＭσｕとの関係を示した。
図１９では、横軸に開先角度［°］、縦軸にＷＭσｕ／ｃＢＭσｕを取っている。縦軸の考え方は図１８と同じである。また、図１９でも図１８と同様に式（４１）、式（４２）についてそれぞれ両辺等しくなる線を示した。
この例からもわかるように、本開示では、図１９の点線と実線との間の領域（Ａ２）において、アンダーマッチングが許容される領域を拡張して考えることができるようになった。
これにより本開示によれば、従来に比べてさらに有利なアンダーマッチングが許容される範囲が示されこれに伴う、コスト削減、施工管理や設計の自由度等の効果を奏するものとなる。
図１９では、横軸に開先角度［°］、縦軸にＷＭσｕ／ｃＢＭσｕを取っている。縦軸の考え方は図１８と同じである。また、図１９でも図１８と同様に式（４１）、式（４２）についてそれぞれ両辺等しくなる線を示した。
この例からもわかるように、本開示では、図１９の点線と実線との間の領域（Ａ２）において、アンダーマッチングが許容される領域を拡張して考えることができるようになった。
これにより本開示によれば、従来に比べてさらに有利なアンダーマッチングが許容される範囲が示されこれに伴う、コスト削減、施工管理や設計の自由度等の効果を奏するものとなる。
【0162】
図２０には、母材の板厚を３２ｍｍ、ルートギャップｇを７ｍｍ、開先角度を３５°としたときにおいて、余盛高さ／母材厚さと、ＷＭσｕ／ｃＢＭσｕとの関係を示した。
図２０では、横軸に余盛高さ／母材厚さ、縦軸にＷＭσｕ／ｃＢＭσｕを取っている。縦軸の考え方は図１８と同じである。また、図２０でも図１８と同様に式（４１）、式（４２）についてそれぞれ両辺等しくなる線を示した。
この例からもわかるように、本開示では、図２０の点線と実線との間の領域（Ａ３）において、アンダーマッチングが許容される領域を拡張して考えることができるようになった。
これにより本開示によれば、従来に比べてさらに有利なアンダーマッチングが許容される範囲が示されこれに伴う、コスト削減、施工管理や設計の自由度等の効果を奏するものとなる。
図２０では、横軸に余盛高さ／母材厚さ、縦軸にＷＭσｕ／ｃＢＭσｕを取っている。縦軸の考え方は図１８と同じである。また、図２０でも図１８と同様に式（４１）、式（４２）についてそれぞれ両辺等しくなる線を示した。
この例からもわかるように、本開示では、図２０の点線と実線との間の領域（Ａ３）において、アンダーマッチングが許容される領域を拡張して考えることができるようになった。
これにより本開示によれば、従来に比べてさらに有利なアンダーマッチングが許容される範囲が示されこれに伴う、コスト削減、施工管理や設計の自由度等の効果を奏するものとなる。
【0163】
以上のように、本開示は、式（４２）で表されるアンダーマッチングが許容される範囲を超えてアンダーマッチングが許容される範囲において効果が顕著である。従って、領域Ａ１、Ａ２、Ａ３で表した範囲のように式（４１）と式（４２）との間でアンダーマッチングが許容される。
そしてこの範囲を表した式が式（１）～式（５）である。
そしてこの範囲を表した式が式（１）～式（５）である。
【0164】
４．６．鋼管径及び厚さの考慮
上記したように本形態では、ダイアフラムの近傍に位置する鋼管断面ではダイアフラムによって鋼管周方向の変形が拘束され、局所的な面外曲げが作用し、鋼管の外面２７側と内面２８側とで柱軸方向の応力歪状態が大きく異なることを考慮して上記関係式を導いた。発明者は、上記関係式を満たした上で、さらに確実にアンダーマッチングであっても溶接部が母材（鋼管角部）に対して先行して破壊しないための検討を行った。その結果、鋼管径及び厚さを考慮することができる知見を得た。以下に詳しく説明する。
上記したように本形態では、ダイアフラムの近傍に位置する鋼管断面ではダイアフラムによって鋼管周方向の変形が拘束され、局所的な面外曲げが作用し、鋼管の外面２７側と内面２８側とで柱軸方向の応力歪状態が大きく異なることを考慮して上記関係式を導いた。発明者は、上記関係式を満たした上で、さらに確実にアンダーマッチングであっても溶接部が母材（鋼管角部）に対して先行して破壊しないための検討を行った。その結果、鋼管径及び厚さを考慮することができる知見を得た。以下に詳しく説明する。
【0165】
本形態では鋼管の径をＤ（ｍｍ）（図４参照）、角部における鋼管の厚さをｔ（ｍｍ）としたとき、次の式（４４）を満たすことが好ましい。
【0166】
【数64】
【0167】
この式（４４）では、有限要素法解析等のシミュレーションにより鋼管角部の外面２７側に生じる歪が鋼管の一様伸びに到達するときの部材角比Ｒｂｇと、Ｄ／ｔとの関係を直線近似した式である、
Ｒｂｇ＝ａｇ（Ｄ／ｔ）＋ｂｇ、
及び、鋼管角部の内面２８側に生じる歪が鋼管の一様伸びに到達するときの部材角比Ｒｂｎと、Ｄ／ｔとの関係を直線近似した式である、
Ｒｂｎ＝ａｎ（Ｄ／ｔ）＋ｂｎ、
を得て、これらの係数ａｇ、定数ｂｇ、係数ａｎ、定数ｂｎを式（４４）に用いるものである。式（４４）の導出について具体例を用いつつ以下に説明する。
Ｒｂｇ＝ａｇ（Ｄ／ｔ）＋ｂｇ、
及び、鋼管角部の内面２８側に生じる歪が鋼管の一様伸びに到達するときの部材角比Ｒｂｎと、Ｄ／ｔとの関係を直線近似した式である、
Ｒｂｎ＝ａｎ（Ｄ／ｔ）＋ｂｎ、
を得て、これらの係数ａｇ、定数ｂｇ、係数ａｎ、定数ｂｎを式（４４）に用いるものである。式（４４）の導出について具体例を用いつつ以下に説明する。
【0168】
ここでは具体例として対象とする鋼管の径Ｄを６００ｍｍとしたときについて説明する。
この場合、図２１に示したように、通しダイアフラムに接合された鋼管に対して通しダイアフラムとは反対側の端部に角部を結ぶ１つの対角線に沿って一方向に強制変位を与えるシミュレーションを行う。図２１は、強制変位を与える対角線を含み鋼管の軸線に沿った面に対する１／２の対称モデルである。
この場合、図２１に示したように、通しダイアフラムに接合された鋼管に対して通しダイアフラムとは反対側の端部に角部を結ぶ１つの対角線に沿って一方向に強制変位を与えるシミュレーションを行う。図２１は、強制変位を与える対角線を含み鋼管の軸線に沿った面に対する１／２の対称モデルである。
【0169】
初めにシミュレーション結果から、鋼管角部の外面２７側及び内面２８側における部材角比と相当全歪との関係を求める。これにより鋼管の部材角比と鋼管内外面における歪状態との関係を得ることができる。ここで、「部材角」とは、曲げやせん断などの外力によって角形鋼管等の部材が変形した場合において、変形後の部材両端を結んだ直線が変形前の部材両端を結んだ直線となす角度である。また「部材角比」とは、曲げ時（強制変位を与えた時）における鋼管の部材角を、鋼管の全塑性モーメント時の部材角の計算値で除した値（無次元）である。本形態では対象となる角形鋼管（径Ｄ）について部材角比と相当全歪との関係を求めるときに、長さを３０００ｍｍとし、径Ｄ及び角部厚さ２５ｍｍ、径Ｄ及び角部厚さ３６ｍｍ、並びに径Ｄ及び角部厚さ５０ｍｍの３つの条件のそれぞれについてこの関係を求める。すなわち本例ではＤ＝６００ｍｍの場合おいて角部厚さが２５ｍｍ、３６ｍｍ、５０ｍｍのそれぞれについてシミュレーションからこの関係を算出した。条件について表２にまとめると次の通りである。
【0170】
【表2】
【0171】
これらについてシミュレーションを行うことにより図２２に示したように各厚さに対して、鋼管外面２７と鋼管内面２８のそれぞれについて、部材角比と相当全歪との関係を得る。図２２（ａ）が厚さ２５ｍｍ、図２２（ｂ）が厚さ３６ｍｍ、図２２（ｃ）が厚さ５０ｍｍのときの関係である。
【0172】
次に、得られた部材角比と相当全歪との関係から、相当全歪が当該角形鋼管の特性である一様伸び（％）に達するときの部材角比を得る。具体的には図２２で示したように次の通りである。
Ｒ１１：角部厚さ２５ｍｍで、外面２７における鋼管の一様伸び時の部材角比
Ｒ１２：角部厚さ２５ｍｍで、内面２８における鋼管の一様伸び時の部材角比
Ｒ２１：角部厚さ３６ｍｍで、外面２７における鋼管の一様伸び時の部材角比
Ｒ２２：角部厚さ３６ｍｍで、内面２８における鋼管の一様伸び時の部材角比
Ｒ３１：角部厚さ５０ｍｍで、外面２７における鋼管の一様伸び時の部材角比
Ｒ３２：角部厚さ５０ｍｍで、内面２８における鋼管の一様伸び時の部材角比
ここで一様伸び（角部）は材料試験により予め得ておき、その時の相当全歪はシミュレーションで得る。
Ｒ１１：角部厚さ２５ｍｍで、外面２７における鋼管の一様伸び時の部材角比
Ｒ１２：角部厚さ２５ｍｍで、内面２８における鋼管の一様伸び時の部材角比
Ｒ２１：角部厚さ３６ｍｍで、外面２７における鋼管の一様伸び時の部材角比
Ｒ２２：角部厚さ３６ｍｍで、内面２８における鋼管の一様伸び時の部材角比
Ｒ３１：角部厚さ５０ｍｍで、外面２７における鋼管の一様伸び時の部材角比
Ｒ３２：角部厚さ５０ｍｍで、内面２８における鋼管の一様伸び時の部材角比
ここで一様伸び（角部）は材料試験により予め得ておき、その時の相当全歪はシミュレーションで得る。
【0173】
これにより、角部外面２７及び角部内面２８のそれぞれについてＤ／ｔで表される幅厚比に対する一様伸び到達時の部材角比をそれぞれ３点ずつ得ることができる。図２３に表した。
そして、当該３点により角部外面２７及び角部内面２８のそれぞれについて最小二乗法により直線近似を行って幅厚比（Ｄ／ｔ）と一様伸び到達時の部材角比との関係の一次式を得る。本例では、図２３に示したように、次の式（４５）、式（４６）を得る。
角部外面：Ｒｂｇ＝－０．０１７２（Ｄ／ｔ）＋２．０４７ （４５）
角部内面：Ｒｂｎ＝－０．０４５６（Ｄ／ｔ）＋４．０３３ （４６）
そして、当該３点により角部外面２７及び角部内面２８のそれぞれについて最小二乗法により直線近似を行って幅厚比（Ｄ／ｔ）と一様伸び到達時の部材角比との関係の一次式を得る。本例では、図２３に示したように、次の式（４５）、式（４６）を得る。
角部外面：Ｒｂｇ＝－０．０１７２（Ｄ／ｔ）＋２．０４７ （４５）
角部内面：Ｒｂｎ＝－０．０４５６（Ｄ／ｔ）＋４．０３３ （４６）
【0174】
この式（４５）におけるー０．０１７２が上記した係数ａｇ、２．０４７が上記した定数ｂｇ、式（４６）におけるー０．０４５６が上記した係数ａｎ、４．０３３が上記した定数ｂｎである。
【0175】
図２２、図２３の例にも表れているように、発明者は検討の結果この例に限らず、角部外面２７の相当全歪は角部内面２８の相当全歪に比べ早期に一様伸びに達している知見を得た。一方で、幅厚比が大きいものほど角部外面２７の相当全歪が大きくなるだけでなく、角部内面２８の相当全歪も大きくなることを得た。このことから、通しダイアフラムの拘束により生じる局所的な面外曲げは、鋼管内側を回転中心とする曲げの傾向が強いと考えた。また、式（４５）、式（４６）にも表れているように、角部の軸方向歪が一様伸びに到達する時の部材角比と鋼管の幅厚比との関係には外面・内面問わずどちらも負の相関があることがわかった。これにより鋼管の幅厚比が大きいほど鋼管外面での延性き裂が早期に発生し易くなると考えた。
【0176】
そうすると角部外面２７が角部内面２８に対して先に破壊する（＝歪が一様伸びに達する）ことが好ましい態様であることからＲｂｇよりもＲｂｎが大きい範囲であることが好ましい。従って、式（４５）＜式（４６）とし、これを整理すると上記式（４４）を得る。ちなみにＤ＝６００ｍｍである本例においてはＤ／ｔ＜６９．９となる。ここでは鋼管径Ｄ＝６００ｍｍの例で式（４４）～式（４６）の導出を説明したが、異なる他の鋼管径でも同様にして式（４４）により幅厚比の好ましい具体的な範囲を得ることができる。ただし、発明者によれば、通常に用いられる角形鋼管柱における径及び厚さの範囲においてはＤ／ｔ＜６９．９とすることで確実にアンダーマッチングであっても溶接部が母材（鋼管角部）に対して先行して破壊しないことを得た。
【0177】
４．７．ＨＡＺを考慮した場合の関係式導出
式（９）で表されるＨＡＺを考慮した場合のマッチングについて説明する。
図２４に示すように、溶接部の開先に沿ってＨＡＺ（熱影響部）が形成されているとする（図２４ではわかりやすさのためＨＡＺは誇張して大きく示している。）。ＨＡＺの破壊耐力は、破壊位置の運動的許容状態における微小回転角をλとし、破壊機構の生ずる角度が板厚方向に対しα（α：開先角度）となる時の破壊機構を仮定することにより得られる。
式（９）で表されるＨＡＺを考慮した場合のマッチングについて説明する。
図２４に示すように、溶接部の開先に沿ってＨＡＺ（熱影響部）が形成されているとする（図２４ではわかりやすさのためＨＡＺは誇張して大きく示している。）。ＨＡＺの破壊耐力は、破壊位置の運動的許容状態における微小回転角をλとし、破壊機構の生ずる角度が板厚方向に対しα（α：開先角度）となる時の破壊機構を仮定することにより得られる。
【0178】
よって、ＨＡＺの引張強さをＨＡＺσｕとし、式（２９）においてθ２をαに、ｃＢＭσｕをＨＡＺσｕに置換することにより、ＨＡＺの破壊耐力ＰＨＡＺは式（４７）で表される。
【0179】
【数65】
【0180】
ＨＡＺが母材（鋼管角部）に対し先行して破壊しないための溶接部の条件は、式（３１）及び式（４７）より、ＰＢＭ≦ＰＨＡＺとすることで求まり、式（４８）となる。
【0181】
【数66】
【0182】
すなわち式（９）を得ることができる。
【0183】
なお、特許文献１では、通しダイアフラムによる鋼管の拘束効果を考慮しない場合の溶接部の破壊において、ＨＡＺが母材に対し先行して破壊しないための条件式として式（４９）が示されている。
【0184】
【数67】
【0185】
図２５に、式（４８）と式（４９）との比較を示す。図２５に示す破線はＨＡＺσｕ＝ｃＢＭσｕとなる場合を表しており、同図中の２つの実線は本開示である式（４８）、及び、特許文献１による式（４９）の条件式の下限を表している。図２５より、式（４８）と式（４９）はいずれも開先角度α（°）が大きいほど、ＨＡＺが母材に対し先行して破壊しないための条件式の下限値が小さくなる傾向が確認できる。その中でも、本開示のように通しダイアフラムによる鋼管の拘束効果を考慮した式（４８）の方が、特許文献１のように通しダイアフラムによる鋼管の拘束効果を考慮していない式（４９）に比べ、母材に対するＨＡＺの強度条件をより緩和することができる。
【符号の説明】
【0186】
１０ 通しダイアフラム溶接継手構造体
１１ 角形鋼管
１１ａ 鋼管角部（母材）
１２ サイコロ
１３ 梁
１４ ダイアフラム
１５ 裏当て金
２０ 溶接部
２１ 溶接金属
１１ 角形鋼管
１１ａ 鋼管角部（母材）
１２ サイコロ
１３ 梁
１４ ダイアフラム
１５ 裏当て金
２０ 溶接部
２１ 溶接金属
【図1】
【図2】
【図3】
【図4】
【図5】
【図6】
【図7】
【図8】
【図9】
【図10】
【図11】
【図12】
【図13】
【図14】
【図15】
【図16】
【図17】
【図18】
【図19】
【図20】
【図21】
【図22】
【図23】
【図24】
【図25】