クリープ損傷をうけた
Cr-Mo-V 鋼のラウンドロビン試験による
非破壊評価とミクロ損傷解析
大谷俊博
＊、殷福星
＊＊、小林悟、鎌田康寛
＊＊＊、黒崎健、山中伸介
＊＊＊＊Microstructural Evolution and Round-Robin Non-destructive Evaluations for Creep
Damage in Cr-Mo-V Steel
Toshihiro OHTANI＊, Fuxing YIN＊＊ Satoru KOBAYASHI, Yasuhiro KAMADA＊＊＊, Ken KUROSAKI、
and, Shinsuke YAMANAKA＊＊＊＊
Abstract:
We studied the evolution of microstructure in a Cr-Mo-V (JIS-SNB16) during creep by three kinds of nondestructive evaluations (NDEs). After a series of creep samples with various strains were obtained under a tensile stress of 25 and 35 MPa at 923K, small samples were removed from the creep samples. Round-robin NDEs were carried out with the small samples. Internal friction with electromagnetic acoustic resonance (EMAR), parameters in magnetic minor hysteresis loops and thermoelectric power (TEP) were measured. Furthermore, the evolution of microstructure was observed with electron backscatter diffraction (EBSD) and transmission electron microscopy (TEM). The results by these NDE techniques have good correlations with microstructural observations. The combination of these techniques would utilize the advantages of the different methods and compensate for the weaknesses. This study suggests the importance of the combined usage in establishing reliable NDE procedures for the determination of creep damage.
KEY WORDS : Creep damage, Cr-Mo-V steel, Round robin test, Non-destructive evaluation, Ultrasonics, Magnetism, Thermoelectric power.
要旨: 複数の研究機関において、 種々の非破壊的評価（超音波特性、磁気特性、熱起電力）によりクリープ損傷 を評価した。供試材として高温ボルト材として使用されているCr-Mo-V鋼SNB16を用いた。923 Kで、25と35 M Pa下で異なるクリープひずみでクリープ止めした試験片から微小な試試験片を切りだし、 非破壊的評価をした。 超音波法では電磁超音波共鳴法（EMAR法）を用いた超音波減衰特性(内部摩擦）を、磁気的特性では磁気ヒステ リシスループ特性を、熱起電力法では、複数の測定標準温度において、5℃～20℃の温度差をつけて熱起電力測定 した。クリープ損傷中の3種類の非破壊評価方法の結果は、よい相関関係があった。また後方散乱電子線解析（EB SD法）と透過電子顕微鏡（TEM）から微視組織を観察した。その3種類の非破壊評価の結果は、材料の微細組織 の変化と対応していることがわかった。異なる非破壊評価方法を用いることにより、より信頼性の高いクリープ損 傷評価を行える可能性がある。 キーワード：クリープ損傷評価,Cr-Mo-V鋼,ラウンドロビン試験,非破壊評価, 超音波特性, 磁気特性, 熱起電力。
１.はじめに
高温高圧下で使われる火力発電プラント機器にお いて、クリープは機器の健全性を左右する最も重大 な因子の一つである1)。クリープとは、高温、一定荷 重（応力）下において、熱活性の助けで材料がゆっ くりと連続的に変形し、しまいには壊れるという挙 動である1)。この変形は材料微視組織の変化と歪み の累積の相互作用に関連付けられ、歪みの累積は転 *湘南工科大学 工学部 機械工学科 教授 **元物質材料研究機構 ***岩手大学工学部 マテリアル工学科 ****大学大学院工学研究科環境・エネルギー工学専攻位運動や微視組織(Sub-structure)に支配される1), 2)。 近年の地球温暖化防止対策による二酸化炭素量排出 規制のため、より高効率化が計られ、高温高圧の過酷 な運転が強いられる傾向にあり、 これらの構成材料 の損傷・劣化の懸念はますます増えてきている。 このような状況下において、火力発電プラント設 備の安全性と信頼性を保つためには、構成材料の健 全性・余寿命を評価する技術が必要不可欠である。 材料内部の組織変化が検出可能で、 非破壊的に現場 で広範囲の計測が容易な検査手法が強く望まれてい る。本研究では、実機からの採取される微小な試料 に対して、複数の研究機関において材料内部の組織 変化を検出可能な3 つの非破壊的評価法（超音波特 性、磁気特性、熱起電力）を用いてクリープ損傷評 価をし、微細組織との関係を明らかにすることを目 的とした。供試材として高温ボルト材として使用さ れているCr-Mo-V 鋼 SNB16 を用いた。超音波法で は電磁超音波共鳴法（EMAR 法:electromagnetic acoustic resonance）3) を用いた超音波減衰特性の変 化を、磁気的特性では磁気ヒステリシスループ特性 を、複数の測定標準温度において、5℃～20℃の温度 差をつけて熱起電力を測定した。また後方散乱電子
線解析（EBSD 法:electron backscatter diffraction）
と透過電子顕微鏡（TEM:transmission electron
microscopy）から微視組織を観察した。4)
2.実 験 方 法
2.1 試験片と試験条件
本研究に用いたクリープ試験片はゲージ部幅18 mm、長さ 35 mm、厚さ 5 mm で、圧延方向は、長 手方向である5)。クリープ試験後、放電加工により微 小試験片(2.1 x 2.1 x 14 mm3)を切り出した。 素材は 市販のSNB16 を用いて次のような熱処理をおこな った：1283K で 2 時間保持後空冷、 1223K で 2 時 間保持後油冷後、 963K で 6 時間保持後空冷。化学 成分をTable 1 に示す。室温における機械的性質は、 0.2％耐力が 778MPa、 引張強さが 834MPa、破断 伸びが22.0%であった6)。 クリープ試験は、縦型単レバー式クリープ試験機 と加熱電気炉を用い、大気中923 K で行なった。多 数の試験片を用意し、 応力：25、 35 MPa に対し てそれぞれ所定のクリープひずみに至るまでクリー プ試験を行い、 その後、 室温にて種々の非破壊的 特性を計測した。 非破壊的特性と微視組織の関係を明らかにするた めに、EBSD 法と TEM を用いて組織観察を行った。EBSD の測定には、Shottky 型 FE-SEM (電解放射型 走査電子顕微鏡)と TexSEM Lab の OIM
(Orientation Imaging Microscopy)システムを用い
て、走査ステップ50 nm で計測した。
2.2 EMAR による超音波減衰の測定
EMAR 法を用いた計測システムと試料の座標系を Fig.1 に示す。電磁超音波センサ（EMAT）は静磁場 を与える2 つの永久磁石と変動磁場を与えるソレノ イドコイルから構成される。ソレノイドコイル内に 試料を挿入し、2 つの永久磁石間（Nd-Fe-B 系磁石） に設置する。ソレノイドコイルはφ0.26 mm のエナ メル線を巻いてエポキシ樹脂により固められている。 試料が強磁性体のため永久磁石に引きつけられてコ イルの位置が変わらないようにするために、コイル は発泡スチロール性樹脂の箱に入れられている。コ イルの長手方向と試料の長手方向は同じである。コ イルにバースト波電流を流すことにより磁わい効果 を利用して、試料を振動させ、特定の振動グループ を選択して共振周波数を測定する。各共振周波数f でEMAT を励起して共振状態をつくり、 励起後の 残響を測定することで、 減衰曲線を得る。この曲線 に指数関数を近似して減衰係数α(単位時間あたりのTable 1 Chemical composition of SNB16[wt%]
C Si Mn P S Cr Mo V Fe 0.420 0.290 0.66 0.016 0.009 1.090 0.51 0.28 Bal Preamplifier Computer Superheterodyne spectroscopy Rf burst Signal Magnets Specimen Solenoid coil
Control Data S N S N 14 □2.1
Box (foam polystyrene)
□ 2. 1 14 x1 x2 x3 Specimen (a) (b) Preamplifier Computer Superheterodyne spectroscopy Rf burst Signal Magnets Specimen Solenoid coil
Control Data S N S N 14 □2.1 14 □2.1
Box (foam polystyrene)
□ 2. 1 14 x1 x2 x3 Specimen □ 2. 1 14 x1 x2 x3 □ 2. 1 14 x1 x2 x3 Specimen (a) (b)
Fig. 1 (a) Measurement setup for the EMAR method for measuring free-vibration resonance frequencies and attenuation coefficients of a solenoid coil, within which the specimen is located, and a pair of permanent magnets and (b) the specimen’s orientation.
減衰係数)を求め、内部摩擦 Q-1=(f) を決定する。 共振周波数と減衰係数の測定方法の詳細は,平尾、荻 らの文献3)に記述されている。 各面が弾性的性質の対称面と一致している斜方晶 の対称性から試料の固有振動数は8 つの振動グルー プに分類される7) 。 静磁場がソレノイドコイルの長 手方向（x1軸）と平行の時は、呼吸振動（Ag 振動グ ループ）が起こる。また静磁場がソレノイドコイル の長手方向と直交する時は、せん断振動（B1g、 B2g やB3g振動グループ：振動グループ表記法は Mochizuki による8))が起こる。本研究では、静磁場、 ソレノドコイルと試料の座標系からB1g振動グルー プは計測できない。この3 つのグループの典型的な 振動スペクトルと減衰曲線をFig.2 と Fig.3 に示す。 試料の幾何学的な対称性と材料の等方性から、B2gと B3gは等価である。そこでAg、B2gの2 つの振動グル ープを計測する。各共振周波数でAgグループは、 試 験片の長手方向に伸縮し、 直交する方向はポアソン 効果により伸縮する。一方 B2gグループは、静磁場 と直交する2 面間でせん断変形をする。いずれも高 次の共振周波数ほど複雑な振動モードになる。
2.3 磁気特性測定
微小試験片の周りに検出コイルを40 回巻き付け後、 磁気ヨーク（純鉄製、励磁コイル80 回）を用い磁気 回路を形成した。励磁コイルに周波数0.05 Hz の三 角波電流を通電し、試料の長軸方向を磁化した。磁 気回路内を通る磁束密度は検出コイルに誘起された 起電力を積分することで算出した。保磁力は磁場振 幅Ha = 12 kA/m で測定したメジャー・ヒステリシス ループより決定した。尚、本研究では保磁力の他、 磁場振幅Ha が異なるマイナー・ヒステリシスループ 群 (Fig.4(a)参照)から決定したマイナーループ係数 も測定した。ここで、マイナーループ係数は保磁力 と比べ格子欠陥に敏感で且つ低磁場で測定可能な磁 気的物理量である。 次に簡潔にマイナーループ解析法について述べる。 振幅が異なる個々のマイナーループについてFig.4 (b)のように各変数を定義する： マイナーループ保磁 力 Hc*、 マイナーループ磁化 Ba*、 マイナーループ 残留磁化BR*、 マイナーループヒステリシス損失 WF*、 マイナーループ残留仕事 WR*。 ブロッホ磁壁移動が非可逆的である磁場領域にお いて、マイナーループ変数WF*とBa*、WR*とBR*、 Hc*とBR*の間に以下の簡単なベき則の関係があるこ とが実験的に分かっている。9), 10) * 0
*
F S a F F n W W B B (1)
0 * * R R R R R n W W B B (2)
0 * * C R c c R n H H B B (3) ここで、BS、 BRはそれぞれメジャーループの飽 和磁化、残留磁化である。べき指数 nF、nR、nC は それぞれ約1.5、1.5、0.45 であり、強磁性体の種類 や格子欠陥に依存しない。WF0、 WR0、 HC0 はマイ ナーループ係数であり格子欠陥に敏感な物理量であ る．本研究ではクリープひすみが異なる各クリープ 材について、マイナーループ群を測定し、マイナー ループ変数間の関係に式(1)-(3)を適用する。電解研磨 に用いた溶液は10%過塩素酸－エタノールである。 観察には日立製作所製H-800 透過型電子顕微鏡（加 0.0 0.5 1.0 1.5 0.0 0.5 1.0 Re la tive am pli tude Frequency [MHz] 0.0 0.5 1.0 Shear mode B3g group Shear mode B2g group B3g-5 B3g-4 B3g-3 B3g-2 B2g-11 B2g-10 B2g-9 B2g-5 B2g-4 B2g-3 B2g-2 0.0 0.5 1.0 Ag-6 Ag-11 Ag-10 Ag-3 Re la ti ve am plit ude Re la tive am pli tude Breathing mode Ag group Ag-2 B3g-11 B3g-10 B3g-9 B3g-6Fig. 2 Typical spectra of a specimen measured by EMAR for three different configurations (Ag, B2g and B3g vibration groups).
0 1000 2000 3000 4000 5000 6000 7000 0.0 0.5 1.0 Ag-11 group :Measurement :Fitted curve Relati ve ampli tude Time [s] A= A0exp((t-t0)) =1.1x10-4 s-1
Fig. 3 Ring-down curve of Ag-11 in Fig.2
速電圧200kV）を用いた。これらの組織観察写真を スキャナーでコンピュータに取り込み、その後の解 析に用いた。
2.4 熱起電力測定
熱起電力の測定には、ULVAC 社製の ZEM-1 を用 いた11),12)。本装置は、試料の上下端を電極で挟んで ブロックで支持し、試料側面に試料の温度勾配と起 電圧を計測するプローブを接触させた構造を取る。 ブロックには試料に対して温度勾配をつけるヒータ ーが内蔵されている。これらの試料系は試料系全体 の温度を変化させる電気炉内部に構成されている。 熱起電力は上下ブロック間にヒーターを用いて温度 差をつけ、プローブ間に生じた起電圧をプローブ間 の温度差で割ることで求まる。本研究においては、 測定基準温度は、およそ60、 70、 80 ℃の 3 種類 とし、各温度において、およそ5 ℃から 20 ℃の間 で7 種類の温度差をつけて熱起電力を測定した。測 定は、ヘリウム雰囲気下（0.05 MPa）で実施した。3. 実 験 結 果
3.1 クリープ試験
クリープ試験片に25、 35 MPa の応力を負荷した。 それぞれ9 本試験片を用いて異なるクリープひずみ をもつ試験片を作成した。クリープひずみとクリー プ時間は良い相関関係を示していなかった。そこで 改良法13)と破断パラメータP14)を用いてそれぞれ の試験片のクリープ曲線から寿命消費率を推定し、 推定寿命消費率t/trを求めた。25、 35 MPa の応力 下でt/trとクリープひずみ変化が、 1 本の曲線で整 理され、 t/trとクリープひずみには良い相関関係が あることがわかった15) 。3.2 超音波特性
応力25MPa における Ag-2 (550 KHz 近傍) と B2g-4(760 KHz 近傍)に対する内部摩擦 Q-1、 クリー プひずみ、ひずみ速度と推定寿命消費率t/trの関係を Fig. 5(a) に示す。 Q-1は初期からt/trが0.20 付近ま で急増した後、 0.5 付近までに低下し破断まで急激 に増加している。Q-1は寿命の20%前後でピークを、 50%で最小値を示している。クリープひずみ速度は、 クリープ開始からt/tr =0.2 まで減少した後t/tr =0.5 まで一定になり、その後は破断まで増加している。 この変化は遷移、定常と加速クリープに対応してい る．他のモードでも同じ変化を示した。モードに依 存しない変化である。このようなQ-1の変化は体積型 EMAT でおこなった減衰係数の結果と同じであった 6),15)。このことから、Fig.5(a)に示す Q-1の変化は転 位振動による吸収によると考えられる16) 。また Q-1 を用いることにより周波数依存性が少なくなってい る。クリープ損傷を受けた試験片から切出した微小 な試料による全体共振型のEMAR 法を用いる評価は、 体積型EMAT を用いる板厚共振の評価6),15)と同様に クリープ損傷を評価できることがわかった。なお応 力35MPa でも同様な傾向であった。3.3 磁気特性
Fig.6 にt/tr =0、 0.36、 0.83 におけるメジャー・ ヒステリシスループを示す。クリープ損傷に伴い保 磁力及び残留磁化が減少した。この様なループ形状 変化は、磁場振幅が小さいマイナーループでも観測 -8 -4 0 4 8 -1.5 -1.0 -0.5 0.0 0.5 1.0 1.5 Major loopMagnetic field, H (kA/m)
Magnet ic fl ux dennsi ty, B [T] (a) Minor loop (b) -8 -4 0 4 8 -1.5 -1.0 -0.5 0.0 0.5 1.0 1.5 Major loop
Magnetic field, H (kA/m)
Magnet ic fl ux dennsi ty, B [T] (a) Minor loop (b)
Fig.4 (a) Set of minor hysteresis loops, measured before creep tests and (b) parameters of a minor hysteresis loop. The dotted lines correspond to the major loop, taken with Ha=12 kA/m.
0.0 0.2 0.4 0.6 0.8 1.0 0.0000 0.0002 0.0004 0.0006 10-6 10-5 10-4 (b) (a) Inte rnal f ri cti on, Q -1 Life fraction, t/tr :Ag-2 :B2g-4 0 10 20 30 40 50 60 923 K, 25 MPa S train
[%] : :strainstrain rate
Stra in ra te [s -1]
Fig.5 Relationship between (a) Q-1s of A g-2
(around 550 kHz) and B2g-4 (around 760
kHz) modes, (b) creep strain, and strain rate versus the estimated life fraction (25 MPa, 923 K).
された。次に、マイナーループ係数を決定するため、 マイナーループ変数間の関係を調べた。Fig.7 に WF* とBa*の関係の両対数プロットを示す。第 2 ステージ (Fig. 4(a)でマイナーループ磁化 Ba*が磁場振幅Ha に 対し急激に増加する磁場領域であり、非可逆的磁壁 移動が磁化に寄与する領域）において、WF*とBa*の 関係は直線になり、その傾きは寿命消費率に依存せ ずnF =1.50 ± 0.02 であった。この値は過去の実験 結果9),10)と一致する。この直線部を式（1）で最小二 乗フィットしマイナーループ係数WF0を決定した。 Fig. 8 にマイナーループ係数 WF0及び保磁力Hc の寿命消費率依存性を示す。尚、他の係数WR0、 Hc0 もWF0と同様な寿命消費率依存性を示すのでここで は省略する。 WF0及びHc の両者は、 t/tr <0.2 で急激に減少後、 0.2< t/tr <0.5 でほぼ一定を示した後、 t/tr >0.5 で再 び減少に転ずる。クリープ末期とクリープ前を比較 するとマイナーループ係数と保磁力の減少率はそれ ぞれ38%、33%であった。この両磁気特性の振る舞 いは、硬度の振る舞い15)と一致し、実際、Fig.9 に示 すようにWF0及びHcは硬さと線形関係にある。なお 応力35MPa でも同様な傾向であった。
3.4 熱起電力
熱起電力は、 固体の電子状態（電子のエネルギ ーに対する密度）に敏感に反応する。またその状態 は結晶構造や構成元素の影響をうける。そこでクリ ープひずみと熱起電力との関係を考えFig. 10 にその 結果を示す。この図には、各試料における全ての測 定結果の平均値と標準偏差をプロットしている。試 料の熱起電力が、クリープひずみの増加とともに増 加している。また、クリープひずみが12 %付近(t/tr =0.54)において、熱起電力がピークを示している。こ のことは、クリープ中の電子状態に影響を及ぼす組 織変化が起きていることを示している。 -10 -5 0 5 10 -2.0 -1.5 -1.0 -0.5 0.0 0.5 1.0 1.5 2.0 M agnet ic filed, B [T]Magnetic flux density, H [ kA/m]
: t/tr=0
: t/tr=0.36
: t/tr=0.83
Fig. 6 Major hysteresis loops at t/tr =0 (before creep), 0.36, and 0.83 (25 MPa, 923 K).
0.01 0.1 1 10-1 100 101 102 103 104 25 MPa, 923 K Minor -loop hyst er esis los s, WF *[J/m 3] Minor-loop magnetization, Ba* [T] : t/tr=0 : t/tr=0.36 : t/tr=0.83 0.0 0.2 0.4 0.6 0.8 1.0 6 7 8 9 10 11 12 0.8 1.0 1.2 1.4 1.6 0 20 40 60 80 St ra in [% ] Co er civ e f or ce, Hc [k A/ m] Mi nor -loo p c oe ffic ie nt, WF 0 [k J/ m 3] Life fraction, t/tr :WF 0 :Hc :Strain 25 MPa, 923 K
Fig.8 Changes of minor-loop coefficients WF0, Hc and creep strain during creep (25 MPa, 923 K).
Fig.7 Relationship between WF* and Ba*
at t/tr =0, 0.36, and 0.83 (25 MPa, 923 K). 180 200 220 240 260 280 6 8 10 12 0.8 1.0 1.2 1.4 1.6 C oer ci ve f orc e, Hc [k A/m] Mi nor -l oop co effi ci en t, WF 0 [k J/m 3] Hardness, Hv : WF 0 :Hc 923 K, 25 MPa
Fig. 9 Relationship between minor-loop coefficients WF0, Hc and Vickers’ hardness (25 MPa, 923 K)
3.5 組織観察
クリープ損傷によるCr-Mo-V 鋼の主たる組織劣化 は、 (1)炭化物の析出および粗大化 (2)転位組織の回復（転位の再配列、転位の消滅） が挙げられる17)。その観点から微細組織の変化をEBSD 法と TEM により調べた。Fig.11 にt/tr =0.83
のEBSD 法による組織観察と KAM（Kernel Average
Misorientation）18),19)マップの測定結果を示す。これ までの研究結果からFig.11(a) に示す析出物(図中の 矢印)は、 Cr-Mo 系の炭化物(M23C6と推察) 6)の析出 物であることがわかった。Fig.11(b)において、 黒 線は隣接する測定点間で5°以上方位差があった場 合の境界を示す。今回の測定には六角形のグリッド を用いていることから、隣接する6 点との方位差の 平均である。この値には転位の存在による方位の揺 らぎに加え、 EBSD の方位決定誤差も含まれる。ま
た赤線はCSL(coincide site lattice:対応格子) 20) 粒
界を示す。CSL では、粒界をはさむ両結晶の対応度 を表す指標として結晶の単位胞に対応する対応格子 の単位胞の体積の割合の逆数で定義される値を用 いる。ここでは27b を用いた。値が大きくなると ランダム粒界との特性の差が小さくなり、物理的に 意味のある値は29 程度であるという報告もある21) 。 以前の研究から、黒線で囲まれた領域はブロック粒 界と等価である22),23)。 Fig. 12 にはt/tr =0、 0.21、 0.54 と 0.83 でのブ ロック境界の粒径の分布を示している。ブロック粒 径は、 個々のブロック粒の面積を計算し、粒形が球 状であると仮定して求めた。分布の中心は、クリー プ進行にともない大きな値へ移っている。 Fig. 11、 0.0 0.2 0.4 0.6 0.8 1.0 0.1 0.2 0.3 0.4 0.5 0.0 0.2 0.4 0.6 0.8 Life fraction, t/tr :Size Distance [ m ] (b) Carbide 0 1 2 3 4 (a) Block-boundary Gr ai n size [ m] C ar bide si ze [ m] :Size :Distance 923K, 25 MPa
Fig.13 Microstructural evolution as creep progressed (923 K, 25MPa): (a) change of the average block boundary size, and (b) change of the average size of carbides and distance between carbides. 0.1 1 10 0.00 0.03 0.06 0.09 0.12 0.15 :t/tr=0 :t/tr=0.22 :t/tr=0.54 :t/tr=0.84 Are a Fra ction Grain Size [m ] 923 K,25MPa
Fig.12 Distribution of block-boundary at
t/tr=0 (before creep), 0.21, 0.57 and 0.83
(creep samples, 923 K, 25 MPa).
Block boundary Precipitate 20m 20m 10m 10m 10m 10m Block boundary Precipitate 20m 20m 10m 10m 10m 10m 10m 10m
Fig.11 (a) EBSD observation and (b) KAM map
of specimen at t/tr=0.83 (creep sample, 923K,
25MPa. Black lines correspond to boundaries misorientation >5 degree and red lines correspond to low grain-boundary < 27b.
Fig.10 Change of thermoelectric power (TEP) as creep progressed (25 MPa, 923 K).
0 10 20 30 40 50 6.0 6.5 7.0 7.5 8.0 8.5 923 K, 25MPa Creep strain [%] Ther m op ow er [ V/ K] : TEP
12 の結果をもとに、クリープ進行にともなう,(a) ブ ロック粒径、(b)炭化物の寸法と炭化物間隔の変化を Fig. 13 に示す。ブロック粒径と炭化物の寸法はクリ ープ開始からt/tr =0.5 まで徐々に増加し、その後急 増した。一方炭化物の間隔はt/tr =0.5 まで減少し、 その後増加していた。 Fig. 13 は、 ブロック粒の粗 大化と炭化物の凝集・粗大化が、加速クリープによ って加速されていることを示している。
次に転位組織の変化をFig. 14 に示す。Fig. 14(a)
は、 クリープ前の状態を、Fig. 14 (b)～(d)は、 それ ぞれt/tr =0.21、0.54、0.83 付近の組織を示す。図中 の上下方向が荷重方向である。 クリープ前の組織で は、伸長的なセル構造が数多く見られた。一部分、 等軸的なセル構造も見られた。いずれのセル境界も 明瞭ではない。セル内の転位同士は絡み合い、転位 密度は高い。Fig. 14(b)は、 Q-1がピークを(Fig.5)、 WF0及びHcが急激な減少が終わる(Fig.7)少し手前の 組織である。等軸的なセル構造が多く見られる。一 部伸長的なセル構造が見られた．セル内の転位密度 は高い。Fig. 14 (c)は Q-1が極小値を示し、 WF0及び Hcの再びの減少、 TEP の再増加する(クリープひず み: 15%)組織である。Fig. 14(b)と同様に、大部分が 等軸的なセル構造で、一部伸長的なセル構造やサブ グレインが見られる。サブグレインのサイズはFig. 14 (b)と同等程度であるが、セル構造のサイズは大き くなっている。セルおよびサブグレインの境界は、 Fig. 14(b)より明瞭になり、セルやサブグレイン内の 転位密度は低くなっている。Fig. 14(d)は、Q-1が急 増している組織である。大部分がサブグレインで、 一部等軸的なセル構造や伸長的なセル構造が見られ る。セルおよびサブグレインの境界はより一層明瞭 になっている。セルやサブグレイン内の転位密度は Fig. 14 (c)よりかなり低くなっている。等軸的なセル 構造の粗大化（t/tr =0.4～0.5）は、回復の開始を示 す。15)
4. 考 察
クリープ損傷にともなう多様な組織変化の中から 超音波特性に影響を及ぼす因子として、これまでの 研究から転位による吸収が減衰係数変化に最も大き く貢献すると考えられる24)- 26)。EBSD 法によるクリ ープ進行にともなう組織観察は、粒界特性の変化と 粒内のサブ組織の変化を別々に分けて行った。 大き な試験片と同様に6), 15)、TEM 観察から、クリープ進 行にともなう転位密度と転位長さを計測しGranato とLücke の弦モデル16)を用いて減衰係数の変化を実 験値と計算値で比較をした。弦モデルでは、転位の 振動を、粘弾性体中の弦の振動としてモデル化し、 減衰係数と転位密度、平均転位長さLとの関係を(a)
(d)
(c)
(b)
1m 1m Equiaxed cell structure 1m 1m Sub-grain Dislocation Elongated cell structure 1m 1m Sub-grain 1m 1m(a)
(d)
(c)
(b)
1m 1m Equiaxed cell structure 1m 1m Sub-grain Dislocation 1m 1m Sub-grain Dislocation Elongated cell structure 1m 1m Elongated cell structure 1m 1m Sub-grain 1m 1mFig.14 TEM images at (a) t/tr=0 (before creep), (b) 0.21, (c) 0.57, and (d) 0.83 (creep samples, 923 K, 25MPa). 0.0 0.2 0.4 0.6 0.8 1.0 10-5 10-4 10-3 10-2 In te rn al fri ct io n, Q -1 Life fraction, t/tr :Measured Q-1 :Calculated Q-1 Ag-2 923 K, 25 MPa
Fig.15 Comparison between calculated and measured internal friction, Q-1 in A
g-2 (around 550 kHz) (923 K, 25 MPa).
以下のように導いた。 4 2 1
A L f
(4) ここで、 A1は正の定数であり、剛性率、転位運動 の比粘性係数、転位の有効線張力、バーガースベク トルに依存する。このモデルによると、減衰係数は 転位密度、転位の平均長さLの4 乗と振動数 f の 2 乗に比例する。転位を釘付けする因子として転位網、 格子間不純物原子や点欠陥がある。ただし、注意す べきことは、式(4)がすべての転位を対象としている わけではなく、可動転位すなわち超音波のような低 応力波に対しても振動できる転位だけを対象にして いることである。Fig. 15 に Ag-2 (550 kHz 近傍) に おける内部摩擦 [Q-1=/(f)]の変化を実験値と計算 値を示す。転位密度および転位長さは文献6)、15)の結 果を用いた。Fig.15 を見ると計算値 Q-1の変化は実測 値Q-1の変化と対応しており、 これは大きな試験片 と同様に内部摩擦変化の主要因が転位振動によるエ ネルギー吸収であることを強く裏付けている。 材料中の格子欠陥は磁気弾性相互作用を介して 磁壁移動を妨げるため、 マイナーループ係数および 保磁力は、格子欠陥の密度や種類に強く依存するこ とが知られている9),10)。本研究のクリープ損傷過程 において、磁壁移動に影響を及ぼす因子として、粒 界、析出物、転位、ボイドや微小き裂（ごく末期に 発生）であると考えられる。 ここで、クリープ進行にともなう組織と非破壊評 価特性 (内部摩擦、磁気特性、熱起電力),の変化を整 理した結果をFig. 16 に示す。その変化を 4 段階に分 け説明すると以下のようになる15)。 (I) 遷移領域(0 < t/tr < 0.1)：析出と軟化がクリープ 開始直後から起きる。クリープひすみ速度は減少す る. 転位の密度の急増は見られない。その結果、 超 音波特性に大きな変化はない。クリープ前は、転位 密度が高いためブロッホ磁壁はセル境界、転位に強 くピン止めされ、 マイナーループ係数及び保磁力は 高い値を取るが、 炭化物の凝集・析出粗大化によ りピン止め箇所の減少により減少する。熱起電力は 増加する。 (II) 定常領域(a) (0.1 ≤ t/tr < 0.25) ：転位の増殖 が始まり、セル内、サブグレイン内の転位密度が増 加する。伸長的なセル構造から等軸的なセル構造に 変化する。セルの粗大化、析出物の凝集・粗大化が 進み硬さの低下が起こる。析出物の凝集・粗大化は、 固溶炭素や転位線上の固着点長さの増加を引き起こ し、転位が動きすくなり24)、 その結果と L の増大 から内部摩擦も増加し、 マイナーループ係数及び保 磁力は低下する。 (III) 定常領域(b) (0.25 ≤ t/tr < 0.5) ：この段階は、 ひずみ速度がほぼ一定下でのクリープが進行し、セ ル境界の形成が活発になり、等軸的セル構造が全体 を占め、一部サブグレインに移行する27)。析出物の 凝集・粗大化、セル形成が更に進む。セル壁を形成 する転位密度は増加する。一方、セル及びサブグレ イン内部の転位密度は低下する。セル内の可動転位 密度は減少し内部摩擦は減少する。その結果、内部 摩擦の極大値が現れる。析出物間隔の減少率の低下 は、マイナーループ係数及び保磁力の減少を抑制し、 ほぼ一定になる。析出物のサイズの増大は、熱起電 力の増加を引き起こす。定常クリープ領域の内部摩 擦の増減は、ひずみ硬化と転位の回復による組織変 化を示している。 (IV) 加速領域(t/tr > 0.5) ：この段階は、ひずみ速 0.0 0.2 0.4 0.6 0.8 1.0 0.0 0.2 0.4 0.6 0.8 1.0 (II) St rai n rat e St ra in Life fraction, t/tr :Strain :Rate (IV) (III) :Q-1 Q -1 (I) Mino r l oop coef fi cient, WF 0 :Minor loop T her mopower TEP Di st an ce between car bid es Carbid e size :Size :DiatanceFig.16 Summary of the relationship between microstructure evolution and change of NDE
度が急増し、析出物の凝集・粗大化が加速される。 クリープ進行にともなうさらなる全転位密度の増加 は、内部エネルギーを上昇させ、セル構造の転位網 に回復を起し、サブグレインの形成を加速する。そ のサブグレインの成長により内部転位密度の低いサ ブグレイン形成される。そのサブグレインを核とし て再結晶化が起こる28)。また粗大化した析出物は、 サブグレインの形成や再結晶を起きやすくしている 29)。 その結果の急激な低下と L の増加により内部 摩擦が増加する。析出物凝集・粗大化の加速は析出 物間隔を増加させ、サブグレインの形成と再結晶に よる転位密度の減少によりマイナーループ係数及び 保磁力の減少をもたらす。熱起電力は極大値を示し た後、増加する。 t/tr =0.20 付近で現れた Q-1の極大値、 WF0及び Hcの一定と熱起電力の増加は定常クリープの開始で あり、 回復の開始である。 さらに、 t/tr =0.50 付近 のQ-1の最小値、 WF0とHcの減少開始点と熱起電力 のピークは加速クリープの開始に対応すると考えら れる。 セル・サブグレインサイズの増加はマイナールー プ係数及び保磁力を減少させる。一方、転位密度及 び析出物サイズの増大は、逆に増大させる効果を持 つ。9),10) マイナーループ係数及び保磁力がクリープ 過程全般に亘って減少していることを考慮すると、 磁気特性は主としてセル・サブグレインサイズを反 映していると推測される。 内部摩擦の計測と同様に、熱起電力とクリープ条 件との相関カーブにおいても同様のピークが確認さ れているが（Fig.10 参照）、ピーク位置やピークの鋭 さは若干異なっている。現段階では、両ピーク間の 理論的な相関は未だ解明されておらず、今後さらに 詳細な研究が必要であると考えている。 材料内部の組織変化を捕らえられる異なる非破壊 評価法を用いることにより、それぞれの評価法の長 所を利用することができ、精度の高いクリープ損傷 評価が可能なことがわかった。例えば、クリープ初 期の転位組織の変化では、超音波法や磁気手法を、 後半の炭化物の凝集・粗大化が加速する領域では、 熱起電力法を用いるというような方法が考えられる。 しかし、様々な微細組織変化が複合して超音波特性、 磁気特性、熱起電力に影響を与えている可能性もあ るため、今後更なる検討が必要である。また実機適 用のために計測方法についても検討を行っている。
5. 結 論
Cr-Mo-V 鋼のクリープ損傷を、複数の研究機関に おいて種々の非破壊的評価（超音波特性、磁気特性、 熱起電力）をした。超音波法では電磁超音波共鳴法 による内部摩擦を、 磁気的特性では磁気ヒステリシ スループ特性を、そして、熱起電力で評価をした。 (1)内部摩擦はクリープ寿命の約 20％で極大値を、 寿命の約50%で極小値を示した。その変化は従来か らの体積型EMAT を用いた超音波減衰と対応してい ることが分かった。その転位による吸収減衰に支配 される。 (2)マイナーループ係数及び保磁力は、クリープ損 傷にともなう微細組織変化に敏感であった。 飽和 磁場を必要としないため、 クリープ損傷評価に有 効な手法の一つである。 (3)熱起電力は、 寿命の 50%程度でピークを示し た。その点は析出物の凝集・粗大化の加速と一致し ていた。 (4)超音波特性、磁気特性、熱起電力の変化は、 ク リープ損傷中の微細組織変化の変化に敏感であった。 しかし、理論的な相関は現段階では未だ解明されて おらず、今後より詳細な研究が必要である。参 考 文 献
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