異種材溶接継手の疲れ破断特性に関する研究（第2報）

異種材溶接継手の疲れ破断特性に関する研究（第2報）

一き裂伝播特性について一

渡 辺 正 紀＊ 藤 原 ^敏：＊＊

（昭和53年4月28日受理）

Study on Fatigue Failure Behavior of Dissimilar Welded Joints （Report 2）

一 Behavior of Crack Propagation 一

Masaki WATANABE＊ and Satoshi FuJfwARA＊＊

（Received April 28， 1978）

 in the previous paper， rnainly about the fatigue crack initiation part and its propagation path in dissimilar welded joints having the different angle between maximal principle stress direction and welding direction was descrived．

 The stress intensity factor has been shown to be a useful pararneter in the study of fatigue crack propagatiQn and it is well @known． Then， authors have studied in this paper on the relation between the fatigue crack propagation rate in

each ．struqture parts of dissimilar welded joint and the stress intensity factor．

 As the result of this investigation， fatigue crack prepagation rate in decarburized part has been found to be more speedy than the rate in parent metal． Cin the other hand， very hard carburized part was found to reduoe the crack propagation rate and marked retardation in crack propagation rate occured at the time the tip of crack reached the carburized part．

1． 緒 言

 化学工業プラントなどにおいては，特に各装置の使用環 境の違いに応じて非常に多種の構造用材料が用いられてお

り，必然的に異種材料の溶接が行なわれている。

 前報1）においては，異種材溶接継手として最も一般的で ある，オーステナイト系ステンレス鋼とフェライト系鋼と をオーステナイト系ステンレス鋼溶接棒にて溶接した継手 の平面曲げ疲れ試験を実施した。その結果，稲幹を削除し た平滑材の疲れき裂発生位置は後熱処理を施した場合，脱 炭層部となり疲れ強さは低下する。斜め突き合せ継手で

は，き裂の発生位置により伝播径路が異なる。そのため，

破断形態としては最大主応力面と一致する直交型破断と溶 接線に沿う斜め破断型とに分けられる。．．さらに，φ1mmの 円孔を施しき裂の発生位置を規定してその伝播径路を調べ

＊大阪大学溶接工学研究所（現，大阪産業大学）

＊＊金属工学科

たところ，伝播径路はき裂前方の硬さ分布あるいは組織分 布に影響されることが明らかとなった。

 これらの結果より，一般に鉄鋼材料の疲れによる破断は ほぼ最大主応力面に一致すると言われているが，これらは 均一材を扱ったもので，溶接継手のごとく不均質材になっ ている場合には必ずしも最大主応力面で破断しない場合が あり，溶接継手材の疲れき裂伝播を扱う場合には材料の不 均一性と最：大主応力方向との総合効果を考慮する必要があ るものと考えられる．。これまで，溶接部の材質の不均一性 を考慮に入れて疲れき裂の伝播を扱ったものとして，K．R．

Douseら2）の報告あるいは，一般構造用鋼材の層状組織に 着目した原田3）の報告があり，平面曲げ疲れ試験で表面き 裂の進行を調べた研究4〜6）はいくつかある。FErdoga纂7）ら は応力拡大係数によって整理すると平面曲げと引張圧縮の き裂伝播速度はある関係を持って対応することを示してい

る。

 そこで本研究では，前報と同様の溶接継手を用い，き裂

の伝播という観点から実験を行ない，き裂前方の硬さなら びに組織分布のき裂伝播特性におよぼす影響について調 べ，より一般性のある応力拡大係数で整理し検討を行なっ

た。

2．実 験 方 法

 供試材料は前平と同一の化学組成ならびに機械的性質を 有する2Y4cr−1Mo鋼とSUS32鋼とをD309相当棒にて溶接

したものである。

 試験片採取要領は，疲れ試験時の最大主応力方向と溶接 線方向とがなす傾向（θ）を変化させた。すなわち，両方向 が直交するθ・・90。，平行になるθ＝0。ならびに比較のた めに用いたθ・＝60。の三種類の継手から試験片を採取し

た。

 後熱処理としては，前報の平滑材の試験において繰返し 応力の大小に関係なく全て脱炭層部にて破断が生じた，

730℃で50時間の条件を採用した。

 試験片形状および寸法をFig・1に示す。切欠位置は熱影 響部および脱炭層部である。Fig・1（b）はe＝・O。の場合のも のであるが，切欠麟から融合線までの丁丁約3．5㎜と した。なお，一部は比較のため1＝7．Ommのものを準備し

た。 堰網＃

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   ．N

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し上＝＝亨9＝±4

     100

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一7

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Fig．1 Shapes and dimensions of test specimen

3．実験結果ならびに考察

2％Cr−1Mo鋼母材ならびに溶接継手の各部に切欠を付け たものの疲れ試験結果を一括して示したものがFig・2であ

る。

呈 23皇

建20鴇皇

en 17

星瞬 く14

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：：：。嘉聯鷲、剛

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 ●くDO・O・∠皿コ

＼添

 材料の表面状態により疲れ強さがかなり影響されること はよく知られている。特に曲げや涙りの繰返し荷重を受け る場合，応力の分布は表面で最大となる。このために試験 片表面は，き裂の発生・伝播の測定を容易にする目的をも 含めてエメリー紙で充分に研磨した。試験中のき裂長さの 測定には光学顕微鏡をマイクロメーター付きの十字動ステ ージ上に設置したものを用いた。その測定精度は1／1000 mmである。なお，用いた疲れ試験機は前郷と同様のシエ

ンク式平面曲げ疲れ試験機である。

io5 io6 io

  Number of cyctes to failure  Fig．2 Results of fatigue test

 図より，最大主応力方向と溶接線方向とがなす傾角θ講 90。で脱炭層部に切欠を有するものの時間疲れ強さは，平 滑材の疲れ試験結果からも推測できることであるが，

2Y4cr−1Mo鋼母材部のそれよりも低下する。しかし，同一 後熱処理条件でもθが60。，0。となるにしたがって時間強

さは明らかに増加する。θ＝0。の場合の結果は，切欠底か ら融合線までの距離1＝3．5mmのものであるが， AS weld 材，後熱処理材のいかんを問わずθ＝90。の熱影響部に切 欠を有するものの時間強さとほぼ同じになる。θ＝60σの 場合の切欠位置は，直交破断型・斜め破断型をとわずいず れも脱炭層部である。このため直交破断型の場合のき裂の 伝播過程の大部分はCr−Mo鋼母材部となるのでCr−Mo鋼 母材部の試験結果とほぼ一致するものと考えられる。しか

し，斜め破断型の場合，き裂は全域にわたって脱炭層部を 伝播するにもかかわらず時間強さは直交破断型のそれと大 差は認められないが，θ＝90Qの脱炭層部のそれよりは増 加する傾向が認められる。θ＝90。と60。とのこの差は，

き裂の伝播径路の違いによるものと考えられる。

 以上のことより，同一切欠を有する試験片においても時 間強さに明らかな差異が生ずるが，これは各組織部のき裂 伝播速度を含めた伝播特性が異なるものと考えられる。

  3・2疲れき裂伝播特性

 Fig・3は繰返し応力が23kg／mm2の時のき裂地さと繰返 し数との関係を示したものである。図より同一繰返し付加 応力にもかかわらず，き裂の成長は伝播部の組織の違いに よる影響を大きく受けることが認められる。すなわち，

θ一・90。の脱炭層部，Cr−Mo鋼母材ならびにCr−Mo鋼熱影

一i4一

二部の三者を比較した場合，伝播部の硬さの上昇にともな い単位繰返し数当りのき裂成長は遅くなりこれにともない 寿命は増加する。これらの三曲線は通常の均質材を扱った 疲れ試験により得られる傾向と同一である。

20 8

 6   4   2   0︵EE︸而︑62Φ一面而δ

8

ハ0︻﹂

解細勢〆

  『  ノ      ノノ

1 ノ ／，擁瓢、

 1 ！ ノ．ノシ

／輪編ンa。。23kg，mm2

  0123456789 10

       N・mb釘。f・y・les，N（・105）

Fig．3 Relationship between crRck length and number    of cycles

 しかし，き裂前方の組織が不均質であるθ＝0。の場合＊

は，前出の三曲線とは異なったき裂の成長をすることが図 よりうかがえる。すなわち，θ・＝O。の後熱処理材において はき裂長さが約8．5mm 9．5mmにかけてその成長速度が非 常に遅くなっている。KR】Douseらは低合金鋼溶接継手 において同様の傾向があることを報告している。このよう なき裂の挙動はき裂前方の硬さ分布に影響されているもの と考えられる。また，Cr−Mo鋼母材部ならびに熱影響部の き裂成長挙動の違いからも推測できる。

 そこで，これらのき裂長さと繰返し数との関係線図より それぞれのき裂伝播速度（da／dn）を計算した。

 荷重の負荷方法や試験片形状の異なる場合にも一義的に き裂先端の応力場の強さを表わす応力拡大係数の考えを本 研究でも採用し，実験結果の解析を試みた。

 曲げに対する応力拡大係数としてはBowieが片側き裂を 有する薄板の曲げに対して示した式8）を用いた。

一 （1）

10r3

Kmax＝1．005・σmaxゾ α

 ここで，aは人工切欠を含んだき裂長さである。また，

本実験では両振曲げであることから，σmax・・＝ ffaとなり実 際にはσa＝6M／bh2である。

 応力拡大係数の最大値Kmaxとき裂伝播速度da／dnの 関係をCr−Mo鋼母材部ならびに熱影響部について求めた ものがFig・4であり，脱炭層部でのものがFig・5である。

 Fig・4および5から，それぞれの応力振幅に対してき裂

＊添字8．5は切欠底から融合線までの距ee 1を衰わす。

         4

@ 

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P0

︵Φ回り達ε⊂3u

（

5

一︵︶1

︹o焉α盈︒ヒ老毎b↑oΦ㌔に

10．6

      。σra ＝ 23㎏ノ㎜2       ム   20

−ftM （：（2g．o cx21hr71heettnet）

       30 50 100

     Range of stress intepSity factor         Kmax． （kg・mnii）

Fig．4 Relationship between rate of crack propagation    and range of stress intensity factor

lom3

︵Φ豆∪＼Eε︶．誤u       1に︒円田区︒﹂α着可む↑oΦ彰歪

6

一〇1

214Cr−IMo （BM）

 （ Fu［［ ann．）

e cra・23kgノ㎜2 あ   20

−    17 ロ   17  （290bc x 3hr heat treet 21eCr−1卜》髪）（トLA．Z．） ．

o Cra＝23k［ilmm

   20

ト^1唐80

郵● ム鱒▲

レ

        30 50 100

      Range of stress intensity f．actor          Krnax ， （ kg・rnFn−i）

 Fig．5 Relationship between rate of crack propagation     and range of stress intensity factor

の比較的短かい期間には速い速度で伝播は開始され声々に 速度を落しながら，やがて応力振幅の大小に関係なくある 共通の直線関係をとるようになることがわかる。き裂伝播 の初期におけるda／dnを切欠位置の異なるものについて比 較してみると，脱炭層部のda／dnが最も速く順次母材部，

熱影響部とその値は小さくなる。これはFig・3からも推測 できる。き裂伝播の初期段階にだけみられる下に凸になる 傾向は人工切欠による応力集中の影響と考えられるが，詳 細は後述する。

 da／dnとKmaxとの関係を両対数表示すると，次式で表 わされる直線関係が特異と思われるき裂伝播の初期の部分 を除いて成立する

       の

    da／dn＝C・Kmax       一（2）

 応力拡大係数のべき数mについてParisらは〃z＝4が一 般的であるという理由からtt四国則 を提案9）した。

 本研究の場合，試験が面外曲げであることよりき裂形状 が板厚方向に垂直とはならず，表面き裂が板厚中央部のそ れに対して先行しKの評価が困難であるが，実際に測定で

きる表面き場長さを用いて薄板の曲げのKを求めると軸方 向引張・圧縮試験と同様に（2）式が成立する。Fig．4およ び5から求めた各組織部のm値は，Cr−Mo鋼母材部で6．2，

熱影響部で3．6，また，θ＝90。の脱炭層部で6．0となった。

この結果より，〃zの値は4を中心にある範囲を有するもの と考えられる。

 McEvilylo）によれば高延性材料で高いm値をとる傾向が あるとし，Gurneyll）によれば降伏点依存性があり降伏点 の低いものほど高いm値をとると言われている。さらに は，北川12）らが多くの実験結果を整理した結果，mは1 から7の範囲で各種の値をとりうることが明らかにされて いる。本実験結果より得られたm値もこれらの考えによる 傾向とよく似ているが，脱炭層部のその値が母材部のもの より小さいのは脱炭層に隣接する侵炭層がき裂伝播に影響 しているものと考えられる。

 両図から同一のKmax＝80における各組織部のda／dnを Cr−Mo鋼母材部を基準として比較すれば，熱影響部および 脱炭層部のそれは約0．4倍および1．7倍となり脱炭層部の き裂伝播速度が最も速い。さらにき裂伝播の初期における 母材部と脱炭層部とのda／dnを比較すれば後者は前者のそ れの約4倍となっている。これらがFig．2に示した時間強 さに影響しているものと考えられる。

 以上はき裂前方の組織が同一のものの場合であるが，溶 接継手で傾角θが0。の場合，すなわち，き裂前方に低硬度 の脱炭層部あるいは非常に高硬度の侵炭層部が直交してあ る場合にはき裂伝播挙動が他のものと異なることが考えら れる。

 Fig．6は人工切欠を含めたき裂長さとda／dnとの関係を 示したものである。掌中にはGr−Mo鋼母材部ならびに熱影 響部のものをも比較のために示す。き裂前方の組織が同一 視できるこの両者のき裂伝播挙動は，表面き裂が約2！nm＊

の点でいずれもda／dnは最小となりその後単調に増加す る。一方，切欠底から約3〜3．5㎜離れたところに融合線 を有する継手の後熱処理材においては，き裂の伝播は融合 線近傍で特異な挙動を示す。すなわち，本来ならば表面き 半長さが約2㎜の付近でda／血は減少から増加に移行す るようであるが，継手の場合この付近以降約1mmの間が 脱炭層部となるにもかかわらずその値はほぼ一定となり，

融鎌部で急灘da／dnは渤する。その後も約2㎜の 間ほぼ一定のda／dnをとった後に単調にその値は増加す る。この原因としては，後熱処理により融合線を境に脱炭 層ならびに侵炭層が生成しこの部分の硬さの違いによる変 形能の違い，さらには表面と内部のき裂伝播挙動の違いが 影響しているものと考えられる。

3       4一〇      一〇

︵Φ豆u︑∈EV日雀

嶋     ・50

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ユリ煙uもΦ㌔匡

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o 2iatr−IM）Cfult arm．） ae＝23kgltTtna n Joint ozgo （HAz） 23

△Jo耐 g富d （Fbst heated）23

▲  Joint    O^望げ （ @         ）  響 7

      ト炉ノ

    5 6 7 8 9 10 11 12

        Crack tength （mm）

Fig．6 Relationship between rate of crack propagation    and crack length

 いずれにしても，このような継手のda／dnが短区間で急 変する場合には，先に示したFig・4あるいは5のような da／dnとKmaxとの関係線図の上ではき裂の挙動を明確に 表示することは出来ない。

 3．3 板厚内部のき裂形状

 軸方向引張による疲れき裂の形状はPhoto 1に示すよ うに板厚方向にほぼ直線となりK値の評価値容易である。

しかし，平面曲げの場合，試験片の応力は最大であり内部 に入るにしたがい応力は小さくなり板厚中心で零となる。

このため板厚内部のき裂形状は直線とはならない。Fig・7 に平面曲げによるき裂形状の模式図を示す。加熱着色法

＊図中のCrack lengthでは約7mmに相当する

一16一

N・・Ch−P講翻鯉・th・一・・372−

Photo 1 An example of crack shape due to axial load     fatigue test

（290。C×2hr．）を用いれば，すでにき裂を生じた面は temper◎olorに着色されるため内部のき裂形状を知ること が出来る。そこで，試験片を実験途中に試験機からはずし 加熱着色法にて着色し，再び実験を続行し破断させて試験 片内部のき裂形状の観察を行なった。

      M     t

一・…^ｺ卜・、

      N

a＝50＋t

   ご  ＼、

     、       、       、        、        、 _N

x

M

Fig．7 Schematic diagram of crack shape due to    bending fatigue test

 Photo2に観察結果を示す。（a），（b）および（c）はCr−Mb 鋼母材部のものである。まず，Fig．4のき裂伝播の初期に da／dnが低下する現象とき裂形状との関係を調べた。（a）か

らわかるように，き裂の発生は切欠底の試験片表面にはじ まり表面き裂の伝播とともに内部へも伝播する。これにと もないき裂面が順次増加するために新たなき裂を形成する にはより多くのエネルギを必要とする。このためにda／dn が低下するものと考えられる。いずれにしても，き裂は

（b）に示すごとく表面で最も長く内部に入るほど短い，そ して中立面に対して対称である。

 da／dnの増加開始はF ig・6にも示すように表面き裂が 約2〜3㎜の時にはじまるが，これは内部のき裂が中立面 に達する時期とほぼ一致している。また，この点は応力振 幅の違いにより異なる。これは（b）および（c）からもわ かるが，Fig．7に示すごとく表面き裂長さと中立面でのき 裂長さとの差で表わされる10は応力振幅の大きいものほど 大きくなる。このために応力振幅の大きいものは小さいも のよりda／dnの増加開始時期は遅れる。これらのことより da／dnの増加は中立面でのき裂伝播と対応しているものと 考えられる。このような内部き裂の形状はWiniamsら13）

が曲げを受ける合成樹脂のき裂形状について調べ，楕円曲 線となると報告しているが，その結果とよく似ている。

 以上は均一材質の場合のき裂形状であるが，Fig．6にも 示すごとく融合線近傍で特異なき裂伝播挙動をとる溶接継 手材についてもき裂形状の観察を行なった。

 （d）は表面き裂が侵炭層に到達した後のき裂形状を示

（a）

（c

N・・Ch−於｣艦騨

    aa＝23kg／mm2

Surface crack length 1 ＝＝8． 250mm

aa＝23kg／rnm2

Photo 2

（b）

Notch．1 Surface crack length      1＝3．650mm      aa＝17品目／mm2

（d）

      e＝oe． Cr−Mo stee1        

      aa＝＝171rg／mm2 Crack shapes due to bending fatigue test

      一1．一

      WM

Surface crack length 1＝2．896mm

す。各部の組織の違いもあり写真からはわかりにくいが，

顕微鏡的に観察すると10が他のものより少し短かくなって いた。このことは，表面き裂のda／dnが侵炭層により強く 抑制され低下している間の内部き裂のda／dnは表面のそれ よりも大きいことを示唆しているものと思われる。また，

内部のき裂伝播にともない表面でのき裂伝播に要するエネ ルギーが満足されるために侵炭層をも貫通するものと考え られる。さらに，表面き裂が侵炭層を通過後も約2㎜の 間da／dnがほぼ一定となるのはこの間内部のき裂が順次侵 炭層を通過するためで，その後のda／dnの増加は他の均一 材質と同様の挙動をとるものと考えられる。一方，表面き 裂長さだけからすれば本来ならばda／dnの増加過程に相当 する侵炭層に到達する前の約1㎜の間のda／dnがほぼ一 定となるのは，この時点ですでにき裂伝播が非常に高硬度 の侵炭層の影響を受けているものと考えられる。

4． 結 言

 2Y4Cr−1 Mo鋼完全焼鈍材ならびにこれと』SUS32鋼とを D309相当棒で溶接した，異種材溶接継手のき裂伝播特性 におよぼす各組織部の影響を知るために，片側切欠を有す る試験片の平面曲げ疲れ試験を行ない，き裂伝播特性を応 力拡大係数を用いて比較・検討した。

 得られた結果を要約すると以下のようになる。

1）熱影響部の時間疲れ強さは母材部のそれよりも高くな  るが，脱炭層部の時間疲れ強さは母材部のそれよりも低  くなる。傾角θ＝60。における破断形態の違いは寿命にそ  れほど影響せず，それらの寿命は偉材部のものとほぼ同  程度となる。

2）平面曲げの場合，き裂伝播の初期段階にda／dnが減少  するが，ある時期にそれは増加へと移行する。その後は  軸方向引張・圧縮試験結果と同様に応力振幅の大小に関  平なくKmaxに対してある直線関係に入り， da／dn＝

 C・Kmax の式で表示できる。その結果，母材部，脱炭  層部ならびに熱影響部のm値はそれぞれ6．2，6．0および  3．6となった。

3）加熱着色法により内部き裂の形状を観察した結果，初

期のda／（inの減少過程は，表面き裂の伝播にともない内 部方向へも伝播しき裂面の増加過程で，その後のda／dn の増加開始点は，内部き裂が中立面に達した時期と対応 しているものと考えられる。また，表面き裂長さと中立 面でのき裂長さとの差は応力振幅が大きいほど大きい。

4）継手の後熱処理材θ＝・O。におけるき裂伝播は他のもの に比べ非常に異なった挙動を示し，表面き裂が侵炭層に 達した後にda／dnは急激に低下する。その後も内部き裂 が順次侵炭層を通過するために，き裂が中立面の侵炭層 を通過するまでda／（inは増加へと移らないようである。

この結果，高硬度の侵炭層がき裂伝播を強く抑制してい るものと思われる。

参 考 文 献

1）渡辺・藤原，津山工業高等専門学校紀要，No．15，

        （1977） p．3t−vl1

2 ） K．R．Douse ＆ C．E．Richards， Metallurgical Transaction，

        2 （1971） p．599tv603 3）原田，学位請求論文（大阪大学），（1976）

4）平，本田，阿部，日本機械学会論文集，31，221         （1965）， 39

s ） T．W．CoOker ＆ E．A．Lange， Welding Journal         46（1967）， 322−St−

6）西谷，真谷，日本機械学会論文集，34，258         （1968）， 620

7） F． Erdogan ＆ R． Roberts， Proc． lst． lnter． Conf．

        Fracture． JSSEM， Japan 1 （1966）， 341 s ） R． Roberts ＆ T． Rich， Journal of Applied Mechanics，

        34 （1967）， 777

g ） P． C． Paris ＆ F． Erdogan， Trans， ASME， Ser． D         85−4 （1963）， 538

10） A． J． McEvily ＆ R． C． Boettner， Acta Metallurgica，

        11 （1963）， 725

11） T． R． Gurney， Welding institute Research Report         E 18／12／68 （1968）

12）北川，三角，機械学会，ttew壊力学の応用と拡張         シンポジウム集，（1971）

13） J． F． Williams ＆ R． D． Ewing， Fracture Proc． 2nd         Intern． Conf． of Fracture， （1969） 119

一18一