九州大学学術情報リポジトリ

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Kyushu University Institutional Repository

微視的変形挙動の観察に基づく工業用純チタンの疲 労強度に関する基礎的研究

楠川, 量啓

https://doi.org/10.11501/3081246

出版情報：Kyushu University, 1994, 博士（工学）, 論文博士 バージョン：

権利関係：

第4章 疲労き裂伝ぱ挙動

4. ，緒言

ー般に材料の疲労破壊はき裂の発生と伝ぱの2つの過科からなる. したがって，

疲労挙動全体を把促する1--ではそのlïldんーの特性について|引らかにしておかなけれ ばならない. き裂が十分長く， 小規模降伏条件が満たされる場合， き裂伝ぱ速度 を応ノJ 拡大係数を用いて表すことが円T能(^:， G で， これ までに各極材料における伝 ぱ特性がデータ集(5 7 )などにまとめられている. しかしながら， き裂が短くなる と種々の原因によりき裂伝ぱ速度のハKによる表現が困難となり， ムK以外のパ

ラメータを用いた種々のアプローチについても検討されている(58 ) 序論でも述 べたように純チタンのき裂の伝ぱ挙動を破壊力学的に検討した研究がいくつか報 告されている(19) (27) (28) (29)

前章までは純チタンの初期疲労過程に注目し， 結品聞での変形拘束が大きいζ

とがき裂の発生と伝ぱの開始に密接に関係していることを明らかにした. 本章で は平滑材から最も鋭い切欠きとみなせる予き裂材までの種々の切欠き材において，

発生後伝ぱを開始した微小なき裂の挙動に結品間での変形拘束がどのように影響 しているか検討した. さらに線形破壊力学が適用可能であるような長いき裂に関 してき裂先端部近傍における微視的な変形挙動を観察し， 変形拘束の影響が残っ ているかどうかも検討した. また単一の過大応力を負荷した場合の伝ぱ挙動につ いて軟鋼と比較の上検討した

4.2実験方法 4. 2. 1試験片

実験に供し^た材料は第 3 章^で用い^た材 料と同質の工 業 用純チタン板であ^るが，

板厚は1 mm まで圧延されている. 熱処理として7000Cで1時間， 真空中で焼な ましを行った. 熱処理後の機械的性質を表4-^1に示す

試験片の形状および寸法を図4-1(a). (b)に不^す. 中央切欠き試験片[図4-1Ca)J については切欠き半径ρ = O. 21 _{m m} および ρ O. 5 mm の2種類^を準備した^. 片 側切欠き試験片 [図4-2Cb)J は予き裂^から^の丙伝ぱ試験用^のも^のである

長いき裂の伝ぱ試験については， ρ=0.21 mm の中央切欠き試験片を用いた.

表1 1

機械的性質

0.2%耐力 (MPa)

I

引張強さ _(MPa)

I

iljlび (児)

I

�破断応力(MPa)

I

平均結品粒径(μm)

I

表4 - 2

各切欠き材における試験応力幅

ρ (mm) O. _{21 0.5}

ムσ _{(MPa) 54 64}

* : Pre-crack

98

Center notch 2 -^{1 0} . ⁵

t 1

7 5

AHU AHHv eEEA

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Detail of center notchs

図4-1(a)中央切欠き試験片の形状(rnm)

2

-

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t 1

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7 5 1 0 0

ロOH∞ω」 日〕ω〉OEω巴

O AHU 〆hu mN.0N

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図4-1Cb)片側切欠き試験片の形状Cmm)

Ar-­ pb ，nu Art・

o e t a i I

また切欠き底付近の微小き裂伝ぱ試験においては切欠きを加工した後， 真空中で 5000C 1 時間の応jJ除去焼なましを行い実験に供した. 予き裂からの再伝ぱ試験 を11".うため， ji-制IJ l;JJ欠き試験片を応ノJ仮眠98 MPa の両振応力により， き裂を O. 5 mm 程度伝ぱさせた後， き裂先端部をO.25mm程度残して図4 1 (b)に示したハッ

チング印を放電加工で除去した. さらに前述と同じ応力除去焼なましを施し予き 裂試験片とした

4. 2. 2技. ，万以!検

試験機は自作のj由民サーボ疲労試験機(容量50kN アクチュエータおよびコ ントローラは島津製作所製〉を用いた. 切欠き底付近での微小き裂伝ぱ試験にお

いては， 各切欠き半径に対し応力幅を表4-2に示すように変えて試験した. 応力 比RはいずれもOで， 繰返し速度は20Hz とした. 長いき裂の伝ぱ試験において は応力l隔 ムσ一定(65.4 MPa)で応力比R = 0， 繰返し速度20Hz の荷重条件 で行った. 単一過大応力σ p は手動で負荷した.

き裂長さの測定は微小き裂に対してはレプリカ法を， 長いき裂に対しては交流 電位差法を用いて行った. 交流電位差法で用いた測定装置のブロ ック線図を図 4-2に示す. 切欠き両端の2箇所に純銅線をスポット溶接した電極聞に， 100 Hz，

1 Aの交流電流を供給する. このき裂を含む試験片をlつの電気抵抗とみなして ブリッジを形成し， き裂長さの増分に相当する電気抵抗の増加により生じたブリ ッジの非平衡分を直流電圧として取り出す. き裂長さは出力電圧の単調増加関数 として図4-3のように表されるので， この較正曲線をあらかじめ作成しておけば、

出力電圧からき裂長さが読み取れる. き裂伝ぱ速度は微小き裂， 長いき裂とも所 定繰返し数間でのき裂長さ増分の平均値として求めた.

応力拡大係数Kの算出には中央切欠き試験片のき裂に関してセカント公式(5 9 )

を， 片側切欠き試験片のき裂に関して多項式(G 0 )を用いた. また切欠き底から発 生した微小き裂に対するKに関しては西谷ら(GI )の解析結果から計算した. き裂 Ij�口荷重Pυpは， 長いき裂についてはき裂伝ぱ経路から1 mm 離した位置に貼付 したひずみゲージの出力と， ロードセルからの荷重信号とを引算回路により処理 した荷重変位曲線上での折れ曲がり点として求めた. ここで用いた引算回路をい 4-4に示す. また短いき裂については， き裂をまたぐように貼付したひずみゲー

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HiE& nHU ，aFEEL­nnH --E・E・-且 PL nt‘リ ハU

図4-2交流電位差法き裂長さ測定装置のブロ ック線図

15

3 ，..，. '" "''< T2

a=-2.16V"T+6.38yJ -2.33yL-+ 7.54Y+3.28

何回同阿岡阿

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fコ ぷω何-Mhv ハu nU e σ』U a 4・L O V 4・Lu nr ι・t j u 仕 O

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1.5

図4-3交流電位差法におけるa

-

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2 Cユ喝

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図組曲目Q溜回紙一mア司図

亡:=

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ロ-国』}∞

唱団04

ジH1ノJから長いき裂と同様な方法で求めた

4.3 長いき裂の伝ぱ挙動

応力的βσ 一定(65.4 MPa)のき裂伝ぱ試験において得られた疲労き裂伝ぱ速 度da dNと応力拡大係数範囲 .6 Kとの関係を図4 5 に不す. da d N ^ K I刻{系は パリス日IJに従っているようであるが da/dN .6 K曲線の傾きは/'::， K - lO M Pa・凋 付近を境に地加する似ILIJがある. .6 K壬10 MPa・、Iîïî において指数mは約 3 .7であ り， ムK>10 MPa ・仰においては約12となる. また1 0 7 回応力を繰返しても き 裂伝ぱが認められない下限界応力拡大係数範囲ムKl hをK漸減試験で求めた結果，

6Klh= 3.8 MPa ・伺 であった. このような^-.K二10 MPa ・掴付近でのda/dN の 遷移はWard Close 等の報告(� 7 )においても見られる. ^{- )J. 小川ら(}J 0 ;はじ業 用純チタンTP35を用いた笑験でda/dN-ムK 関係における傾きの変化が約 6

MPa・、Iñ!で生じ， 高ムKにおいて伝ぱ速度が本実験とは対照的に減少する傾向を示 すことを報告している

4.4微小き裂伝ぱ挙動

平滑材(球面ノッチを付した板状試験片， R=-1)において発生した微小き裂 の伝ぱ速度とき裂長さの関係を， 測定した試験片表面の状態、と併せて図4-6に示 す. き裂は表面における長さが約0.8 mmとなるまでは微視組織を反映して 伝ぱ速 度da/dNの増減を繰返しながら伝ぱしている. 多くの金属材料で， 平滑材の表面 き裂の伝ばにおいて組織の影響を顕著に受ける， いわゆる 微視組織的き裂の最大 寸法2cm がR= -1の場合， 結晶粒径dの8倍程度となることをTokajiら(6 2)は報 告している. 本実験では純チタンの2cm は約16dとなり結晶間の変形拘束が他の 材料に比べて顕著であることを示唆している

図4-7および図4-8 にそれぞれρ=0.21mmおよび0.5mm の切欠きに対する， 図 4-6と同様な関係を示す. 図中の記号A. Bは伝ぱ速度が急激に減速した点をぶ しており， 表面状態、の写真内記号と一致させている. これらの対応からもわかる ように伝ぱ速度 の急激な減速は微視組織の影響により生じる. すなわちき裂先端 部が粒界に達するとき. da/dN が減速する.

図4-9 ， 4-10にそれぞれ図4-7， 4-8のA部のき裂先端部の応力繰返しに伴う変

1 Õ4

1 Õ5

1 Õ6

φ一υ〉υ

\ εε ZU \ O℃

crack Large

R=O

1 Õ7

ムK l h

=

10 : _{10 20}

MPo-ゾ市 5

L1K

関係 図4-5長いき裂のda/dN-ムK

63

mω一ωho

\εE

2 5

2

2cm=O.8mm

fo nu --A

5

Z3\gu

2

0.5 1

-0.5 0

Crack length

1i

mm 図4-6平滑材での微小き裂伝ぱ速度

1Õ5

ム

Notch rad i us

ρ= 0.21

A / ム

ムム il ム

図4-7ρ二O. 21

mmの切欠きより発生した微小き裂のda/dN

a関係

Z℃\OU

1Õ7 0 10

円1門1

0.5

Crack length

1Õ5

ロ

Notch rαdius

ρ= O.5mm

ロ ]』J Il--ロ

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即日リ口リ

ロ11 ロ-4A ロ

ω υ 〉、

υ

E E ^-6 1 0 -

Z℃\ou

1Õ7 0 _{Crack length} ^0.5 行1打1 lO

図4-8 ρ= o.

5mm の切欠きより発生した微小き裂のda/dN

- ^a関係

:---_ _ � 、

N

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2 _x 1 0 ⁴

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20μm 6 _x 1 0 ⁴

図4-9図4-7 A部の連続観察

〈繰返し数Nは一番上のき裂の観察時を0とした〉

/

N=O

2 x 1 0 4

4 x 1 0 ₄

6 x 1 0 4

図4-10図4-8 A部の連続観察

<"""

�

，_，.

20μm

〈繰返し数Nは一番上のき裂の観察時を0とした〉

化をぶす これらの図より分かることは， き裂が粒界に達する以前に同一粒内で

微小なすべり帯が多数見られるようになり， 主き裂がそれらに沿って伝ぱするが，

主き裂先端の前方の結晶中にはすべり帯は観察されないことである. 伝ぱ速度が 急激に減速するのはこのように二つの結晶問で変形拘束が特に大きい場合に生じ るもであり， 極端な場合には， 図4-10に示すようにき裂は粒界を越えることなく，

同一の結品内でジグザグ状を呈しながら別の結晶内へと伝ぱすることが頻繁に観 察される. 図4-6に示した平滑材における伝ぱ速度の減速も同様な現象である.

ーん， I刈4-8において記号Cで示しda/dNが高い部分はすべり線がほとんど観察 されず， き裂は直線的に伝ばしている. このような挙動は結品のへき開面上での 割れによるき裂伝ぱ(^{3 3} )と考えられる

切欠き底から発生した微小き裂の伝ぱ速度を応力拡大係数範囲ムKを用いて整 理した結果を図4-11に示す. 図中には図4-5の長いき裂の結果も比較のため細線 で示した. い ずれの切欠き材においてもda/dNの変動は大きくムK によってこれ らを一意的に表現することは困難である.

き裂長さa と関口比U (= [Pmax-PopJ /ムP， Pmax， .最大荷重， ムP

荷重幅)およびa とda/dNの関係を図4-12に示す. 比較のため， 機械的性質が純 チタンと似ている軟鋼(σ B= 423 MPa， σs = 194 MPa， )切欠き材(ρ=O. 16 mm， R= -1)におけ る同様な関係(_{6 3} )も併せて示した. 軟鋼において応力振幅

σa=55MPaでは停留き裂となり， σa=65MPaでは停留しないき裂となっているが，

いずれの場合もき裂が短い範囲ではUの減少に伴いda/dNも低下し， 両者の間に は良好な相関がある. 従って軟鋼の場合， 微小き裂においてもda/dNをき裂閉口 現象を考慮、した有効応力拡大係数範囲ムKe f f によって表すことができる. しか し純チタン切欠き材の微小き裂(同図では長さ0.4mm 以下〉では， 軟鋼と比較し てda/dNの増減が大きく， 前述のように結晶間での拘束が大きいため組織の影響 をより顕著に受けda/dNとUの間には必ずしも相関があるとはいえず， ムKヒf f

によってもda/dNを表すことができない

予き裂から再伝ぱさせたときの微小き裂のda/dNとき裂長さの関係を， 表面で の伝ぱ状態と併せて図4-13に示す. 切欠き底付近での微小き裂の伝ぱ挙動と同じ くda/dNは微視組織の影響を顕著に受け大きく増減する. このda/dNとムKの関 係を図4-14に示す. ここでも図4-11と同様， ムKによってda/dNを表すことはで

ロ

1 Õ4

1 Õ5

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φ一υ\(υ\εε

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口

167

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10

MPo.ゾ市 ム

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一ハυ no

dEEE

微小き裂のda/dN-6K 関係 図4 -11

1Õ7

0

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Crack length

.、g4-12 U-da/dNのチタンと軟鋼の比較

10

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Pre- crack

=

。

0.4 0.5

m打1

0.3 length Crack

- a関係 予き裂からの再伝ばにおけるda/d

図4-13

1 Õ4

Large

1 Õ5

。一υλυ

\ εε

1 Õ6

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1 Õ7

Pre-cracJく

。

10 20 MPo.ゾ市

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勺ノ」

一ハυ no

予き裂からの再伝ぱにおけるda/dN-ムK 関係 図4-14

きない. また長いき裂 で得られたき裂伝ぱの下限界値ムKt h以下のムKにおいて も， かなり高い伝ぱ速度を示した

4.5 き裂伝ぱ中に起こる新しいき裂の生成と伝ぱ. 合体

切欠きあるいは予き裂から発生した純チタンの微小き裂が伝ばするとき， 新し いき裂が発生し， 最初のき裂の成長速度をしのぐ速さで成長して主き裂となった り， あるいは最初のき裂と合体して主き裂となることがある. この例を図4-15に 不す. 子き裂先端より約O.4mm ÛÎJノfの図'1'矢印の箇所にき裂が現れ， その後， 先 のき裂と合体して伝ぱを続ける. この現象も結品問の変形拘束が大きいことに起 叫するものであると考えられるが， 以下にこのことが生じる背景について物理的 考察を加える.

予き裂から発生したき裂を無限板中のき裂に置き換え， Dugdale のモデル(G 4 )

から計算した応力分布， および同じ寸法の塑性域を有する長いき裂， (すなわち

小規模降伏条件を満たす場合) についての 応力分布を重ねて図4-16に示す. 予き 裂先端付近， あるいは切欠き底近傍などの応力勾配が存在する場合の， き裂発生 に関係する表面層の厚さの概念に図4-16の応力分布を対応させて考えると， 軟鋼 などの表面層が薄い材料ではき裂が長い場合と短い場合で表面層内で平均的応力 に差がなく， 微小き裂であってもその先端のごく近傍での繰返し変形によりき裂 が伝ぱしていく. しかしながら純チタンでは表面層が厚いため， 層内の平均的応 力は短いき裂のほうが高くなり， き裂発生の条件を満たす結品が分布 する領域が 広がったことになる. 従ってき裂先端が粒界に近づいて伝ぱ速度が極端に減速し た場合， 図4-15に示したように伝ばしているき裂先端から幾分離れた箇所で， そ のき裂の影響を顕著に受けることなしに新たなき裂が発生するものと考えられる

以上の検討からわかるように純チタンの微小き裂に関しては ， 先端の極近傍の 応力状態、だけでは伝ぱ挙動を特徴付けることは困難であり， 比較的広範囲での応 力分布と関係があるといえる

4.6微小き裂の破面観察

ρ= O. 5mm の試験片の破面を巨視的に観察した結果を図4- 17に示す. 破面は長 いき裂の範囲も含めて全体的に微視組織を反映した様相を呈している. しかしな

官

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図4-15 予き裂から再伝ぱするき裂の連続観察 . .

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. . 8 -

N=O

x 1 0 4

3 _x 1 0 ⁴

0. 1 mm

〈繰返し数Nは一番上のき裂の観察時を0とした〉

200

200

o ()s 丘(171 )

芝 150

ul ω ω

L

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〕 2 0 、』

r ;;>""

Small crock

o 0.1 0.2 0.3 0.4 0.5

Distance from ⁰ crack tip ^mm

図4-16 Dugdale モデルによる長いき裂と短いき裂の応力分布模式図

roughness Schematic

zuμoz

工ω20十円凶

日司叶パ←一コニ一

間 明田瞳

200μm

切欠き底付近の破面のステレオ観察 図4-17

がらステレオ観察を行うと， _{ρ - O.} 5mmでは図中に矢印で示した範囲において粒 律よりはるかに大きい領域(0.3mm程度)を単位と する凹凸が見られた. この範

|立lは先にi&べたき裂伝ぱ初期の特徴的な挙動を 示す微小き裂の寸法とほぼ一致し ている. すなわち， このI'.!J 1'11が波数の箇所から発生した微小き裂が連結する過科 を)xlりとしたものであると考えられる

ρ O. 5 mm の試験片について微視的に破面を観察した結果を凶4 18に示す

( él )は|刈4 8の記号八に対応した場所での破面で， (b)は記号Cに対応した 場所での破|而である. 表面での伝ぱ速度が減速した部分の破面(_ä )においては 破線で示すような粒界に沿う微小な段が多数見られ， 主き裂先端が粒界に達する 以前に発性したすべり帯に沿ってき裂が伝ばしたことを示している. すなわちき 裂がj{リポの大きい結品を凶避して伝ぱしたことが破面観察からも示唆される 方， 表面での伝ぱ速度が高い部 分の破面(b )においては結品粒界を単位として へき開割れが生じたことを示唆する様相となっている. これらの破面観察からも，

き裂長さが短い場合の伝ぱ速度の増減は組織の影響， すなわち結品聞の変形拘束 の影響を顕著に受けた結果であることが分かる.

4.7長いき裂先端部近傍の微視的変形挙動

4.3節で述べたように従来の金属と同様， 純チタンにおける長いき裂の伝ぱ速 度da/dNもノマリス則に従う. すなわち(ムK) m に比例する. しかしながらき裂 先端の微視的変形には， き裂発生および微小き裂伝ぱ挙動と密接に関係していた 結晶間での拘束の影響が残っている可能性がある. この点を明らかにするためき 裂先端部近傍での局所的ひずみ分布を測定し， 軟鋼のそれと 比較検討した. 応力 闘ムσ一定〈二74MPa)で片側き裂を長さa =7.0 mm まで伝ぱさせた時点(_K m a x

-11.2 MPa.vm)で， _K m a x 二16.8 MPa.vmと なる単一過大応力の負荷前後のき裂先 端付近の観察結果を図4-19に示す. き裂先端付近の細線の交点を節点として図

4 20に示すような多数の三角形領域に分割した. 図4-20に示 す各節点の変位は図 中の2つの固定点からの相対変位として求めた. これらの節点変位から計算した 要素内に おけるひずみを， 変形前の要素図心点の位置における縦線の長さで表し たものが凶4 21である. この結果によると， ひずみが大きい部分はき裂先端を含 む結品と隣の結品に限られ， その周りの結品内ではひずみが相対的に小さいこと

(0) _A 20μm

(b) C 20μm

‘ーーー・ーーーー占

Crack growth direction

図4-18 図4-8記号AおよびCに対応した破面

79

K m _{a x =} 1 1. 5 M P él.0ñ Kmax =16.8MPaゾE

図4-19 過大応力を負荷されたき裂先端部の観察

50μm

Fixed point

図4-20 負荷時におけるき裂先端付近の変位分布

(破線は負荷時のき裂を表す〉

•

Fixed

point 2

Ti: Displacement

竺とm

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村山一業部~)

侍余ぐいOQ討と護ポ鵡舶の士山廿 XDω2。んOL

4 →

己中白定収 一N1司図

→ 4 --c

-i -1 -4

� ー一寸

4 --c 寸 -→ -i

-t 4

がわかる. 除荷時のひずみ 分布を同様に測定した結果を図4-22に示す. 相対的に ひずみの大きい部分は負荷時に比べてき裂先端のごく近傍のみとなる

比較のため同一試験片形状の冷間圧延軟鋼板(SPCC， σ H二320MPa， σ 3二 200

MPa)における同様な測定結果( ä ァ6.77 mm， K:r.ax -11.5 MPa.y'm)を図4-23に 示す !飲鋼の場合純チタンとは異なり， ひずみが大きい領域はき裂先端より荷重

!lilUに垂直な方向から上下にがJ 6 0 0 傾いた2方向を中心に広がっている. この形 状は破壊ノJ学的に解析された塑性域形状(G 5 jと類似しており軟鋼の場合， き裂先 端部近傍の変形は材料を連続体と考えた場合の変形挙動とほぼ等しいことが分か る. しかしながら純チタンの場合 ， 先に示したようにき裂先端近傍のひずみの大 きい領域は組織の影響を顕著に受け， 特定の結品内に限られる. これはき裂先端 が位置する結品の周りの結晶の変形拘束が大きいことが関係 してるためである.

すな わち線形破壊力学が適用できるような長いき裂においてもき裂先端の微視的 変形挙動には， 結晶悶の変形拘束の影響が依然残っていることが分かる.

4.8き裂伝ぱ挙動に及ぼす単一過大応力の影響

前節ではき裂先端部の変形挙動を明らかにするため単一過大応力を負荷して局 所的なひずみ分布を測定した. ここではこのような単一過大応力が負荷されたと きのき裂伝ぱ挙動を軟鋼と比較の上検討する.

ムσ一定( 64.5MPa)でのき裂伝ぱ試験途中において単一の過大応力(σ p-

129MPa)を負荷したときのき裂伝ぱ速度da/dNと応力拡大係数範囲ムKの関係を 図4-24に示す. 図中太い実線で示した曲線は通常のムσ一定試験における da/d ームK関係を表しておりムK=lOMPa.y'm 付近で折れ曲がる線で近似できることは 先に述べたとおりである. このda/dNの遷移が生じる以前の比較的短いき裂( a

=2.6mm ， 6K = 6 MPa.y'm)と遷移が生じた直後の長いき裂(a= 6.6 mm ， ムK

=lOMPaoy'm)で単一過大応力を負荷したが， いずれの場合 も過大応力を負荷した

後はda/dNの低下が観察された.

一般にこ のような単一過大応力によるき裂伝ぱの遅延は， 過大応力によるき裂 開口応力レベルの変化(2 4 )により説明される. a=6.6mmで過大応力を負荷したと きのき裂長さaと繰返し数Nの関係およびき裂開口荷重P opより求めた開口比U とNの関係を対応させて， 図4-25に示すが， 過大応力負荷後に関口レベルが上昇

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軟鋼におけるき裂先端付近のひずみ分布 (破線は負荷時のき裂を表す)

図4-23

10-3

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し， これにfl川、遅延現象が生じたことがわかる. またき裂が長い場合には矢面いき 裂に比べて遅延現象が顕著となるがこれはアルミ合金での結果( G G)などにも見ら れる 一般的な挙動である

比較のため前述の軟鋼板について同様な疲労き裂伝ぱ試験を行った結果を肉 4-26にノJ'す. 負何したjI!!J大応ブJはσμ- _{98 M} Paで， 過大応力負荷H寺のき裂長さは 3.2mm と 7.4mmである. 軟鋼における遅延現象は純チタンでのそれと大きな差呉 は兄られない. 長いき裂において単一過大応力を負荷したときの巨視(1ななき裂伝 ぱ挙動に関しては純チタンと軟鋼の両方でムKにより表すことが可能であるが，

微規的に見た場合純チタンではやはり結晶聞での拘束の影響が依然として存在し，

き裂先端部近傍での変形挙動は軟鋼とは異なる

4.9まとめ

本章では工業用純チタンの疲労き裂伝ぱ挙動と結品閣での変形拘束の関係を検 討した. 得られた結論を以下に示す.

( 1 )平滑材および各種切欠き材における微小き裂の伝ぱ速度は結品問の変形拘

束が大きいため大きく増減する. 伝ぱ速度が減速するのは粒界にき裂先端 が近づく場合であり， 伝ぱ速度が特に加速するのはき裂先端部の結晶にへ き開割れが生じる場合である. これらの伝ぱ速度を応力拡大係数範囲で表 わ すことは困難であった.

(2)切欠き材あるいは予き裂材では， 伝ぱしているき裂の先端から離れた箇所 に新たに発生したき裂と合体する挙動がみられた. これは微小き裂の伝ぱ 速度が粒界近傍で極端に低下し， かっ切欠き底あるいはき裂先端部のかな り大きな範囲で， 伝ぱしているき裂の影響を受けることなく他のき裂が発

生するためである.

(3)パリス則が成立する長いき裂先端部近傍の局所的ひずみ分布を測定し， 軟 鋼と比較した結果， 純チタンでは変形拘束が大きいため， き裂先端部が位

置する結品を含む， ごく一部の結晶のみに大きなひずみが生じていた (4)伝ぱしているき裂に対し単一過大応力を負荷すると， き裂関口・レベルが上

昇し， 軟鋼と同様な伝ぱ速度の遅延現象が見られた.

10-3

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軟鋼における単一過大応力の伝ぱ速度に及ぼす影響

図4-26

第5章 切欠き材の疲労限度と停留き裂

5.1緒言

機械， 構造物において切欠きの存在は避けら れない. したがって切欠き材にお ける疲労特性を肥握しておくことは不可欠である さらに破壊するかどうかの限 界である疲労限度付近での挙動が特に重要である

的立までに疲労における微視的変形とき裂発/1=.および伝ぱ挙動の関係を明らか

にし^， すべり系の数が少なく結品問での変形拘束が大きいことと純チタンの疲労 特性が密接に関係していること示した. また第3章において切欠き底付近でのき 裂発生挙動を詳細に観察することにより， 純チタンにおける疲労限度の物理的意 味と切欠き感度が低い原凶をlリ]らかにした すなわち切欠き材における疲労限度 とは， 切欠き底から内部方向に連なる複数個の結品内に発生したき裂が連結して

伝ぱを開始するかどうかの限界の応力であること， 平均的な応力が平滑材の疲労

限度に等しいような表面層の厚さが他の材料に比べて厚いことである^.

本章では第3章で明らかにした切欠き底付近でのき裂発生挙動ならびにき裂伝

ぱ開始条件に基づき， 各種切欠き半径を有する環状切欠き材を用いて回転曲げ疲 労試験を行い^， き裂発生挙動と疲労限度の関係および停留き裂の有無について検 討した.

5.2実験方法

実験に供した材料は第2章で使用したものと同質の工業用純チタン丸棒(TB35) である. 疲労試験に用いた試験片の形状および寸法を図 5-1に示す. 切欠きは環 状切欠きであり， 試験片中央部に切欠き半径ρを3種類(5mm， 1mm およびO. 25

mm， 切欠き深さはいずれの場合も O. 2 mm) に変えて付した. 旋削後切欠き部を カーボ‘ランダムで研摩し， 第2章で示した熱処理と同様の800 oC， 1時間の真如 焼なましを施した. 熱処理後化学研摩により表面を鏡面状に仕上げた. 各切欠き 半径における応力集中係数Kl を表5-1にまとめて示した. これらの値は体積力 法 に よ る 解析 C G 7 ) 結果 よ り算出 した 値 であ る

疲労試験機は容量100N・m の片持式回転出げ疲労試験機で， インバータにより 回転数を調整できるようにしたもので あ る 疲労試験は30Hz (1800 rpm)の繰返

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表5-1 各切欠き材の応力集中係数

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し速度で行った. き裂発生過程の観察にはレプリ力法を用いた. また停溜き裂の 千f1!!�については疲労試験終了後， 試験片表面をフ ッ円安， 硝酸水溶液により軒く腐 食させ， 光学顕微鏡およびλlミ査型電子顕微鏡を)1]し1て舵認した

5.3疲労寿命と切欠き感度

，Af_労試験において得られたS - N曲線を図5 2にホす. いずれの切欠き半径に ついても， 第3章において示した平滑材の引張圧縮疲労でのS 1111線と同様に

10 _G lul付近に折れ曲がり点を持つ明瞭な疲労限度が存在する

凶5-3 に各切欠き半径での波労限度における切欠き底での弾性最大応力

( K lσ w)と切欠き半径ρの逆数の関係を示す. 線形切欠き力学の概念(_G ⁸ )によ ると， このKlσ w - 1/ρ関係は材料ごとにl本の曲線で表すことができ， 切欠き 感度の大小が容易に分かるようになっている. 引張圧縮疲労における結果(^{� �} )と 同様に曲げの場合も切欠きに鈍感であるといえる. すなわち切欠き底の弾性最大 応力で比較した場合ρ= 0.25mmにおける疲労限度は平滑材で予想される疲労限度 の2倍近くにも達する.

第3章で検討したように， 切欠き材の切欠き感度はき裂発生に関係する表面層 の厚さにより決まり疲労限度の応力が負荷されたときの切欠き底付近での応力分 布と密接な関係がある. 図5-4に各切欠き材の疲労限度における切欠き底から内 部に向かう応力分布を示した• p = 5 mmの切欠き材をほぼ平滑材とみなして示し たが， 純チタンではき裂発生に関係する表面層が厚い(約200μm， 2，..._， 3結晶粒程 度)ため切欠きが鋭く応力勾配が急になると切欠き底の最大応力は平滑材の疲労 限度よりかなり大きくなる. したがって切欠きに対して鈍感となる.

5.4き裂発生挙動と停留き裂の有無

一般に切欠き材の疲労限度に関しては， き裂発生に基づく疲労限度(疲れ強さ，

σw ₁ )と， 停留き裂が存在する範囲での破断， 非破断に基づく疲労限度(き裂強 さ， σ W:!)がある(_{G 9} ) 両者が分岐する点すなわち停留き裂が発生する最大の切 欠き半径ρ。 は切欠き深さが特に浅くない場合には材料によって決まる定数とな

る( 7 0 )ことが定説となっている. 純チタンと同程度の静的強度を有する軟鋼SlOC

焼なまし材ではρ。 = O. 6 mmとされている.

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疲労限l交の応ノJを107 回繰返した後も破断に至らなかった試験片を腐食し， 切 欠き全周を光学顕微鏡により観察したところ， いずれの切欠き半径の場合も停留 き裂の存イ1-:を(，-'m認できなかった. いくつかの結品内では繰返し変形により妓クj'す べり，Ji?が形成されているが， この部分を観察した - {JrJを件切欠き半径について|叫 5 5にぶす 1ft労限度における，;ìji性最人: }，(:ノJは切欠き'1'-- fぞか小さいほど大きくな り， すべり慌の密度もこれに}，ê，:じて高くなっていることがわかる またρ _O. 25 mmにおけるすべり市(凶55見枠部)をSιMにより制修した判決を凶5 6にぷ すが， すべりJHjAに沿う微視(1なな停留き裂も/十一じていないことが わかった. したが って純チタンにおいては切欠き半径が小さい場合でも停留き裂が存在せず， 疲労

限度は第3章で明らかにしたき裂発生限界によってのみ決まることになる.

ρ O. 25 mmにおいて疲労限度よりわずかに高い応力(σ ? 120 MPa)を繰返し

たときのき裂発生過躍の連続観察結果を図5 7に示す 切欠き低の表面において 結晶内の多数のすべり帯に沿ってき裂が発生している. 凶Y'黒枠t}!5をN=2xl04と

二4xl04の繰返し数についてSEMで拡大観察した結果を図5-8に示す N= 2x

104の段階ですでに一つの結晶内にき裂が発生しているがN-4xl04 の段階ではこ

のき裂は粒界を越えて隣の結晶中に伝ぱしている. すなわち一度き裂が発生する と必ず伝ぱして破断に至ることが理解できる

第3章において明らかにしたように純チタンでは結品問での変形拘束が大きく

lつの結品ですべりが生じようとしても隣接する結品がこれを阻止するように作 用する. したがってき裂が発生， 伝ばするためにはこの隣接する結品内において もき裂が同様に生じるという条件を満たす 必要がある. き裂が発生したときの応 力は相対的に高くなっているためき裂は停留することなく伝ぱしてしまう. 換三 すれば、き裂発生に対する抵抗がき裂発生時のき裂伝ぱ抵抗に比べ大きいため切欠 きが鋭くても停留き裂が生じないことになる. 以 上のことが停留き裂が生じない

原因であるといえる

5.5まとめ

本章では現状切欠き材の回転出げ疲労試験を通じ， き裂発生挙ID，hと疲労限度の 関係を停留き裂の有無も含めて検討した. 得られた結果を以下に示す

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図5-5 疲労限度におけるすべり帯の観察結果

20μm

図5-6 図5-5黒枠部のSEM観察

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図5-7 ρ=0.25mm ， σ a=120MPa におけるき裂発生過程

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20μm

図5-8 図5-7黒枠部のSEM観察

( I )各切欠材のIHlげ波労において得られたS N曲線には引�l� JE紛と同僚lリj 瞭な 疲労限度が作イ1:し， 切欠き感度がかなり低いことが町長認された

(2 )切欠きが鋭い場介でもイ宇宙き裂は生じなかった. また1)l力的� J立:において/七じ ていたすべり併には微視的な停留き裂も観察されなかった しかし疲労限度 よりl向い応力ではぷI(Uのl結品内に先生したき裂が必ず牧民を越えて隣のUJ Ilh内へとイぶぱし段終的に破断に41る

(3) J-_@のれli�は付1_{\ /，} II�Jでの変形拘束が大きいためき裂発作m� 5iLが{よぱ:tL\: 5icに比 べ+11対的に大きくなっているという物則的背景に基づくものである