葆・宮野泰治

(1)

−1−

低温におけるS35C炭素鋼環状切欠き材の静的引張破壊について

斎藤葆・宮野泰治

TensileFractureofO.35%CarbonSteelwithCircumferentialNotch atLowTemperature

ShigeruSAITO,TaijiMIYANO

（昭和59年10月31日受理）

Effectsofnotchandtemperatureonfracturebehaviorhavebeenstudied inthetempera‑

turerange,‑115℃〜roomtemperature・Notchconditionsofspecimensappllied totensiletest

werealmostthesameasthatdescribedinthepreviouspaper.Fromthestandpointofstaticand

impacttension, thisdatawereinvestigatedbyregardingthedataofsingleimpacttensioninthe

prevlouspaper.

Theresultsobtainedaresummarizedasfollows :

(1) Ductile‑brittletransitionwereobservedattemperatureabove‑80℃inimpacttension(α≧

1.28). Instatictension,thatwerenotobservedto‑113℃inspiteofanynotchconditions.

(2) Characteristicsoftensilestrengthaccordingtonotchsharpnessisextremlysimilartothat ofspecificabsorbedenergyintensionimpact.

(3) Fracturesurfaceinductile‑brittletransitionobservedwithSEMprovidedtwofractureap‑

pearances, thatwere,fibrousregionexistwithincircumferentialcleavageandcleavageregionex‑

istwithincircumferentialfibrous.Thesemorphologyoffracturedependontheconditionsofnotch,

loadandtemperature.

1．緒言

移温度前の低温における延性破壊の挙動や破面観察

の結果と，前報の結果を対比し，切欠き条件，温度条件，荷重速度の条件等に起因する引張破壊挙動を明らかにした。以下にその大要について報告する。

前報において，室温から‑90℃までの温度範囲に

おいてS35C炭素鋼を供試材とした4種類の環状切欠き材についての衝撃引張試験を行ない，比吸収エ

ネルギや絞りにあらわれた延性‑脆性遷移現象や破面観察等から，切欠き条件や温度条件などの影響による破壊挙動の検討を行ないその結果を報告した')。

前報の結果は荷重形態の衝撃的な場合の引張破壊挙動であり，本報ではそれに対する静的な場合の引張破壊挙動についての実験を行なったものである。

供試材料としては同じくS35C材を用いた。同一形状の切欠きをもつ試験片を室温から‑115℃怖丘ま

での範囲において静的引張試験を行ない，切欠き条件，温度条件の影響を調べ，衝撃引張の場合との関連について検討を行なった。本実験での静的引張の場合には，衝撃引張の場合に観察されたような延性

一脆性遷移現象が，‑115℃付近までの範囲では，い

ずれの切欠き材にも観察されなかった。しかし，遷

2．実験

2．2供試材および試験片

実験に用いた材料は前報'）と同じ機械構造用炭素

鋼S35Cであり，試験片として図1に示すような4 種類の形状寸法に機械加工した後,860℃で1時間の真空焼なましを施した。材料の化学成分および真空焼なまし後のJIS4号試験片による機械的性質は表

1および表2に示すとおりである。

各試験片の切欠き部の形状寸法は，試験片(A),

(B], [C)については，前報の衝撃引張の場合'）と

すべて同様であるが, V溝をもつ試験片(D)の切欠

(2)

表1 化学成分（％）

_｜︵Ｐ︶﹄運閣土毎誕 ■■■二■■■︽■■■︽■■●一６４２０８６

００００００

伽一岬

材料

一

S35C

表2機械的性質

伸び

引張強さ MPa 下降伏点

MP月

り

一班％

絞

卜降伏点 MPa

289 269 554 27．9

40

M14

声

^−ー−

₄ 錨

^I■■■^２^００^O ⁻²⁰ ⁻⁴⁰ ^−60も0 −1叩−120−140−160

低温棺内湿度T､(℃）

図2低温槽内温度と試験片温度の関係電対により検出された試験片温度は±1℃以内で安定していた。したがって，低温での引張試験は槽内温度が指定温度に達してから15分後に開始した。図 2は安定後の槽内温度と試験片温度の関係を示したもので，以後に述べる温度とは，すべて槽内温度から図2の結果をもとに推定された試験片温度である。

破面観察には，万能投影機および走査型電子顕微

鏡を用いた。

，

0− ﾛ

p

B迩圧瞳

B C

stress

q ofspecimens A

Notchdetail and conCentration factor

3．実験結果および考察

3． 1引張試験結果について

各切欠き試験片を,室温23℃と‑45℃および−115

℃付近の低温に保持して，それぞれの温度において数本ずつ，引張荷重を5〜10kgf/secと極めてゆっく

り増加させ，破断に至らせた。降伏現象の際に，試

験機にあらわれる荷重降下の現象は，まれに，明瞭

に確認できない場合もあった。また，破断に至るまで2回， 3回とあらわれるものもあった。この際に

は，初めにあらわれた試験機の荷重降下現象時の荷重をもとにして降伏点とした。

各切欠き材の静的引張試験結果を図3に示す。なお，同図には荷重速度の極めて速い場合の衝撃引張試験結果')についても示してある。図3より，本実験の静的引張では，いずれの切欠き材でも，温度の低下とともに絞りは減少して行き，それに伴って引張強さおよび降伏点は上昇して行った。しかし，‑

115℃付近でも,降伏点や絞りの結果から明らかなようにかなりの塑性変形を伴った延性破壊を呈していた。衝撃引張の場合では，同図に示してあるように，

α＝1.28以上の切欠き材には‑80℃より高い温度で；

すでに絞りや比吸収エネルギに延性から脆性への遷移現象が観察されたのであるが，本実験の静的引張

図1 試験片の形状および寸法

き底直径は，前報での10mmから9mmに変った。したがって，本報での試験片(D)の応力集中係数はα

＝3.833)である。

2．2実験装置および実験方法

島津製30t万能試験機(RH‑30)を使用し，荷重増加速度を5〜10kgf/secと極めて低速にして,室温および低温に保持された試験片の引張試験を行なった。

低温下での試験は，試験片両端部に設けたねじ部にホルダーを取付けて試験機チャックにかみ，試験片全体を図2の図中に示すような低温槽で囲み，その中に送り込まれた液体窒素の気化潜熱により指定温度に冷却保持して行なった。温度の調整は槽内温度を検出するcc熱電対の出力に基づいて行なったが，それらの装置等については前報1)と同じものを使用した。低温槽内の温度は15分後にはじゆうぶんに安定し， ±1.5℃範囲内で指定温度に保持された。

そのとき，槽内の試験片切欠き部に埋め込んだCC熱

秋田高専研究紀要第20号

C Si Mn P S

0．37 0．30 0．66 0．020 0．020

{｢（

^｡■＝^ｰ^{I■■■■}

)1F

^F^D ■■■■■■■■■■‐̲

ム5 1T

夕●

夕阜ロ■■軍

ー一 45

一U ▽

200 ー

Wi‑

^D(mm) d(mm) t(mm) p(mm) ^q

A 14 9 2.5 37.5 1．05^2）

B 14 9 2.5 6.0 1．28^2）

C 14 9 2.5 2.0 1．73^2）

， 14 9 2．5 0286 3．83^3）

(3)

−3−

低温におけるS35C炭素鋼環状切欠き材の静的引張破壊についての場合には,‑115℃までそのような遷移現象は観察

されなかった。本実験で行なわれた静的引張破壊にあらわれる遷移温度は，いずれの切欠きの場合も実

験範囲以下の低温度にあるものと予想された。このように引張荷重形態であっても，静的な場合と衝撃の場合で遷移温度が異なるのは荷重速度の影響に起因したものと思われる。

つぎに，同一温度で各切欠き材の絞りと引張強さを比べると，絞りは切欠きが鋭いほど小さかった。

また，引張強さは,α＝1.73までは切欠きの鋭さとともに上昇する傾向を示すが， α＝1.73とα＝3.83では明瞭な差異があらわれないようであった。このような切欠きの鋭さの程度の影響に起因する傾向は．衝撃引張の場合の比吸収エネルギ値にあらわれた傾向'）

と対応するものであった。

それぞれの切欠き材において，各温度での引張強さの平均値および絞りの平均値を求め，室温での値と低温での値の比をとった。これは各切欠き条件において遷移温度前の低温の影響に起因する引張強度上昇比および絞りの減少比である。その結果を図4 に示した。引張強度上昇比は‑45℃付近では各切欠き材とも約1.1程度，また‑115℃付近ではα＝1．05 が1.26, α＝3.83が1.20で,他の切欠きの場合はこの間にあった。低温の影響に起因する引張強度上昇比は，切欠きの鋭さが異なってもあまり差異はなく，

ほぼ同じ割合で上昇するものと考えられた。つぎに絞りの減少比については,α＝1.05および1.28はほぼ同じような傾向でゆるやかに減少したが,α＝1.73と 3.83の切欠きの場合は， ‑45℃付近までは上の鈍い切欠きの場合よりもさらにゆるやかであったが， ‑ 115℃付近では急激に減少していた｡低温の影響に起因する絞I)の減少比，すなわち，変形能の低下率は，

切欠きの鋭さの程度によっても，温度レベルによっ

10

︵＆三︶ｂ侭憧

８６

⁰⁰

^測蜘

₂3 00

００００

︵Ｅｕ﹁︶葛緋会舟Ｈ与爵封

4 1

2

Ｊ４３２１００ＯＯ００

0

毛宅︵ま︶ｓへ一堤

1 −80 −ム0 0 40 UU

試験片温度T（℃）

3‑(i)q=1.05および1.28の試験結果

1000

今軸︒ ︵壷ＥＣ弓︶旨斗会鈴Ｈ暮爵封

０００

ム

００００８６響、皇

︵＆三ｂ侭僅

UPP回

払ぷご

︑６扣瀕照志ＳＰ唄型男ｂ弛淑韻志ＳＦ鯛捌︒ｅ雪堪ＳＰ鯛側︑ｓ雪堤Ｓや関型

１１１１１００００

3

2

400 1

200

０００３２１

︵訳︶ｓ二堤

＝

恥 ⁶

0 ］ −80 −40 0 40 80 −120 −80 −40 0 20

試験片温度T(℃）

温度条件に起因する引張強度上昇比と

絞りの減少比

3‑(ii)q=1.73および3.83の試験結果図3試験結果

図4

5

8 sorbed l ）

。=1．0

−−−−

q＝1.2 b SpecifIca

画室ロロ

／ノ

／

再﹄己﹄﹄﹄一一︾一

ノノ

1．05−

1．28

−1■■4■■

1

ロ 0ノロロ 0 1 1 1 ＆

■

一

︾

q震1.73、タ〃ージムーーq=4.08

ク^クク^今

ダ

bsorbed ener9y^1）

ー

△

q=1.73

一一一一−

t^1）

q=4．08

ー一一

｡＝〆一o O Q E I l

■

■︒幸︾︾一一

05 28 73 83

ロロ 1 0 0 1 1 0 I

(4)

−4−

斎藤葆・宮野泰治

比吸収エネルギの値や絞りに脆性的様相を呈す温度よりも，かなり高温側の温度であった1$したがって，

破面が巨視的に脆性的様相を呈す温度は，一般に荷重速度に関係なく，破壊挙動に脆性的様想を呈す温度よりもかなり高温側にあるものと考えられた。

破面の微視的様相の例を図7に示した。繊維状破

面部は図7の(b),(c),(f)に示すようにデインプル破面であI) ，粒状破面部は図7の(a),(c),(g)に示すように

へき開破面であった。しかし，例えば図7の(a)にみるように粒状破面部の領域と認められる部分においても，特に温度の高いほうにおいてはデインプルも混在していることが観察された。

温度の低下に伴う延性から脆性への巨視的破面形

態の変化の過程において，切欠き条件によってつぎの2通りの場合が観察された。 (1)破面が同心円状的に2つの領域に別れ，中央部に繊維状破面部，すなわち，デインプル破面部の領域があって，その外側にへき開破面部の領域がある。 (2)逆に，破面の中央部にへき開破面部の領域，その外側にデインプル破面部の領域がある。以下，前者の破面形態をI型，

後者の形態をII型として考察する。 I型は試験片中心部にき裂が発生し，周辺へ伝ぱして破断に至ったものであり, II型は切欠き底にき裂が発生し，中心部へ伝ぱして破断に至ったものである4)。また, I型の破面の微視的様相の例を図7‑(i), (iii)にII型のそれを図7‑(ii), (iv)に示した。

いま，図6に示した破面を，巨視的にデインプル破面部の領域とへき開破面部の領域に大別して，破面全体に対するデインプル破面部領域の面積率を大略に求めると図8に示すようになる。同図には，衝撃引張の場合1)についても示してある。ただし,すでに述べたように，巨視的へき開破面部の領域は，温度の高いほうではデインフ°ルも混在し，温度の低下とともに，へき開が密になって行くが，その混在しているデインフ°ルの量は無視している。またデインフ°ル破面部領域とへき開破面部領域の境界部も，巨視的に大略に処理したものである。しかし，切欠き条件と温度条件による巨視的破断形態の様相を，定性的には握するうえには支障がないものと考えられる。図8より，本実験の静的な引張破壊の場合と前報の衝撃引張破壊の場合の巨視的破断形態の観察結果をまとめるとつぎのようになる。

静的引張破壊では，α＝1.05およびl.28の場合,室温では破面全体がデインプル破面部であるが，温度の低下に伴って, I型でデインプル破面部の領域とへき開破面部の領域に別れ，へき開破面部の領域と

０００００８

１︵母三色ｂ弛懇悪志

６４２０

１１６１１●

９℃弛韻患示Ｓ吟鯛幽Ｓｇ・一Ⅱご蚤ｂ弛瀬患志

凹

凸 U

症

。｡＝1−m

−600 □△①

1．28 1．73 3．83

=586Mpa

400F‑rnhHrT5

応力集中係数α

図5切欠き条件に起因する引張強度の上昇

ても差異があるようであった。

図5は，縦軸に恥とび6/ぴ釦を，横軸にαを対数目盛にとI), obとαの関係およびぴ6/ぴぬとαの関係を，試験片温度をパラメータにとって示したものである。

ここで，ぴ6は各温度で示したそれぞれの切欠き材についての引張強さの平均値であり，ぴぬはα＝1.05の

Q

切欠き材の室温での引張強さの平均値である。特に d6/ぴ60とαの関係は， α＝1.05の切欠き材を平滑材とみなすことにすれば，切欠きの鋭さと低温の温度条件によって，引張強さにあらわれた切欠き効果と考えてよい。図より，いずれの切欠き材においても，

温度が低下するほど引張強度が増して行くことが明らかである。また，いずれの温度においても， α＝

l.73までは切欠きの鋭さとともに引張強度は上昇するが， α＝1．73を越えると切欠きの鋭さに起因する引張強度の強化は飽和するような傾向を示した。むしろ，室温と‑115℃付近ではα＝1.73の切欠き材よりもα＝3.83の切欠き材のほうがob/omの値が下回るような傾向も認められるので， αがある値より大きくなれば，切欠きによる引張強度の弱化があらわれることも予想される。今後このような観点からも，もっとαの種類を多くして検討を行なう必要がある。

3．2破面様相

各温度で破断した切欠き試験片の巨視的破断形状の例を図6に示した。各試験片とも，室温では黒っぽく見える細い凹凸のある繊維状破面が観察され，

温度が下ると繊維状破面の面積率が減少し，きらきら光って見える平滑な面，すなわち，粒状破面の面積率が増加していった。‑115℃付近では,いずれの切欠きの場合でも，破面全体が巨視的には脆性破面と認められるようになっていた。衝撃引張においても，破面全体が巨視的に脆性的様相を呈す温度は，

(5)

−5−

d二1．28 d二 1．05

B−9

●

‑45.5 C

=729Mpa 二 28．5 ．/。

B一ム

●

23.2C

=659Mpa 二 32．9V。

B‑10

●

‑1 14.0 C

=824Mpa

＝ 26．0．/。

A−6

●

‑46.0 ‑C

=636Mpa

= 35.1 0/・

A−2

●

23.0C

=583Mpa

＝ 40，9 ．/。

A‑1 1

●

‑1 13,8C 堂737Mpa

＝ 32．5 ・ん

＃１斑匿■霧蕊箪

雪知

零＝

蔑蜜

藁蕊喧藻震

蕊嚢 ^蕊蕊

鵯

．亀醗

￥龍冷

︐ 曾出ずみ師

q二 1．73 q=3.83

C‑13

○

一1 13．7 C 二920Mpa

二 16．2 ．/。

D−1

，

25．0 C

=737Mpa 二 1 1．7 ．/。

C‑6

，

−45．0 C

=817Mpa

= 26.3｡/｡

C−1

，

23.2 C

=752 Mpa 二 29．1 ．/。

D−8

●

−1 1 1 ．3 C

=885Mpa 二 5．9 ．/。

D−7

○

一45．7 C

=820Mpa 二 10 9．/。

蕊

灘蜂

霧

輩懲識

^{や恥︾⁝︑﹄﹄罰}

一一一−

図6破断形態の巨視的様相

やがて破面全体がへきった。へき開

へき開の密度を増しながら，やがて破面全体がへきった。へき開破面部の領域があらわれる温度や，そ開破面域で占められる巨視的脆性破面となる。 α＝の領域の面積率の大きさ，破面全体がへき開破面部 1.73の場合は室温でI型の破面形態があらわれ，すとなる温度は，図8でみられるように，切欠きの鋭でにへき開破面部が，約83.3％程度観察されていたいほど高温側に移行するようであったが，実験範囲が， ‑45℃付近では，逆にII型の破面形態でへき開内では定量的な検討までは至らなかった。

破面域が観察された。このα＝1.73の結果は, I型衝撃引張破壊の場合は，図8に示してあるようにかII型かの破面形態を決定するのは，切欠き条件だ α=1.05では静的引張破壊の場合と同様の傾向であるけでなく，温度条件も影響することを示唆するものが, q=1.28以上の切欠きではII型の形態で,へき開であると考えられた。 α＝3.83の場合,室温でもII型破面部領域があらわれ，巨視的脆性破面へと変化しの形態でへき開破面部領域が観察され，温度の低下とて行く様相を呈し，静的引張破壊のα＝3.83の切欠ともに，へき開破面部領域の面積率とへき開の密度きの場合に対応する傾向であった。また，破面全域を増して，破面全体が巨視的脆性破面へと変って行が脆性的様想を呈す温度は，切欠きの鋭いものほど

(6)

切欠きでは，温度の低下に伴ってI型の破面形態の過程を経て延性から脆性的破面に変化して行く。しかし，静的引張でも，切欠きかある程度鋭くなれば高温側にずれていた。

以上の破面形態観察の結果から，

壊において，静的な引張の場合は，

引張荷重下の破平滑および鈍い

１１ノ−１Ｖ

I

(a)周辺部 (b)中央部（外周から4.27mm)

7‑(i)A‑6, q=1.05, T=‑46℃（破面中央部にテ･ンプル,周辺部にへき開）

(c)周辺部 (d)中央部（外周から4.25mm)

7 (ii)D‑1, o=3.83, T=25℃（破面中央部にへき開,周辺部にデンプル）

(e)デンプルとへき開破面部の境界 (f)周辺部 (9)中央部

（外周より317mm) (外周から0.76mm) (外周から3

l′rj口｣d, ､ﾉ。.上ｨ川､ノ（γﾄﾉ司刀､ 1つu､ /bmmノ（外周から3.86mm)

7‑(iii) c‑1, q=1̲73, T=23℃ 8‑(iv) c‑1, q=1 .73, T= 45℃

(破面中央部にテン‑プル,周辺部にへき開）（破面中央部にへき開,周辺部にテ．ンう．ル）

図7 破面の微視的様相(SEM)

(7)

−7−

欠き材に， ‑80℃より高い温度で，延性‑脆性遷移

現象が観察されたのに対し，静的引張では,‑115℃

の範囲まで，いずれの切欠き材についても観察されなかった。

（2）遷移温度前の低温においては，いずれの切欠き材においても，温度が低下するほど，絞りは減少し，引張強度が増して行く。また，いずれの温度においても，α＝1.73までは切欠きの鋭さとともに，引張強度は上昇するが， α＝1．73を越えると切欠きの鋭さに帰因する引張強度の強化は飽和するようになる。これは，衝撃引張の場合の比吸収エネルギの値にあらわれた。切欠き条件に起因する衝撃強度の弱化の傾向と極めて良く対応するものである。

（3） ‑115℃付近での静的引張破壊は，絞りや降伏点の結果から，かなりの塑性変形を伴った延性破壊と認められたが，これらの破面は，巨視的にはすでに脆性的破面様相を呈していた。このように，破面形態が巨視的に脆性を呈す温度が，破壊挙動に脆性的様相を呈す温度よりも，かなり高温側にあるこ

とは衝撃引張の場合も同様であった。

（4）温度の低下に伴う破面形態の延性から脆性的

破面へ移行する過程において，破面の中央部にデイ

ンプルの領域，その外側の周辺部にへき開領域があらわれる場合と，反対に中央部にへき開領域，その外側にデインプル領域があらわれる2通りの場合があった。これは，き裂発生位置と伝ぱ方向等の破壊

挙動の相違を示すもので，温度条件，切欠き条件，

荷重速度条件によって決定されるものであった。

最後に，本研究を行なうにあたり，実験に協力して下さった本校文部技官杉沢久雄氏と当時学生高橋正行，高橋幸雄の両君に厚く謝意を表する。

100 ｡＝3.83（lmp.q=4.08）

０００００００００５０５０５０

１１１︵ま︶掛鰹掴Ｓ獅騒︵歸掴爆会恥入や卜︶垢阻漂奏鶉璽 _●

一

弐

一一

｡＝1．73

昇

一一

ご了

50

0 −120 −80 −40 0 40 80

試験片温度T（℃）

図8温度条件による破面形態の様相 II型のような破面形態の過程を経て延性から脆性的破面へ変化して行く。また，衝撃引張のように，荷重速度が速くなれば，鈍い切欠きでもII型のような破面形態の過程を経て脆性的破面へと変化して行く

ことが明らかとなった。

I型とII型の破面形態は，き裂の発生する位置や伝ぱ方向等の破壊挙動の相違を示すもので，切欠き材が低温下にあるとき，まだ延性破壊が生ずるような低温温度での破壊挙動は，切欠きの鋭さの程度と荷重の速度(変形速度)，温度の影響，すなわち，切欠き条件，荷重条件，温度条件の各要因によって左右されるものであることがは握された。今後，切欠き及び荷重速度の種類を増し，試験温度を細く変化させて，定量的な検討を行う必要があると考えられる。

参考文献

1）斎藤，宮野，ほか2名，秋田高専紀要19， 1

（1984）

2）日本材料学会編，金属材料強度試験便覧，養賢堂， 289(1977）

3）西田，応力集中，森北出版， 105(1971）

4）小寺沢，フラクトグラフィとその応用，日刊工業， 27(1981）

4．結

一言酉

4種類の環状切欠きを有するS35C炭素鋼を，室温から‑115℃付近までの温度範囲で静的に引張破断させ，その引張破壊挙動を前報で行なわれた衝撃引張破壊挙動'）と対比しながら，切欠き条件，温度条件，荷重速度の条件等に起因する引張破壊挙動を定性的に明らかにした。

得られた結果を要約するとつぎのとおりである。

（1）衝撃引張では， α＝1.28以上の鋭さをもつ切昭和60年2月

Fibr s 100恥．O船

Fibrous incenter

Cleava9e incenter

Nonimp ○ ① ●

Imp． ▽ ▼ ▼