Al‑Zn‑Mg合金の応力腐食割れに関する研究（第２報
） −２段時効の効果について−
著者 岡 俊博, 武 和彦
雑誌名 奈良教育大学紀要. 自然科学
巻 33
号 2
ページ 95‑109
発行年 1984‑11‑26
その他のタイトル A Study of Stress Corrosion Cracking in
Ai‑Zn‑Mg Alloy (?) −Effect of Split‑Aging−
URL http://hdl.handle.net/10105/2234
姦艮教育大学紀要 第33巻第2号(自然)昭和59年 Bull. Nara Univ. Educ, Vol.33, No.2 (Nato, 19M
A1‑Zn‑Mg合金の応力腐食割れに関する研究(第2報)
‑ 2段時効の効果について‑
岡 俊 博･武 和 彦*
(奈良教育大学技術教室) (昭和59年4月27日受理)
A Study of Stress Corrosion Cracking in AトZn‑Mg Alloy (II) Effect of Split‑Aging
Toshihi.ro Oka and Kazuhiko Take*
(Department of Technology, Nara University of Ed〝cation, Nara 630, Japan)
(Received April 27, 1984)
Abstract
To investigate the effect of split‑aging on Weibuir distribution of failure times in stress corrosion cracking of Al‑5. 3wt% Zn‑1. 4wt^ Mg Alloy, tensile tests by constant loading were carried out in 3. 5% NaCl+0.2% H202 solution of pH4.0.
All test pieces were solidi丘cated at 4600C for an hour and immediately quenched into
ice‑water at O℃, and then heat‑treated by three types of aging, (1) at 120℃ for 2 days, (2) at loo℃ for 3 days and (3) at 80℃ for 4 days, after pre‑aging at room temperature for a
week.
Nineteen tesトpieces on each split aging condition were tested under the applied
stress of 80%> or 60% of the yield stress. Crack initiation times, crack propagation periods and failure times were measured and plotted on the Weibull probability paper which is
widely used in reliability engieering.
The experimental results obtained were summarized as follows :
(1) Cumulative probability distribution of failure times could be analized as the single Weibull distribution with considering location parameter γ･
(2) Shape parameters m in the Weibull distribution of failure times were found to be
nearly unity (m一‑ 1) under the applied stress of 80^ of the yield stress, and larger than
unity (m>l) under the applied stress of 60% of the yield stress on each aging condition.
(3) The aging temperature dependence of the mean failure times and median failure times indicated that the split‑aging increased the failure times and the longest failure times were obtaind in the sample (B) split‑aged at 120℃,
(4) The effect of spliトaging was discussed by comparing the sample 仏) reported previ‑
*現在,大阪府下岬中学校(present address : Misaki Junior High School, Osaka Prefecture.)
95
ously with the sample (B) in cumulative failure distribution function vs time curves and SEM observations of surface fractured.
1.緒 昌
金属材料の破壊現象は本質的に確率的性質を有している1>2) 金属材料の応力腐食割れ(以 下sco も勿論確率的性質を有している3)が,その研究は数少なく,オーステナイト系ステ ンレス鋼についてはClarke ら4),浅輪5),柴出ら6.7)の研究が,黄銅については山根ら8.9) の研究が,アルミニウム合金についてはBooth ら10.ll)と Locks12)の研究があるにすぎない, 特に,アルミニウム合金のSCCにおよはす熱処理の影響についての確率的研究は見当らない･
SCCに影響する因子は,大別すると, (1)負荷応力, (2)腐食環境ならびに(3)金属組織である.
熱処理の影響は金属組織に与える.そこで,我々は前報13)で腐食環境を一定にして負荷応力を 降伏応力の80%と60%の2種類とし. 3種類の熱処理条件における金属組織の異なる試料につ いて SCC 試験を行なった.そして, sec寿命が確率的にどのように分布するかをワイプル 確率分布にて解析した.その結果, sec 寿命は負荷応力と時効温度に関係し,結晶粒三和こ優 先析出した析出相の局部腐食が主原因で粒界破壊を起こすことが判明した.
本研究は前報の結果をもとに,結晶粒界に析出相を優先析出させない方法として2段時効を 採用した.その理由は, 1段目の予備時効で結晶粒内と結晶粒界に均等かつ微細にG.P.zone を析出させ,次に, 2段時効で均等に析出したG. P.zone を核として結品粒内と結晶粒界に 析出相を析出させることにより,結品粒界の局部腐食を少なくして耐食性を増すことにより, 高強度の性質を失なうことなく SCC寿命を延ばすことが出来ると考えたからである.木研究 で得た結果はワイプル確率分布で解析し,前報の結果と比較して2段時効の効果について検討 したので報告する.
2.実 験 方 法
2・1 Al‑Zn‑Mg合金試料
本研究で使用した AトZn‑Mg合金素材が前報と異なる点は,同じ溶解るつぼで溶解した浴 場を別の鋳型に鋳造したことである.まず,このAトZn‑Mgインゴットを520℃で3日間均一 化焼鈍して水中に焼入れした.次に,インゴットの表面を面削して,巾60mm,厚さ20mm,良 さ160mmに仕上げた.その後, 520℃で厚さ20mmから約10mmまで熱間圧延した.約10mm 厚から目標の0.8mmまでは室温で繰り返し圧延した.これらの圧延材を化学分析した結果は前 報の試料(試料紬として取扱った)と全く同じ結果のAト5.3wt.%Zn‑l.4wt.%Mgであった.
この試料は試料(B)として取扱った.
試験片素材は0.8mm厚にした圧延材を勇断機で巾10mm,長さ100mmに切断し,合計250本 を得たので,これらの中から30本を一組とし,その中で8本をJIS 6号引張り試験片に準拠 した形状に仕上げ,残りの22本を試験片中央部に1mm巾のノッチをいれた形状のSCC試験 片に仕上げた.上述の引張り試験片とSCC試験片の形状と寸法をFig. 1に示す.
熱処理は,まず電気炉で460oCで1時間溶体化処理し 0‑cの氷水中に焼入れした.その
AトZn‑Mg合金の応力腐食割れ(第2報) 後, 1段目の予備時効処理を行なう目的で室
温(27土3oC)に1週間放置し,続いて2段 目の高温時効として, (1)120oCで2日間, (2) 100oCで3日間ならびに(3)80oC で4日間の 3種類の熱処理を行なった.この高温時効は 前報と同じ条件である.
時効処理した試験片の機械的性質を調べる ために,上述の引張り試験片をインストロン
タイプのTOM5000D型万能試験機により, 6.7×10‑Vsecの歪速度で引張り試験を行な い,降伏応力(0.2%歪における流れ応力,
0‑y),最大強張り強さ 0‑B,ならびに最大伸 びEを求めた.それらの結果をTable. 1に
Fig. 1. Shapes and sizes of the tensile test and stress corrosion cracking test specimens.
Table 1. Mechanical properties of Aト5. 3wt%Zn‑l. 4wt%Mg alloy sample on each split‑aging condition.
Sample (Aging condition)
Yield stress
♂ (Kg/mm2)
120X>2Days 42. 74 loo℃‑3Days
80℃‑4Days
Max. tensile strength ob (Kg/mm2)
43. 20 41. 53 39. 00
Elongation
｣ (%)
Fig. 2. Typical diagrams of heat‑treatment of 120℃‑2 Days to compare the sample (A) reported previously with the sample (B) split‑aged.
示す.また,前報の試料軸と今回の試料(B)の熱処理方法の差異を, 120oCで2日間時効した試 料を例にして, Fig. 2に模式的に示す.試料(B)については,焼入直後ならびに1週間の予備時 効直後の機械的性質を記入した.試料軸と試料(B)の最終的な機械的性質はほとんど差がなかっ た.
2･2 腐食液
SCC試験に使用した腐食液は前報の試料㈱に使用した同一組成のものである.即ち Al‑Zn‑
Mg合金の SCC 試験で最もよく使用されている腐食液は海水中の NaCl の平均濃度を考慮 した 3.0‑3.5%NaCl水溶液であるので,その上限に合わせて 3.5%NaCl水溶液とした.
この時のpH値は5.2であったが,電気化学的な研究報告結果14.15)を考慮して HClを微量 滴下してpH4.0に調整し,さらに促進剤として0.2%のH2OS を添加した.
2･3 実験装置と試験方法
実験装置は槙杵式定荷重引張り試験機2台を使用した.その1台には割れ伝播の観察のため に試験片が入る円筒ガラス管中央部に15mm二の穴をあけて,ここにカバーガラスを張り付け平 面とし, 6mm の作動距離をもつ20倍の対物レンズを付けた光学顕微鏡を配置した.このよう
にして sec の割れ発生から伝播の模様を観察し,必要に応じて接眼レンズ側にスチールカ メラあるいはビデオカメラを取り付け撮影記録した.
試験片の伸びは40: 1で動く槙杵の先に直流作動トランスのコアを取り付け,試験片の僅か な伸びを2ペン式Ⅹ‑Yレコーダーでさらに電気的に10倍増巾して記録した.従って,合計400 倍に拡大するので,試験片の2.5yxmの伸びがX‑YレコーダーY軸方向の1mmのペン移動 に相当する. X‑Y レコ‑ダーのX軌ま時間を記録するため連続チャート紙を60mm/hrの速 度で巻き取った.
試験片の破断時間を Ⅹ‑Yレコーダー記録とは別に知るために,破断時に槙杵が大きく下る のを利用して, 24時間のデジタルタイマの電源を切るようにした.また, 2台の試験機の試験 片が破断した時には,すべての実験用電源が切れるようにして,長時間の測定にも備えた.
試験方法は熱処理した試験片の表面を3%HFで30秒洗浄して水洗し,メテールアルコール をかけて冷風を吹きかけて乾燥した.その後,ガラス管内に入れ,二つに割ったシリコンゴム 栓をつめて腐食液がもれないようにし,試験機の上下両チャックに取り付けた.次に,降伏応 力の80%あるいは60%の応力を負荷した.その時の荷重は40 : 1の槙杵の先に必要荷重の1g
までの精度で負荷した.また,必要荷重が正確に試験片に負荷されているかを調べるために, 下側チャックの下方に4枚ゲージ法によるロードセルを構成して,あらかじめ検定･校正した
静歪計で測定し確認した.
その後,腐食液を約20ccガラス管内に入れ,寿命時間測定用のデジタルタイマを作動させ, X‑Yレコーダーの記録を開始させた.同一の熱処理･負荷条件にて,合計22本のSCC試験
を行ない,温度の影響を受けないように出来る限り短い日程で試験を行なった.
Al‑Zn‑Mg合金の応力常食割れ(第2報)
3.実 験 結 果
99
3･1伸び一時間曲線
Fig. 3はⅩ‑Yレコーダで記録した伸び‑時間曲線の一例を示す. secにおける破断まで の時間(破断寿命)trを割れ開始時間(誘導期間) tiと割れ伝播期間teとに分ける･ tiは図 に示すような試験開始より伸びに変化がなく
Fig. 3. A schematic illustration of elong‑
ation‑time curve on stress corrosion cracking of the alloy.
時間軸に平行な直線部の時間で, t｡は割れが 発生して伝播し,割れ巾を増して破断に至る
までの時間で,図中の直線部右端より階段状 に伸びが観測されている時間である.これら tf, tiならびにt｡の値は同一の熱処理条件 と負荷応力であっても,いずれも大きなばら つきをもっていた.また,いずれの試験片に おいても,伸び量はⅩ‑Yレコーダ記録紙の Y軸方向に最大20mmまでであった.換算す ると,試験片の最大の伸び量は50/umまで ということになる.
3･2 ワイプルプロット
本実験で測定した割れ発生までの時間ti,割れ伝播時間tcならびに破断寿命tfを,それぞ れの2段目の時効処理条件と負荷応力の別に, sec試験片を行なった22本の試験片の中から19 個を選び出し,同｢条件で得られた値を小さな値から大きな値に並べかえ,順序統計量とした.
従って, n番目の累積確率F(t)は測定総数N(‑19)として F(t)‑ォ/(H‑N)によって 与えられるので, 10番目の累積確率はF(t)‑10/(l+19)‑0.5 (50%)である.測定した分 単位の値を秒単位に直し,それに対応する累積確率F(t)で, tc> tiならびにtrをワイブル確 率紙にプロットすると, Fig.4,Fig.5ならびにFig.6に示すようである.
Fig. 4は120oCで2日間の2段時効処理した試験片のSCC試験における場合である.上 図は負荷応力が降伏応力の80%の場合で, t'とtfは非常に接近しながらほぼ同様の分布傾向を 示している.即ち, tiとtrはともにF(t)が25‑30%附近で折点のある異った勾配をもつ2 直線上に分布している.一万, tcはF(t)が95‑35%まではほぼ1直線上に巾広く分布するが, F(t)が30%以下ではすべてte‑0.12×103sec (2分間)の値である.これは2分間以下の測 定値は測定誤差の範囲内にあるためで,これ以下の値であってもすべてtc‑0.12×103 secで 処理したからである. F(t)が30%以下ではtiやtf と同様のやや折れ曲った勾配の大きな直 線上に分布するものと考えられる.下図は負荷応力が降伏応力の60%の場合で, t.とtf は上 図よりもより接近して長時間側に分布し,いずれも大きな勾配をもち, F(t)が20%で折点をも つ2直線上に分布している.しかし, t｡はこれらtiとtfの分布から短時間側に離れてゆるや かな勾配をもつ1直線上に分布する.
Fig. 5は100oCで3日間の2段時効処理した試験片のSCC試験における場合である.上
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Fig. 4. Weibull plots of crack initiation times (ti), crack propagation periods (tc) and failure times (tf) of 120℃‑2 Days spliトaging samples under applied stresses of 80^ and 60% of the yield
stress.
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Fig. 6. Weibull plots of crack initiation times (ti), crack propagation periods (tc) and failure times (tf) of 8CC‑4 Days spliトaging samples under applied stresses of 80% and 60% of the yield
stress.
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Fig. 5. Weibull plots of crack initiation times (ti), crack propagation periods (tc) and failure times (tf) of loo℃‑3 Days split‑aging samples under applied
stresses of 80^ and &Q% of the yield
stress.
図は負荷応力が降伏応力の80%の場合で, ti とtfの分布傾向はほぼ同様である.即ち,良 寿命側のF(t)が95‑40%ではtiとtfは接 近して大きな勾配をもつ直線上に分布してい るが,短寿命側のF(t)が40%以下では, tl と trはやや離れて分布しており,どちらも ジグザグ状に直線上を分布する傾向にある.
t｡はF(t)が95‑40%まではゆるやかな勾配 をもつ1直線上に分布しており短寿命側では 2分間以内のものが多数見受けられる.下図 は負荷応力の60%における場合で, tjとtrは 接近してF(t)が60%で折点をもついずれも 勾配の大きな2直線上に分布している. tcは 上図の80%の場合と比較して, 2分間以内の ものが少なく,勿配のゆるやかな1直線上に 分布しており,その勾配は80%の場合よりや や大きい.
Fig.6は80oCで4日間の2段時効処
AトZn‑Mg合金の応力腐食割れ(第2報) 101
塩をした試験片の SCC試験の場合で,上図は負荷応力が降伏応力の80%の場合である. tlと trはやはり接近して分布しており, F(t)が25%で少し折れ曲った2直線上に分布している.し かし, t｡はF(t)が95‑30%まで勾配のゆるやかな1直線上に分布しているが, 30%以下では
2分間以内にあり,割れが発生すると短時間で破断に至る場合が多いことを示している.下図 は負荷応力が降伏応力の60%の場合で, tiとtfは接近して長寿命側から20%までは1直線上に 分布し,短寿命側のF(t)が20%で少し折れ曲った直線上に分布するが,ほぼ単一のワイブル 分布であると言える. t｡は上述の2図の場合と少し異なり, 1直線上にやや勾配の高い分布で あり,単一ワイブル分布に従っていると言える.
Table 2. Shape parameters of crack initiation time, (tj), crack propagation period (tc) and failure time (tf) on the conditions of split‑aging and applied stress.
Sample (Aging Condition)
Times
tf,ti,tc
Shape parameters mi m2
80℃ ‑ 4Days
4 3
3 8
4 3
1 1t･1 ‑1 Cn川
ワイブル分布において,測定時間tを確率変数とすると,累積確率分布関数は,
F(t)‑l‑exp ‑(t‑γ)m/α)
で表わされる18) ここで, mは分布の形状を示す形状パラメータで, γ は位置パラメータ, αは尺度パラメ‑タである. Table2 は Fig.4, 5ならびに6て示したワイプルプロットに 引いた分布両線の勾配を求めて示している.即ち,ワイブル分布関数の形状パラメータ m の
値である. 2直線に分布しているとした場合には長寿命値をmlとし,短寿命側をm2で,ま た, 1直線上に分布しているとした場合にはmで示している･
これらの形状パラメータmi, m2ならびにmの値から, t｡は高負荷応力(80%)の場合, 長寿命側の形状パラメータmlは, 0.514, 0.439, 0.675といずれも1より小さな破壊故障型
である.また,短寿命側ではその半数が2分間以内に分布している.低負荷応力(60%)の場 合はほぼ1直線上に分布L m‑0.823, 0.635, 1.230となり,高負荷応力の場合と異なりそ の勾配は大きく,特に80‑Cで4日間の2段時効処理ではm>1の摩耗故障型を示した･
次に,破断寿命tfはすべて割れ開始時間tlに依存した勾配であり,いずれも2直線上に分 布しているが,長寿命側の勾配mlと短寿命側の勾配m2 はいずれも1よりも大きな摩耗故 障型である.このことは,二つの故障モードで分布する複合ワイブル分布であるとするよりは, 短寿命側で分布が凸形に曲っていると解釈すべきである･
ヮィブルプロットが短寿命側で上に凸形に曲って1直線に乗らない場合try and failにより ヮィブル分布関数の位置パラメータγにある値を代入して,もしプロットが1直線上に乗るな
らばこのγ値を考慮したワイブル分布を考えるべきだとされている17)
そこで,パーソナルコンピュータの高解像グラフィック画面を利用して,画面上にワイブル 確率紙の必要な領域を描き,この中にtrの累積確率F(t)を描くプログラムを作成して, γに 正の値を少しずつ増加して代入し,最小2乗法により回帰直線を描き,その時の残差の和が最 小になるγ値を探し出した.また,その時の他の二つのパラメータαとm の値を算出して 同時に画面に表示するようにした18)̲ 最適のγ値を代入した時のワイプルプロットをFig.7 に示す.また,その時のγ値,ならびにαとmの値をTable3に示す.
Table 3. Scale parameter (α), shape parameter (m), location parameter (γ) and
median failure time (M) of Weibull distribution on the conditions of
split‑aging and applied stress.
Sample
(Agingcondition)Stress
scaleparam a(Xl｡3se:ter
)lShapeparameterLocationpa r(xi｡3::meter
c)
Median failuretime
M (×103sec)
120℃‑2Days
loo℃ ‑ 3Days
13. 44 8257. 73
1. 055 2. 388
5. 08 113. 15
1. 051 1. 682
80℃ ‑ 4Days 2. 93
31. 87
1. 142 1. 318
3.60 13. 80
Fig.7からわかるように,いずれの場合も破断寿命tfのワイプルプロットは1直線上に分 布する単一ワイブル分布として解析することが出来る.即ち,いずれの時効処理条件において ち,負荷応力が降伏応力の80%の場合は,形状パラメ‑タがm≒1の偶発故障型であり, 60
%の場合は時効温度が高くなると大きくなるがm≒1.3‑2.3 で, m>l の摩耗故障型であ る.
AトZn‑Mg合金の応力常食割れ(第2報)
3･3 破面観察結果
前報では光学顧微鏡により破面観察を行な ったが,本報では焦点深度の大きな走査型電 子顕微(SEM)を用いて,最もSCC感受性が 低かった120oC で2日間の時効処理を行な った試験片の中で,累積確率が最小の5%, 中央値の50%ならびに最大値の95%にあたる 試験片の破面観察を行なった結果をPhot0.
1に示す.上2列は前報の試料紬における破 面で,比較するために示した.
破面観察の結果から,短い時間で破断した 場合と長時間かかって破断した場合の破面の 差異は判別しにくいが,どちらかと言えば, 長寿命の試験片の万が結晶粒径が小さく,そ
の粒界面での破断が多い.試料紬と本報の2 段時効した試料(A)との差異は明瞭で,試料軸
では粒界面での破断の割合が多いのに対し て,試料(B)の破面は結晶粒内の変形破壊の割 合が著るしく多くなっていた.また,負荷応 力の80%と60%との差はほとんど判別出来な
かった.
上述の結果から, 1段時効した試料軸の結 品粒界内には析出相(77相)が優先析出して 粒界面での耐食性を著るしく悪くし, sec
破断が典型的な粒界破断型になるのに対し
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Fig. 7. Weibull distributions of failure times under applied stresses of 80% and
603? of the yield stress on each spliト aging condition.
て, 2段時効した試料(B)においては,結
晶粒内と結晶粒界に析出した析出相の割合に大差がなく,粒界面の破壊だけでなく粒内での破 壊が多く起ったと解することが出来る.
4.考
前章で破断寿命trの確率分布は途中で折点をもつ2直線に分布するとして,その勾配mを 求めたところ,いずれも m>1であった.これは二つの異った故障モードで分布する複合ワ イブル分布ではなくて,分布が上に凸形に曲っているためだとして,ワイブル分布関数の形状 パラメータγに適当な値を代入することにより, 1直線に分布する単一ワイブル分布として解 析した.
そこで,上記の方法が妥当であるかを検討するためと,時効処理の影響を検討するために, 寿命区間を任意に設定出来る度数分布のプログラムを作成し,この度数分布に重ねてワイプル
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666min
Photo. 1. SEM observations of surface fractured by stress corrosion cracking in the samples
㈹ and (B) under the applied stresses of 80% and 60% of the yield stress. The
times are failure times. (×45).
Al‑Zn‑Mg合金の応力常食割れ(第2報) 105
分布の累積確率分布関数F(t)と確率密度関数f(t)‑m/α (t‑γ ・expト(卜γ)m/α)な らびに故障率九(t)‑m/α (t‑γ)m を描き,さらに設定区間におけるf(t)から算出した度数 fcを表示するプログラムを作成して,パーソナルコンピュータのグラフィック画面に描きだし た.その結果を負荷応力が降伏応力の80%の場合をFig. 8 に, 60%の場合を Fig. 9に示す.
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Fig. 8. Cumulative failure distribution tune‑
tion F(t), failure probability density function f(t) ×N and failure rateん(t) vs time curves drawn on the hist0‑
gram, and plots of calculated ire‑
quency (fc) on each split‑aging con‑
dition under applied stress of 8096 0f the yield stress.
10 20 30 40 50 60 70 80
0 I
一oo "C ‑ 3 D a ys I
● . .一r′.一 l一一一.メ .一一
.JI‑ + ■.■...■
10 20 3 0 4 0 ▼ 50 ▼6 0 70 80
(こd・ (サ)V'‑‑‑‑‑oh*n
Time(x103〜∝)
Fig. 9. Cumulative failure distribution func‑
tion F(t), failure probaDility density function f (t) ×N and failure rate九(t) vs time curves darwn on the hist0‑
gram, and plots of calculated fre‑
quency (fc) on each splita‑ging con‑
dition under applied stress of 60%
of the yield stress.
負荷応力が降伏応力の80%の場合, 120oCで2日間の2段時効では 5(×103sec)に区間設 定した時の度数分布上にf(t)に試験片総数19をかけた値の区闇の和 f｡ (図申黒丸で示す)杏 プロットするとよく一致している.また,確率密度Ht)の値は小さいので,ここでは試験片 総数19をかけてNxHt)に拡大しているが, NxHt)は0.72 (×103sec)から下り勾配をも つ指数分布であることを示す.同様に100oCで3日間の2段時効ではその度数分布は区間設 定を4(×103sec)にすると f｡とよく一致した分布を示し, 80oCで4日間の2段時効では区 間設定を 2(×103sec)にすると f｡とよく一致した分布であることがわかる.即ち,いずれ
も単一ワイブル分布であるとして解析してさしつかえないことがわかった.
負荷応力が降伏応力の60%の場合も,いずれの2段時効処理においても区間設定を10(×103
sec)でその度数分布を描き,計算による度数fcをプロットすると,よく一致した分布を示し ており,この場合も単一ワイブル分布として解析してさしつかえないと考えられる.
次に,この度数分布に重ねて描いたF(t), f(t)ならびに九(t)を比較することにより,確率 的比較が可能である.例えば,故障率九(t)で比較すると,負荷応力が降伏応力の80%の場合, 120‑Cで2日間の2段時効では九(t)‑0.1/(×103sec)の値をとるのに対して, 100‑Cで3日
Aging temperature (‑C )
0 0
3 2
( D
3 S
E e
i x
) J
t +
7 /
Aging temperature (‑C )
Fig. 10. Shape perameters (m), location parameters (;‑), mean failure times (ft+γ) and
median failure times (M) plotted vs aging temperature, obtained from Weibull
distributions of failure times in the samples (A) and (B) under applied stresses
of 80% and 60% of the yield strss.
Al‑Zn‑Mg合金の前力常食割れ(第2報) 107
問の2段時効では九(t)‑0.25/(×103sec)と大きくなり,さらに 80‑Cで4日間の2段時効で は九(t)‑0.35‑0.55/(×103sec)とより大きな値をとることがわかる.負荷応力が降伏応力の 60%の場合は, m>l のため九(t)は時間とともに次第に大きくなる. 2段時効処理で比較す ると, 120oCで2日間の場合が最も低い値で次第に増加しており, 100oCや80oCで2段時効 した時の九(t)より40(×103sec)以下の時間ではかなり低い値であることがわかる.
前報の1段時効した試料紬の結果と本報の2段時効した試料㈱の結果の比較から2段時効の 効果について検討する. Fig.10はワイブル分布の形状パラメータ m,位置パラメータ γ,辛 均寿命〝+γならびに中央値Mを時効処理温度について負荷応力の別に比較したものである.
分布の形状を表わす形状パラメータ mは試料紬, (B)とも負荷応力が高い80%の場合ではm≒
1の値で差は認められない.また,負荷応力が60%の場合は試料軸ではすべての時効温度で m÷1.6 の値をとるのに対して,試料(B)では温度が低いほど小さな値で, mは1.3‑2.3の値 をとったが,この場合も大差があるとは考えられなかった.即ち,破断寿命の破壊モードは時 効温度に関係するのではなくて,負荷応力に関係していると考えられる.
次に,この時間以下では破断が起こらない保証時間と解せられる γ値について比較すると,
I‑ . ‑ .
′′ 8 0 %
‑ ‑ . ‑ .
I ,
‑
. ′
, ′
′ ノ
‑ , /
′′′ 6 0 % ー2 0 ℃‑2 D a y s
10 20 30 40 50 60 70 80 一.‑′.
807.,′r *ecriy ′ノ
′ ′′
′′ ′
∫ ′′
′ ′
′ ′
′ ′′ l ′′
′ ′; /
′′
′
一oo℃‑ 3 Days
10 20 30 40 50 60 70 80 一一一一一一rP
8 0 V . ′′ 6 0 V .
‑ . . . .
8 0 ℃ 一A D a y s
.
0 ー0 20 3 0 4 0 5 0 6 0 70 8 0
Time(xl(Fsec)
Fig. ll. Cumulative failure distribution tun‑
ction F(t) vs time curves of the sample (心drawn with dot lines and of the sample (B) with solid lines under each aging temperature and applied stress.
試料紬ではすべての条件でその値は1.0(×
103sec)以下であるのに対して,試料(B)では 80‑Cと100oCの2段時効では1.5‑2.1(×
103sec)と試料㈱よりは大きいが,大差は 現われない.しかし 120oC の2段時効で は,負荷応力が降伏応力の60%では 4.8(×
103sec), 80%では7.2(×103sec)と著るし く大きくなった. 120oCの時効温度で2段時 効の効果がよく現れていた.
ワイブル分布における平均寿命値は 〝+γ で表わされる.ここで, 〝は二つのパラメー タ mとαに関係して, M‑αl′′m・r(i/m+
1)である.従って,平均寿命値〝+γは三 つのパラメータに関係している. 〟+γ の値 を時効温度でプロットすると負荷応力が80%
の場合は, 80‑Cと100‑Cの時効温度では差 が現われないが, 120oCの時効温度で2段時 効の効果が著るしく約3倍の平均寿命となる.
この事は負荷応力が60%の場合も同様である が, 100oCの時効温度でその効果が認められ る.中央値Mを時効温度でプロットすると, 2段時効はより鮮明となる.即ち, 80‑C の 温度ではいずれの負荷応力においても差は微 少であるが 100‑C の時効温度で明瞭とな
り120‑Cでは負荷応力に関係せず大きな差が
現われている.
2段時効の効果を累積確率F(t)‑t曲線で示すと Fig. 11のようである. 120‑Cで2日間の 時効処理では,実線で示す試料(B)の曲線が,負荷応力が80%の場合は, F(t)が5‑95%まで全 範囲にわたって長時間側にずれているのに対して 60%の場合は F(t)が5‑50%で大きく長 時間側にずれているけれども, F(t)が50%以上ではその差は次第に減少している. 100‑C で
3日間の時効処理では,負荷応力が80%の場合の曲線のずれは僅かであるが 60%の場合はそ れよりもやや開きが出る. 80‑C で4日間の時効処理では,いずれの負荷応力の場合も開きが 出ない.これらの比較から次のように解せられる. 80‑C の2段時効では1段目の室温で時効 した時に析出したG. P.zoneは80oC に2段時効しても,初めから 80‑C で高温時効した G. P. zoneの析出分布状態と大差ないことを示している. 2段時効の効果は100‑C以上の温 度で現われ 結晶粒界と結晶粒内に均等に析出した G. P. zoneを核として中間相である り′
相が析出することにより, 1段時効との差異が明瞭になったと考えられる.従って,安定相で あるり相は120oC で析出する19)ので,結晶粒界に優先的に析出して局部腐食の起り易い1 段時効処理と,結晶粒内と結晶粒界に均等に析出する2段時効処理による結晶粒界の耐食性の 向上で大差が現われたと考えられる.
5.ま と め
前報と同一の化学組成をもつAト5.3wt. %Zn‑1.4wt. %Mg 合金の SCC におよぼす2段 時効の効果を調べる用句で, 460oCで1時間の溶体化処理後永水中に焼入れして, 1週間の室 温での時効(1段目の時効)の後, 3種類の2段時効処理, (D120‑Cで2日間(2)10OCCで3 日間ならびに(3)80‑Cで4E]間,を行なった試験片を, pH 4.0で3.5%NaCl+0.2%H202の 水溶液中で,降伏応力の80%あるいは60%の負荷をかけて, sec試験を行なった.割れ発生時 間ti,割れ伝播期間t｡ならびに破断寿命trを測定し,これらの値を確率変数としてワイブル 分布で解析し,次のような結果を得た.
(1)ワイブル確率紙に19個の試験片のti, tcならびにtfをプロットすると, t｡はほとんどの 場合その分布の勾配mが1より小さな破壊故障型を示した. tf はtj と非常に接近して分布 し,その勾配もよく似ていた.また, tfの分布は見かけ上途中で折点をもつ2直線上に分布し たが,その勾配mの値はいずれも m>1で故障モードの異なる複合ワイブル分布であると は解せなかった.
(2)そこで, 2直線上に分布しているのではなく,プロットが上に凸形に曲って分布している と判断して,ワイブル分布関数F(t)‑l‑expト(t‑7)m/α)の位置パラメータ γの値をtry and failにより最適値を求め代入することにより,負荷応力が降伏応力の80%の場合はm≒1 の偶発故障型に, 60%の場合はm>1の摩耗故障型となり,すべて1直線上に分布する単一 ワイブル分布に従った.
(3)破断寿命tfのワイブル分布関数F(t)の尺度パラメータ α,形状パラメータ m,ならび に,位置パラメータ γを求め,その度数分布上に計算で求めた度数fcをプロットすると,ほ ぼよく一致した分布であることから,単一ワイブル分布として解析してさしつかえないと判断 した.そして,累積確率分布曲線(F(t)‑t),確率密度曲線(f(t)×N‑t),ならびに故障率曲
AトZn‑Mg合金の応力腐食割れ(第2報) 109 線(九(t)‑t)をその度数分布士に重ねて描くことにより,時効処理条件によるSCC感受性を 比較することが出来た.
(4)前報の1段時効した試料(A)と本報の2矧時効し7こ試料(a)で求めだワイブル分布関数 F(t) の三つのパラメータ m, γ, αが関係する平均寿命伯FL‑ト γと中央値Mを時効温度でプロッ
トして2段時効の効果を調べたところ,その効果は120''Cで2日間の時効処理で最も著るし かった.また, F(t)‑t 曲線について試料(A)と試料(B)を比較すると, 2段時効の効果は G. P.
zoneの析出する80‑Cでは効果がなく, 7′相の析出する100‑Cで効果が出はじめ,り相の析 出する120‑Cで最も効果が大きかった.
(5)最も SCC感受性が低か一,た120｡C で2印m寺効処理した試料(A)と試料(B)の試験片の中 から,累積確率が最も小さい5%,中央値の50%,最大の95%の破面を走査型電子顕微鏡で観 察した結果,前報の試料(A)の破面は典型的な粒界破断型であるのに対して,本報の試料(B)の破
面は,粒界での破壊だけでなく結晶粒内の多様な変形による破面が観察された.
最後に,本研究の遂行にあたって,大阪大学二r二学部金属材料工学科山根寿巳教授,南埜宜俊 助手ならびに平尾桂一･技官に多大のご援助･ご助言をいただいた.ここに記して深く感謝の意
を表します.
参 考 文 献
1)横堀武夫:材料強度学,技報堂出版, (1955).
2)横堀武夫:材料強度学‑第2版,岩波全書, (1974).
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9) T.Yamane, K. Hirao, K. Yoshimoto, T. Oka and K. Takeda : Z.Metallkde, 74 (1983), 603.
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13)岡 俊博･武 和彦.'奈良教育大学紀要, 32‑2 (1983), 99.
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15)和泉康男･岡部洋一郎･藤本英明･長村光造･山川宏二･村上陽太郎:日本金属学会誌, 43 (1971),671.
16)真壁 肇: "ワイプル礎率紙の使い方一信頼性のための統計的解析‑′′日本規格協会,増補版, (1980).
17)塩見 弘:信頼性工学入門〝改訂2版,丸善, (1972).
18)大滝 厚･鈴木和幸･長沢伸也: "パソコンBASIC統計解析〝 ,東海大学出版会, (1984).
19)村上陽太郎: "合金の時効過程とその解釈′′ ,日本金属学会, (1968), 74.
