水素による遅れ破壊におよぼす負荷様式の影響＊

水素による遅れ破壊におよぼす負荷様式の影響＊

藤 原 意＊＊ ．ヒ 田 達．男＊＊ 山 口 常 昭＊＊＊

（昭和59年4月28日受理）

Effect oi Leading Mode ofi Delayed Fracture due to Hydrogen

Sa to shi FuJlwARA Tatsmo UF．．DA Tsuneaki YAMAGucm

（Received April 28， 1984）

 Delayed fracture due to hydrogen is well known to occur very easily in notched specimen under tensile loading （，Cracture mode I） but the behavior under another loading （fracture mode l， 1［1） is not known．  lhe most convenient mode M （shear） loading arrangement is the torsion of round bars． Then， we confined the present study to mode 1 ap−d II［ tests and di・scusseq． about the effect of loading mode on deiayed fracure due to hydrogen．

The results are sumrnalized as follow ；

 （1） Delayed fracture occurs also under shear loading， but fracture sensibility was lower than that under     tensile loading，

（2） ln the case of as−received material of HT80 steel， the effect of notch was not occured and the fracture     of all of specimen was shear type．

 （3） in the case of heat treated material （13eOOC x lhr．一一＞W． Q．） of samLe steel， delayed fracture strength     o f notched specimen becomes stronger than that of plane specimen． Fracture of plane specimens was     tensile type， and it is similar to the another brittle material．

1．緒 ^雷

 鋼構造物の大型化にともない経済性の観点から構造物の 軽量化が進められている。このため，従来から多く用いら れている軟鋼に比較して重量強度比の高い高張力鰯が多用 されてきており，最近では200kgffimm2級高張燗も出現 している。

 しかし，高張力鋼も高強度化にともない溶接時に生ずる 溶接低温割れ，低温ぜい化，さらには石油精製プラント中 の硫化水素環境において生ずる応力腐食割れや，水素ぜい 性割れの発生など使用上の問題点が多くある。これらのう ち，水素ぜい性割れは金属に引張り強さ以下の応力を作用 させた時，ある時間経過後割れが生ずるといった現象とし て現われる遅れ破壊である。

 ＊第27回材料研究連合講演会にて発表（昭和58年9月）

＊＊金属工学科

＊＊＊松尾橋梁（株）（金属工学科前教官）

 一般に，鋼中に水素が存在すれば機械的性質が劣化し，

遅れ破壊を越すことはよく知られており，鋼の水素ぜい化 現象を外部応力と関連づけて研究が行われている。荒木

は1），陰極電解法ならびに高温にて水素を添加する高温法 とにより，定荷重引張り遅れ破壊試験機にて多くの鋼材に ついて研究しており，負荷応力と破壊時間との聞には良好 な対応関係があり高強度材ほどぜい化の割合が高いとして いる。また，Troianoらは2），鋼中の水素量を変化させて 遅れ破壊試験をしており水素量が多いほどぜい化しゃすい

と報告している。

 これまでの研究はいずれも引張り荷重下での遅れ破壊試 験であり負荷様式の影響に関する研究例は少ない。実際の 構造物を考えた場合，組み合わせ萄重下での遅れ破壊挙動 について検討する必要がある。

 そこで本研究では，組み合わせ荷重下での研究の前段階 として定モーメント涙り荷重下での遅れ破壊特性について 調べ，これまでの定荷重引張り遅れ破壊試験結果と比較検

一41一

津山高専紀要第22号（1984）

討することを主目的とした。

       2．実 験 方 法  2．1 供試材料および試験片形状

 実験に使用した鋼材は板厚15㎜の80kgf／㎜2級高張力 鋼で，その化学成分ならびに機械的性質をTable 1に示

す。

 試験片は鯛材の圧延方向と試験片長手方向とが一致する ように採取し，Fig．1に示す形状・寸法に加工した。図 中には懸り形試験片の形状を示したが実験は両端にネジ加 工を施した引張り形試験片についても行った。また，円周 切欠き付試験片をも用いたが，各負荷様式での応用集中率

（kt）をNeuber3）により与えられている応力集中率表から 求めTable 2に示した。材料としては80kgf，／mm2級高張力

Table 1 Chemical composition and mechanical properties   Chemical Composition （wt ％）

c

O． 10

si 晦

。． 30 i o． go

P s

O． OIO O． 008

Cu Cr Ni Mo

g．m2410・4s 1！：一9i 1111．一g・AZ

Mechanical Properties

As Receiveb mhtoooNc×ih−

一．一W．Q．

Y．S．kgf／mm2堰@T．S．kgf／mm2i El． ％

77． 8

95． 3

81． 2

116． 1

20． 0

12． 8

Hv soOg 275 365

To一^CSI  kgf， mm2

75． 5

104． 9

N 爵り

To．S． ： Tosional Strength

Table 2 Stress concentration factor of used notch

xx．z NotchL LoadingE

w 1 O．1R Vnotch Tension Kt＝7．7 Torsion Kt−2．6

1． OR Semi Cir． Notch

Kt＝＝1．9

Kt＝：1．5

  一 RID

魍 園

  Semi Cir． Notch 4sO V Notch Ral Fig．1 Shape and dimension of test specimens

鋼であるが，この鋼の受入れ材と1300℃にて1時間加熱後 水冷の熱処理を施した材の二種（便宜上以下前者をR材，

後者をH材と呼ぶ）である。各州の組織写真をPhoto 1 に示す。（a）は受入れ材で焼戻しマルチンサイト組織であ るが，（b）は結晶粒を粗大化した後の焼入れマルテスサイ

ト組織である。

       （b） μ軸    （a） ．zOwu−8 mm

As Received   13000C x lhr． ． w，Q．

      Phto 1 Microstructure of used rnaterials

 2．2 実験装置ならびに実験方法

 実験装置としては引張り形の場合これまで多く用いられ ているレバーを介して負荷するものであるが，涙り形試験 機は本研究用に試作した。Fig．2にその概略図を示す。大 別すると荷重を負荷する部分と水素を添加する電解部分と で構成されており，荷重は⑤のプーリーを介して伝達する ようになっている。⑧にはピローブロックを用いてある。

ユrJ

一

・主＝： ≡去コ

二三一O

一

1 6

⑥：＝＝＝

Fig． 2 Schematic representation of testing apparatus

 鋼中に水素を溶解させる方法としては，これまで水素ぜ い化を研究する際に多用されている陰極電解法を採用し た。本法によると，溶解水素量は電解液の種類，電流密度 の影響を受けることより，電解液としては，遅れ破壊試験 に多用されている5％硫酸溶液16中に促進剤として黄隣 29を二硫化炭素20CC中に溶解させた液を用いた。また，

電流密度についてはZaffe4）らは0．06A／cm2以上，また荒 木1）は0．08A／Cln2以上の電流密度にて電解を行った場合，

鋼への溶解水素量は電流密度の変化のいかんにかかわらず 一定であると報告していることより，本実験では0，1A／cm2 とした。試験片は表面の油分を除くために溶剤としてトリ クロルエタンを用い超音波洗浄し，その後試験片平行部の うち中央部20mmとチャック部を除いてシリコンゴムを塗

布して表面積を一定とした。

 破壊時間の測定には時間計を用い，所定の荷重を負荷後 電解を開始しその時を破壊時間の基準とした。また，電解 液は24時間毎に交換し，10000分目約7日）負荷しても破壊 しないものは，もは．や破壊は生じないものとしてその応力 を破壊発生限界応力の算出に用いた。

3．実験結果ならびに考察

3．1静的引張りならびに振り試験結果におよぼす水素の   影響

 遅れ破壊試験に先立ち，R材およびH材の平滑材での静 的試験結果におよぼす水素の影響について検討した。

 水素無添加および添加直後の静的引張り試験により得ら れた荷重・伸び線図の一例をFig．3に示す。 R材では水 素添加の有無は引張り強さにそれ程影響しないようである が，H材では水素を添加することによりそれは著しく低下 する。また，伸びに関しては両材とも減少するがH材でそ の傾向が著しいことが認められる。

Table 3 Results of torsion test

As Received

Test Condition Uncharged

2hr． charged

Unloaded

鴨脚臨・

Trnax．（kgf／mm2）

75． 5

74． 7

71． 7

I

l Uncharged ^104． 9

13000Cxlhr．

       1  O．5hr， charged

u．рv．Q．

       1 T＝45kgf， iiisn2 2t一 eharged Unloaded

O．5hr， charged

r ＝＝ 45kgf／ rnm2

（Reversed）

94． 5

89． 1

100． 6

Current Density ； O．IA／cm2

（｝X碍︒﹂

2000

1mo

o

As received   一 ［Hj F−ree    一一一 CH］ Charged

（｝

nエ︶U毎︒﹂

2000

1am

へ去

1300eCxlhr．一W，Q．

一 ［H） Free 一一一@［H］ Charged

      0

1234 1234

Etongation（mm） G．L．＝20 E［ongation （mrn） G．Lr−20

   （a） （b）

    Fig．3 Load−elongation diagrarn

一43一

 静的振り試験の条件ならびに結果を Table 3に示す。無負荷下での水素添 加では前述の静的引張り試験結果と同 様にR材では．攣り強さにほとんど影響 をおよぼさないが，H材では約10％の 強度の低下が生じた。しかし，H材の この涙り強度低下も引張り強度の低下 割合いと比較した場合小さいことより 涙りの場合には水素の影響が小さいも のと考えられる。負荷応力下で水素を 添加した場合の涙り張さを調べた。そ の結果，両材とも無負荷のものに比較 して約5％の強度低下が認められた。

津山高専紀要第22号（1984）

これは水素添加時の負荷応力の影響が現われ試験片表面に 微小割れが生じたためと思われる。なお，表中の涙り強さ は3本の試験片による平均値で表わしており，負荷応力な らびに負荷時間の選定には後述する涙りによる遅れ破壊試 験結果を参考にした。

 一般に，延性材料の涙り破壊は最大せん断応力が生ずる 面に沿ってすべり変形が進行し，軸方向に直角な最小断面 部で生ずるとされている。本研究でも，両材とも水素無添 加の場合ならびに無負荷下で水素添加した場合には同様な 破壊形式となった。その一例をPhoto 2（a）に示す。しか し，H材の負荷応力下で水素添加したものの破壊状況は異 っていた。すなわち，水素添加時の負荷方向と同方向に涙 つた場合には（b）に示すごとく破壊部以外に引張り主応力 と直交するラセン面に肉眼でも観察される大きなき裂の開 口部が認められた。これは水素添加時に生じた微小割れが 涙り試験時に開口したものと思われる。また，破壊部もラ セン面に沿う多数の微小割れが合体するためか他のものと 異なり凹凸の多い盤面となっていた。一方，逆方向に繋っ た場合水素添加時に生じているであろう微小割れは静的涙 り試験時に圧縮応力を受けるため開口せず，Photo2（a）に 示したものと同様な破壊形式であり，振り強度も同方向戻

りのものより上昇することが認められた。

︵ 灘禦鞍響轡

Photo 2 Fracture appearance under static tosion test

 これらの結果より，静的涙り強度に関してはR材は水素 の影響は少ないが，H材はその影響を大きく受ける。ま た，水素添加時の負荷：方向と涙り試験時の負荷方向とが強 度ならびに破壊状況に影響することが明らかとなった。

 3．2遅れ破壊試験結果

 Fig．4にR材の涙りによる遅れ破壊試験結果を示す。一 般に，引張りによる遅れ破壊線図は応力集井野の増加にと

もない破壊発生時間は短時間側に移行し，破壊発生限界応 力（σ r）も低下することはよく知られている。しかし，振

りの場合には図からも明らかなように切欠きの影響はほと んどないといえる。すなわち，切欠き材の破壊線図も平滑 材のそれとほとんど同様な傾向となる。このことは円周切 欠きによる応力集中率がTable 2に示したように引張りの 場合に比べて小さいこと，さらにはせん断応力による遅れ 破壊感受性の低下が考えられる。いずれにしてもせん断応 力下でも遅れ破壊が生ずる。

  10 8 6 4 2も罵言5雷εりの星嚢 HTeO As Received OTorslon muhed

轟  〃   5etrti，cir．

0  解   V閲電d聰d

D o一一．一一一一．一一一．A Oe．一一．oo−paA−k

      10豊         10    ，♂

        Fra疋ture  Tir鴨●   r駒酢n．⊃

Fig． 4 Variation of fracture time with applied stress    under constant tosional load test

 遅れ破壊におよぼす負荷様式の違いについて整理したも のをFig．5に示す。（a）はR材の場合であるが，族りの場 合も引張りの場合とほぼ同様な傾向を示すが、戻りによる遅 れ破壊感受性が若干鈍いようである。これは呵りの場合せ ん断応力であることさらには径方向に応力分布を有するこ とが影響しているものと思われる。H材について同様な整 理をしたものを（b）に示す。1300℃にて1時間加熱後水冷 の熱処理を施すと引張りの場合非常に低い負荷応力にても 破壊が生じ，σcrは約10㎏f／㎜2程度になる。これは結 晶粒の粗大化により粒界強度が低下したためと思われる。

これに対し，張りの場合感受性は鈍くなりσcrは約40kgf／

㎜2と増加する。破壊状況ならびに野州受性の鈍化につ いては後述するが，H材の涙りによる破壊面は他のものと 異なり最大引張り応力面で試験片軸に約45。傾斜したラセ

ン面であった。

 H材の切欠き効果について整理したものをFig．6に示 す。引張りの場合切欠きを付与すると遅れ破壊感受性は高 くなることが知られているが，H材の判りの場合では切欠 きを付与することにより寿命は長くなり，σcrも非常に高 くなる。これは平滑材と切欠き材とでは破壊の形式が異な り，平滑材では最大引張り応力面にて破壊が生じ，切欠き

   脚806040 3D

︵tε︑δど︾詔︒﹂お星吾︽ HT80 As Recetvecl O Tersion smcothed e Tenston i．

噂く

10  10t 10S

  Frecture Tirne （ ^min． ）

   （a）

io

HTeo 1300fo xlhr−wQ．

 O  rorsion  5嗣oothed  ● Tens聾pn   噸

   oo 80 60 40 2匪

︵㌃ξい9︾のω︒﹂あ℃︒＝婁          HT so 1300ecxlhr．．w．Q．

      o   ^Tersion鋤電hed       O   Vnotched 噂ロ¶一ロ、

＼こコ

      fot lo2 10f 10

         Fracture Time （ ^min． ）

Fig． 6 Variation Gf fracture time with applied stress    under constant tosional load test

  oo 80

︵圭ξ獅2︸ O  −創Uρ0   4

の馴り2郡

0 2

℃盈真〜

K．lrN

．

e−v．．一一一一一一一

Fig． 5

 Ftt 一丁目2一 Tta d

     Fracture Tirne （min・）

     （b）

Effect of loading mode on delayed fracture

材では最小断面部にてせん断応力により破壊したためと 思われる。この結果より，H材の切欠き材の破壊特性は Fig．4に示したせん断応力により破壊するR材の傾向とよ

く似ており，R材の結果を少し長寿命側に移行したものと なっている。いずれにしても図よりH材では切欠き強化形 となるといえる。

 3．3破壊形式ならびに破面観察

 単純引張りでは引張応力（a・max．）と最大せん断応力

（Tmax．）の比はTmax．／σ max． ・＝ Y2であるが，純粋法りの

場合Fig．7に示すように試験片軸に直角または平行な面 上に最大せん断応力を生じ，軸と45。をなす面に直角に引 張り応力と圧縮応力が作用し7max．／σmax＝1／1となる。

また，破壊の形式としては延性材料を上る場合には最大せ ん断応力が作用する面に沿ってすべり変形が進行し，その 面で破壊が生ずるのに対し，ぜい性材料では最大引張り応 力に直角な面で，すなわち図中のa1に直角な面でラセン状 に破壊することはよく知られている。

 本研究により得られた罹りによる遅れ破壊試験片の破壊 状況ならびにマクロ破面写真をPhoto 3に示す。（a）は R材のものであるが他の延性材料と同様な破壊状況であ る。一方（b）はH材のものであるがラセン面に沿う引張 り形破壊を起した様子がよくわかる。H材も延性材料であ るにもかかわらず引張り形破壊を生じたのはH材が水素添 加によりぜい性材料化したためと思われる。また，Fig・ 5

（b）に示した則りによる遅れ破壊感受性の鈍化原因として はFig．7に示すように引張応力σ1と同じ圧縮応力σ3が軸

：方向と45。のうセン面に作用し，この圧縮応力が寿命なら

て

｝4t 伍 ↑ _辱一〇1

ｨを

磁

←  岡ｰ

M七 ^{賄 x亀στ} ︶図

T ^JrrmaJ（

Brittle Materiat Ductiie Materlal

  FiLsv．7 Stress components and fracture modes under tosion test

一45一

津山高専紀要第22号（1984）

びにσcrの上昇に作用しているものと考えられる。

（a）

鱗四二

灘野州

        （b）

Photo 3 Fracture appearance under delayed      fracture test

 R・H両町の破壊面を走査形電子顕微鏡によりミクロ観 察を行った。Photo 4に両刃の水素無添加試験片の静的涙

りによる破門の一例を示す。マクロ的には結晶粒径の違い による影響は認められないが，延性破壊面に生ずるディン プルの径を比較すると結晶粒径の大きいH材の方が大きく 観察された。両材とも試験片中心部近傍で等軸ディンプル が（b），（b ）に示すごとく観察された。これに対して外周 部近傍では涙りよりつぶれた破子と（c），（c ）に示すごと くせん断二面に通常認められる伸長ディンプルとが観察さ れた。この破面の特徴は水素添加材さらには遅れ破壊試験 片にも共通するものであり，水素添加の有無はディスプル 径には関係せず，材料の結瓢粒径がディンプル径に影響す るようである。

 Photo 5に両材の平滑材での遅れ破壊破面を示す。 R材 では（b）に示すように麺から約0．1㎜の紛が特徴的 で，荷重負荷後比較的初期に水素の影響をそれ程受けるこ となくせん断応力によると思われる野面が見られ，内部に は（c）に示すような水素による擬へき開野面が認められ た。この擬へき開歯面は定荷重引張りよにる遅れ破壊破 面5）とよく似ている。これらより水素の影響を受けた破面 部分では引張りとかせん断といった破壊様式の違いによる 影響は少ないようである。一方，H材の破面はR材のそれ とは異なり（b ）に示すような粒界形の破壊を生じ，ミクロ 的には（c ）に示すような引張りとせん断とが交互に作用し たような鋸歯状の野面となっていたが，これにはマルチン サイトラスに沿う二次割れも影響しているものと思われ る。この鋸歯状破面は黒鉛の涙りにより観察されている破 面6）とよく似ていた。

 Photo 6（a），（b）に両材のV切欠き付遅れ破壊試験片の マクロ破面を示す。R材では平滑材のそれとそれ程の変化 は認められない。しかし，H材では切欠き底に大きなピッ ト状の空孔と粒界に沿い軸方向に成長した二次き裂が認め られる。また，（bりに示すように切欠き面にせん断応力方

向と異なる軸線と約450傾斜した方向に微小き裂が発生し ている。この多数の微小き裂の発生は，H材ではせん断応 力よりも引張り応力による方が破壊を起しやすいというこ とを示唆しているものと思われる。この種のき裂も切欠き 面での断面積の増加と関係して実応力の低下とともに停留 していた。水素による野面は（c），（c ）に示すように両材 ともほぼ同様な擬へき開破面となっていた。破面観察結果 よりH材では平滑材と切欠き材とでは破壊形式が全く異な ることが明らかとなった。この違いがFig．6に示したH材 の刷りでは切欠き強化形となる原因と考えられる。すなわ ち，H材の切欠き材では荷重負荷後比較的初期に切欠き底 に引張り応力によりき裂が発生し，その後も平々に切欠き 面へと進展するが（b ）に示すように停留するため，渇き裂 は長時間を要した後にピット状空孔から粒界に沿う二次き 裂をともないながら破壊へと進行したためと思われる。い ずれにしても，引張り応力によるよりも涙りによるせん断 応力の方が遅れ破壊感受性は鈍くなることが明らかとなっ

た。

4．結 ^言

80kgf／㎜2級高張力綴入れ材（R材）と1300℃にて1 時間加熱後水冷の熱処理を施した（H材）を用い陰極電解 法により水素を添加して静的引張りならびに興り試験結果 におよぼす水素の影響，ならびに遅れ破壊におよぼす負荷 様式の違いさらには切欠きの影響について検討した。得ら れた結果を要約すると次のごとくである。

 〔1），両材とも水素を添加することにより引張り強さなら   びに伸びは低下するが，焼入れマルチンサイト組織の   B材の方がその低下の度合が大きい。

 ②，H材では水素添加時の搾り方向とその後の肥り試験   時の負荷方向が正逆により閉り強さならびに破壊状況   が異なる。正方向では破壊部以外にラセン面に沿うき   裂が多数生じ凹凸の大きい破面となり，強度低下の度   合が大きい。

 （3），Troianoによれば遅れ涙壊には引張り応力の存在が   必要であるとしているが，せん断応力下でも遅れ破壊   は生じる。しかし，遅れ破壊感受性は引張りの場合よ   りも低い。

（4），延性材料であるH材の平滑材に水素を添加すると，

  ぜい化するためか他のぜい性材料と同様に軸線と45。

  傾斜したラセン面に沿って引張り形破壊を生じる。

㈲，R材の涙りによる遅れ破壊試験結果には切欠きの影   響は現れない。一方，H材では切欠きを付与するとせ   ん下形破壊となり切欠き強化形となる。

⑥，H材の平滑材では涙りの場合でも引張り形破壊とな   るが，凹面観察の結果より引張りとせん断応力とが交

（a）

（ i一」

︶cR︵

濾

灘鍛窪i盤

（a ）

蹴瀕感LIL5−be

覆勤

（b ）

H

Photo 4 Fractographs of hydrogen free static tosion test specimen

一一一 47 一

津山高専紀要第22号（1984）

（a）

藤

、織弾

（b） 幽

・．灘．。：

（c）  幽

     （R）

 （ ＝65kgf／mm2  F． T． ＝1057min．

（ ，a）

態

   鯵羅鐵

鋤鍵

㍊獅〃

（ bt） 罫

蝿ヒ︑覧籔

勘

（d）  ．幽

     （H）

 ？ ＝45 lagf／m m2  F． T． ＝55．4 min．

Photo 5 Fractographs of delayed fractured specimen

（a）

（b）

騨

鱗

，Q8Ss2t！e6 m

螺黎．難山︑  澱 蹴     −鵜匠・墨︑   誓

ワ ぜゆげ  ヤ      も欝護篤・鱗︐・

湖

 験熱

（c》  2Ω．巴

    （R）

T＝65kgf／mm2

 F． T．＝ 613 min．

（a ）

lt鱒

織繊懸一

纏編

（ b ）

腰鐵窯舞

濃㈲ 鱗開園議灘離離懸雛慰籍㌧叢

灘

r ＝ 70 kaf／mrnP

F．T． ＝

幽

灘翻 幽

（H）

3287mi臨・

Photo 6 Macrofractographs of delayed fracture specimen with V notch

一49一

津山高専紀要第22号（1984）

互に作用したような鋸歯状破面を呈することが観察さ れた。

参 考 文 献

1）．荒木，学位請求論文（大阪大学），1969年 2）． A．R．Troiano， Trans． A．S．M．52（1960）

︶︶34 ︶︶FOハ0

H．Neuber， Kerbspannungslhre， Springer V． （1958）

C．A．Zaffe． et． Welding J． Vol． 19 （1940） pp． 167一一 176．

黒田，学位請求論文（大阪大学）1976年 佐藤内山，日本機械学会論文集（A編），47巻，

422号，1981年10月