大形モデルによる発電機器の強度信頼性検討

(1)

小特集振動･強度

_{∪.D.C.る21.1る5＋る21.224＋る21.313.322〕-2.001･575‥539･42}

大形モデルによる発電機農の強度信頼/性検討

Strength

ReliabilitY

Evaluation

_of

Power

Plant

Machine

ComponentsUsing

Large

Scale

Model

本論文は,大容量化される火力発電機器及び高速化される水力発電機器の構造要素について,強度信頼性を確認するために実機大を含めた大形モデルを用い,回転破壊試験装置及び大形構造物試験機によって実体構造強度を中心として検討した結果を総括的に取りまとめ述べたものである｡更に,関連する其礎技術として,計測手法及び強度評価手法の開発･実用化についても併せ述べた｡ m

緒

言最近の発電機器はますます大谷韻化されて,火力プラントでは1,000MW級蒸気タMビンが逆転開始l),2)し,水力プラントでは343MW揚水プラントが稼動中3),4)であり,更に730MW 発電プラントが製作中である｡日立製作所では約10年前より大啓二呈,大形化に対処して発電機器の構造要素に関Lてでナ理的な構造強度設計技術の向上を阿ってきた｡ここで重要なことは,必要に応じて大形モデルによる強度試験を実施し信組性を検討した上で,その結果を`実機へ適用することである(〕このため,有限要素法による応力解析,破壊力単による強度評価法の精度向_r二5)を主体とする基礎技術の開発と併せて,大形古式験設備を充実して椎々の大形実休債追要素モデルの強度を検討してきた〔､本論文ではその結果について総括的に述べる｢_, 日

_{大形強度試験設備と構造要素の検討項目}

タービン,タ【ビン発電機,水卓､水中発電機などの発電機器の主要な構造要素は,凶転部分と静+_1一二部分とに大別される｡タービン,発電機ロータの破壊事故は,1950年代にアメリカで続発し,その他にも例が見られるが,いったん事臨が発生した場介の被害は甚大なため,イオ料欠陥に対する強度評価,すなわちロⅥタンャフト材の選定は極めて重要な課題である｡このため,日技製圭作所では昭和45年に図=二示す大形担1転破壊試験装置を設置した｡一￣方,建築,十木及び鉄鋼業界では各種構造物を合理白勺に設∈汁,施rrするため,大形構造物試験機が同内外で設置されている6)｡重電機業界でも発電機器,特に水力プラン■トでは大形化,松雄化の傾向が著Lく,構造物の変形,強憎確認の ′夫施を行なわずには合理的な強度設計ができないこ状態にな′ノてきた｡このような情勢に対応して,昭和48年には図2に示す大形構造物試験機が設置された｡以上のような大形試験設備によって,実機あるいは大形モデルの各種強度試験を行ない,構造要素の強度信頼性の確保に努めた｡表1はこれまでに実施Lた主な検討二項日をホしたものである｡このうち代表的な検討結果については,3章及び4章で述べる｡また,試験の実施に当たり開発･実用化した計測,強度評価手法などの材料強度の甚礎技術につき,5 章でそれぞれ紹介することとして,本章では,まず大形試験設備の概要について次に述べる｡ 2.1 _{大形回転破壊試験装置} 図1に示した大形回転破壊試験装置(スピンテスタと呼ぶ) 岩崎勤* 梅沢貞夫* 樋口重雄*

伊藤栄郎**

二宮

敏**

庄山悦彦**

J叩α5αたf γざ加∼om以 LJm(-ヱα以氾 Sαdα0 〟fg㍑Cんg Sん∫ge8 J∼a _〟ideo 〃J氾0れiyαSαJo∫ム/ 5んayα〝旭丘′占以ん∠たu を用いて,次の研究課題の解決を周った｡

(1)ターービン,発電機のロータシャフト柑グ)破壊敵性を信組

性のあるプミ機大の【ロ】転ドJ板によって求め,破壊力学を適用して許脊欠陥寸法を的確に評価できるようにする｡

(2)発電機器の実体構造回転体について,降伏,破壊及び低

サイクル痛労強度を明確にし,ナナ‡削勺な強度設計を可能とするしつ本装置は我が凶埴人容量のもので,空気タービンによl)i;Jし一▲一〟￣W￣￣￣i 制動空気入口一+r 潤滑油入口ー￣七r 潤滑油出口t=トーモ ■D∵■ ...(∴

①

---モー潤滑油出口 ▲-･ゴー駆動空気入口･t∃･･････潤滑油入口

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○∞○山￠3,000 基本仕様原動機形式軸流形空気タービン最高回転速度 20,000｢pm 供試体最大長さ■外径1,000mmノノ1,500mm￠最大重量 2､800kg No. _名称 No. 名称 l _{空気タービン} 恒) 鋼槽 ;′む駆動軸壇) ダンパ台･頂)供託体 (勤信号用導線 (杏ダンパ (し砂供試体取付具 ⑤ ふれ止の軸受 _･1カ防護円筒 ⑥ 緩衝筒 / / 図l 大形回転破壊試験装置空気タービンq〕によって,駆動軸②を介Lて回転円板の供託体(卦を真空の鋼槽⑦の中で回転させて破壊する｡ * 日立製作所日立研究所 ** 日立製作所日立工場

(2)

966 日立評論 VO+.59 _{No.12(19了7-12)}

繁

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宅讃三ゾ′萄

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(a)外観

感

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娘滞項目仕様項目仕様最大容量引張り:】′200t _{有効支柱間隔} 2.5m 圧縮:l,200t

い寸属機器

最大容量:動的±300t 曲げ:2′400卜m _{ストローク:最長±50mm} 戻 _{し荷重:500t} _{振幅/〕塞度:±5mm/lHz} ラムストローク単動:lノ008mm (b)基本仕様図Z 大形構造物試験機 (a=ま外観を示すもので,基本仕様を(b)に示す｡上部クロスヘッドと移動クロスヘッドの間で引張試験を行ない,移動クロスヘッドとベッドの間で圧縮及び曲げ試験を行なう｡表l _{構造要素の実体構造強度の検討項目} 構造要素の検討項目を示す｡験体を真空中で駆動し,防護槽内で破壊させる構造となっている｡更に,図1に示したほかに,60,000rpmの空気タービン,応力測定装置などが付属している｡ 2.2 _{大形構造物試験機} 大形構造物試験機(大形試験機と呼ぶ)は最大容量が1,200t で,日本大学所有の3,000t,東京大学所有の2,000tに次ぐものである｡また,試験機の構成,機能は通常の万能試験機と同様であるが,戻し荷重500tが加えられ,種々の形式のチャックを取り付けられるのが特徴である｡なお本機のフレームを利用して,±300tの二痩労試験の実施も可能である｡図2は本機の破断試験としてHT60(高張力鋼)の平板引張試験ご状況を示す｡田

_{火力発電可幾器の強度検討}

3.1 _{タービン関係} タービンロータシャフト材に関する最近の製鋼技術の進歩は著しいが,非金属介在物などの材料欠陥を皆無にすることは難しく,非破壊検査法の精度向上と相まって微小欠陥がロータシャフト材の受入れ時に問題となることがあった｡そこで,破壊力学による詳細な強度評価を行なうに当たり必要となる信頼性のある破壊敵性を求めるため,図3に示す要領で試験を行なった｡本実験により破壊敵性の温度依存性を明らかにした結果を図4に示す｡回転円板はGE社7),WH社8)のデータとの対比を考慮して,図3(a)に示すものを主として用いたが,本装置の能力限界に近い外径約1,400mm,板厚約125mm, 重量約1,500kgの大形回転円板も行なった｡代表的な破壊二状況は,図3(b)に示すように典型的な脆性破面を呈し,信頼できる

破壊革馴生が得られた｡これと併せて行なったASTM(Ameri-can society for Testi叩and Materials)規格9)による′ト形

モデルのノッチ曲げ,WOL(Wedge Opening Loading)試験 (板J享75mm)の結果とは,ばらつきの範囲内で一致し,′ト形モデルでも十分に破壊勒性を推定できることが確認できた｡二大に,実体構造回転体の強度信頼性確認の実施例として, 450MWタービンの中庄段落に用いる逆クリスマスツリー形ダブテールの高i見過速度試験を行なった試験体を図5に示す｡試験体は同図に示すように,実物異を5枚ずつ対称にディスクに取り付けたものを使用した｡また,実機のダブテール部の子息度は4800cであるが,余裕をみて5360cに加熱し,回転数タービン.タービン発電機,水車及び水車発電機の主な機種 _構 _造 _要 _素 _目 _的検討項目大形モ _デル _小 _形モ _デルタービンロー一夕シャフト許容欠陥判定基準の確立回転円板による破壊革副生最終破断条件の究明破壊軍射生,き製造展速度高温用翼ダブテール強度信頼性の確認【司転時の振動特性高温.過速度耐力タイアフラム実体構造の裕度確認 2分割構造の変形と破壊機構 /ズル翼溶接部の改善き製造展速度タービン発電機ロータシャフト許容欠陥判定基準の確立回転円板による破壊羊馴生破i裏葦馴生,き裂進展速度実断面シャフト回車云破壊に対する裕度確認匝l転破壊機構 _{低サイクル疲労強度} 水車ランナ分割構造の強度確認フランジボルトの締付け,回転時の応力及び疲労強度ボルト締結部の強度スピードリング･ステイーベーン水車新構造の強度確認ステイーベーンの応力分布ラ容棲継手のき裂強度 i容接部の疲労強度 _{強度評価法} ガイドーく-ン _{剛性,強度の確認} _{剛性と局部応力} 水車発電機ラミネートロータリム限界構造強度の確認変形増大限界匡】転数 _{薄板積層ボルト継手の変形} ポールコア･ダニ7テールスラストニ7ラケット実体構造強度の確認剛性,破壊強度の確認薄板積層構造の荷重伝i重機構薄プ仮積層ダブテールの強度スラストブラケットの応力,剛性,強度新構造の開発プラスチックモデルによる剛･性検討

(3)

窒化範囲￠190 .￠101 l ￠610 78 /ッチの詳細月0.125 ⊂) M 25.4 ⊂⊃ 田 3.2 種類供託ロータ個数回転円板書個数試験温度(OC) 中庄タービンロータ 1 4 -35∼＋70 低圧タービンロータ 2 2 _{-123∼′十20} タービン発電機ロⅦタ 4 8 一-50∼十20 ガスタービン発電機ロータ 1 2 _{爪38∼＋20} 注:*は供試ロータより切り出し (a)回転円板の形状と寸法ぎ､賢嘗繁r搬 (b)破面(-358c,4′800rpm) 図3 _{日一夕シャフトネオの破壊革馴生試験要領} タービンロータ材及び発電機ロータ木オから切り出した回転円板の形状寸法を(a)に示すとともに,その破面を(b)に示す｡ 70■0

(小宴･芸｡､竣蟄辞鮮韓

(U O n) 人U O 人U O O O O 100 0 注二㊥=窒化ノッチ回転円板 ●=窒化ノッチ曲げ試験 0=疲労き裂曲げ試験 △=疲労き裂WOL試験付は欠陥部で点線で示す｡

)付は良√>げ打､儀の場合

タービンロータ材発電機ロータ材 (NトMo-∨鋼) (Cr-Mo¶∨鋼) ー200 w150 -100 -50 0 50 100 150 200 試験温度 _r(8c) 匡14 _{タービンおよび発電機ロータ木オの破壊軍副生と試験温度の関係} 回転円板による凡｡は,小形のノッチ曲げ,WOL試験の値とばらつきの範囲内でよく一幸致する｡大形モデルによる発電磯器の強度信頼性検討 967 は定格の120%過速度4,320rpmまで上昇させて,ダブテール部に異常のないことを確認した｡また,静止部品としてノズル巽の取り付けられるダイアフラムの強度と破壊機構を明らかにするため,大形試験機を用いて試験のうえ定期検査での安全性監視のポイントを把握し10), 更に溶接量の極めて少ない電子ビーム溶接法のj采用による改善策の確認をも行なった｡ 3.2 _{タービン発電機関係} タービン発電機ロータシャフト材はタービンロータシャフト材と同様に材料欠陥に関する問題があり,図3に示した要領で試験を行ない破壊革馴隼と温度との関係を求めた｡代表的な試験結果を図4に併記した｡これから回転円板と曲げ, WOL試験はばらつきの範囲内で一致し,また,欠陥部(点線) は健全部(実線)に比べて破壊敵性と試験温度との関係が高温側ヘシフトする傾向のあることが分かった｡このシフト量は, 破面遷移温度(FATT)のシフト量とよく-一致する｡次に,タービン発電機の実体構造回転体として,実断面シャフトの回転破壊試験を行なって破壊モード,及び安全裕度を確認した｡区16は新設計ガスタービン発電機ロータの場合を示す｡破壊の瞬間は同図(a)から明らかなように,11本のティースのうち中央部7本日のティースが最初に破断し,同図 (b)のようにいずれも最小断面のコネクションホールを含む断面から破壊した｡なお,この破壊瞬間写真が全体的に不鮮明なのは,飛散したティース,コイルなどが防護壁に衝突して生じた火花により露光したためである｡【l

_{水力発電機器の強度検討}

4.1 _水車関係水車及びポンプ水車の重要な構造要素として,回転体のランナ,主軸及び仝水圧を支えるスピードリング･ステイーベr ン,ケーシング,上カバー,そしてガイドベーンなどが挙げられる｡ランナは実働応力測定と有限要素法によって詳細な応力解析ができるようになった11〉｡2分割ランナではフランジボルトの応力測定を行ない12),更に,人形試験機によって熱締めフランジボルトの応力測定,疲労強度を求めて,起動･停止に対する安全裕度を把推した｡スピードリング･ステイーベMンについては,新構造を考案しその実機大の部分モデルを作り,大形試験機によって詳く済挺j､ど鰯､汀､ニ警′､叔㌢′蓑､､こぶ(好､諾､誉 ■〝￣∨蛾よぎ〆W爪芦撃､

妻

ふ盛インフラユヒ一夕箕 g主図5 逆クリスマスツリー形ダブテールの高温過速度試験翼群を対称に取り付けた試験体をインフラユニットヒータによって5360cに加熱し. 防護格内で4′32Drpmまで回転させた｡

(4)

968 日立評論 VOL.59 _{No.12(柑77-12)} (a)破壊の瞬間こ轡こ整､∨､ (b)破壊状況図6 _{ガスタービン発電機の実断面シャフトの破壊強度} 破壊の 8舜間を(a)に示L,ティース付け根部分の破壊状況を(b)に示す｡ 350 ⊂) N の奄) 0 0 A¶A視図細な応力測定を行ない,次いで図7(a)に示すような単一ステイーベーンの_Lカバー側負荷による疲労試験を行なった｡その結果,破断状況は同図(b)に示すようになり,作用応力に対して溶接部の強度は十分な余裕をもっていることが解明でき, 実機の安全性が確認された｡ 4.2 水車発電牧関係水車発電機での重要な構造要素として,回転部分のロータリム,ポール､スパイダーアーム,静止部品ではスラストブラケットなどがある〔つ _{ロ【タリムにポールを取り付けるダブ} テ】ルに関しては既に詳細な応力解析を行なったが13),ポールコア･ダブテー/レ部の強度を検討することにした｡すなわち図8(a)に示すような実機大モデルを作り,大形試験機を用いて引張試験を行ない,ダブテール部分が破壊する場合の詳細挙動を解明した｡その結果,薄板積層構造のポールコア･ダブテールでは,￣泣小断面の引張応力の低減とともに､ダブテール底面の圧縮応力の低i成も最終強度の向上に有効であることを確認した｡現在,これらの結果を踏まえて,超高速発電機用のポール結合新構造についても開発を進めている｡また,ラミネートロータリムの荷重伝達機構を解析し,実機の÷の回転モデルを作り,スピンテスタによって変形増大限界条件を明確にし,等価な直線継手の破壊強度を大形試験機を柑いて解明した｡静止部分のスラストブラケットでは,従来から採用されているⅠ型断面アーム方式について,実機大部分モデルの大形試験機による荷重試験を行ない,最大設計荷重に対して約3 倍以上の破壊強度をもっていることを確認した｡更に,新構造スラストブラケットの開発をも行なっている｡自

_{閉連技術手法の開発･実用化}

5.1 計測手法実機大あるいは大形モデルを用いた応力,強度試験では, 破壊現象を解明するために従来の種々の測定法のほかに,次のような計測手法の開発･実用化に努めた｡ポンプ水車の2分割ランナの熱締めフランジボルトの締付 (a)試験体図7 水車スピードリング･ステイーベーンの疲労強度試験 _{(a)に示すような試験体に.上カバー} 側負荷の片娠引張疲労試験を行ない,その破断1犬況を(b)に示す｡ (b)破断状況

(5)

大形モデルによる発電機器の強度信頼性検討 969 J 1.6tX60 _,1-r ト■_ 3,2tX36 ⊂) の｢､くっくD くD

｡2と｡｡

_○ ○ 90 `秘 (a)試験体の寸法,形状図8 ポールコア･ダブテール部の実物大強度試験試験体の寸法.形状を(a)に示L,試験状況を (b)に示す｡応ノJ測定に対し国産の高温ひずみゲMジを用い,スポット溶接による取付法に∴Ⅰ■二大を加えれば卜分に測左できることを明らかにした14)｡また,スピードリング･ステイーベーンの痛労試験では,比較的高いひずみ領】或となる溶接部止邦占にS/N ゲージをはり付けて,疲労j州毎の程度を抵抗の変化として検山する手法を実用化した15)｡ 5.2 _{強度評価手法} タービンロータシャフト柑に行イ土工する欠ド侶を精度良くこ叶佃するために､破壊力苧を適用するに当たり,人形試験片(断由寸法100mmX50mm)を用いて,嶋労き裂が進展して茸を終破断す 0.8 ㌣ 0.4 【ヨ 2 0 100 (=) の H∼〔l.ノ/2c O一-0-･･0---■■-1 (ユー一打和 0-0-ロー--■一( 材料二C卜Mo-∨絹 FATT:1000c 0 (0 0 2 (篭∈＼晋)苗只哩恒義淋

(￠一ま0＼∈2TO:)宅＼｡モ宅＼沼地確嘩渕鵡机

2(l A点:▲,△ B点:●,○ 破断時:㊥,A,◎ 破断繰返し数 1,26×105 〟JC=170kg･mm-÷

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△ 0 0 2 (伽∈∈･望) 門 0 5 0 0 0 5 ､七『埋宗則盛挙米貨只喧 ● 0 5 10 15 20 25 き裂深さ _rェ(mm) 図9 疲労き裂進展と最終破断条件二次元的な疲労き裂の進展状況を示す｡繰返L数がlが回程度では』〟′=l.3∬′rで破断する｡ (b)試験状況る条件を求めた結果を図9に示す｡一般に,き裂が進展して城労き袈ク)先端の応力拡大係数』∬ノが破壊鍬件好打に達して破壊するといわれている｡しかし,この実験のような破断繰返し数が105【口1と比較的少ない場ナナは,嶋労き裂先端に塑件領域が存在して方′｡よりも』方′が約30%高くなって破壊することがある⊂;同様なことが痕労き袈を付けた回転円板による破壊勒作試験でもみられ16),痛労き製作成条件が重要であることが分かった｡次に,破壊軌件と温度の関係については,先にホLた図4 に￣文献デMタをも含めて図10に示すようにまとめ,下限イ直に安全率を考慮して設計向線を設定する｡-一方,き裂進展速度と応ノJ拡大係数変動幅の関係は,二次止のき袈進展を示す角材試験11-をql心に図11に示すようにまとめ,_L二限他を設計に用いるものとする｡このような材料牛引生を用い,図12に示すような欠陥の古平価手順によって,タービンロータシャフト材 ♂)許容欠ド.1与寸法を判定する方法を確立した17).〕破壊力学亡11J手法に.よる強度評価法は以_1二のほかに,溶接構造要素での1こ溶着部をもっている十字継手,T継手,重ね継一丁など18)に適用されて低性設計技術の｢rり卜に寄与している｡ 700 600 ”一芸500 ∈; ぎ400 0 0 0 0 3 2 し､七重森野潜 100 0 注:0=Cr-Mo一∨鋼 ●=N卜Cr-Mo-∨鍋 ○=C卜Mo-∨鋼 ●=Ni---Cr-Mo-∨絹 Nl▼′-Mo- _∨舗 B｢others, Greenbe｢g ● ● ● ● ● ●■ ●● ′ ●● ●′ ∫q●○● ′ ′ ′ ■ ●′ ●1てq/ .∴1夕oJ

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言三軍;鰐

下限線設計曲線 -300 -250 【200 -150 -100 【50 0 50 100 温度11･(□c) 図IO _{ロータシャフト材の破壊筆削生とT七温度の関係} 実験データと文献データを示す｡二れらから設計曲線を設定した｡71は試験温度とFATT の差を示す｡

(6)

970 日立評論 VO+.59 _{No.12(1977-12)} 0 0 0 0 ∩) 5 ∩) 0 0 5 (空○ぞ＼∈巨?○こLくで遥軸瑚嘩瑚鵡机 0 血 d八r =9×10￣11(』〟):i-3

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注:● _=平板 △ ニ平板 X =WOL O ニノッチ曲げ口 =角材(表面) t =角材(内部) ㊥=板曲げ(表面) ll JJC卜Mo-V7l･8ト鋼 JJ J7 NiⅣCr-Mo-V71･8)鋼 10 ₅₀ ₁₀₀ ₂₀₀ ₃₀₀ 3 応力拡大係数変動幅+打(kg･mm一ラ) 図Ilロータシャフト材のき裂進展速度と応力拡大係数変動幅の関係各種試験片によるdα/〟∧rと』〟の関係を示す｡平板と角材はばらつきの範囲内にある｡ l司結言火力及び水力発電機器の情道要素に関L,実機大を含む大形モデルを用い,大形試験設備を満開して実体構造蝿壕を解明L,安全裕度を確認Lて合理的強任設計を行なっている状況について述べた｡今後ともこのようなことは､構造要素の強J空†三相性の向上,確保には欠かせないことである｡更に, 確率的設計の導人を図ることが今後の重要な課題であると考える｡参考文献 1)久野はか2名:最近の1,000MW級大容量蒸気タービン,‖ _立.評論,59,259∼264(昭52-4) 2)川村ほか:大茶壷夕一ビン発電機の仁索郎生,日立評論,55, 669(昭48-7) 3)大石ほか2名:最近の高速･大谷圭占水車およぴポンプ水車の動向,F】立評論,56,1129∼1134(昭49-12) 4)立石ほか2名:鼓近の高速･大谷岩発電電動機の動向,rl_立二評論.56,1141∼1147(昭49-12) 5)楠本はか3名:破壊ノJ苧による強度⊥刑商法の高橋性化,』力技術,13,231∼238(昭50-6) 6)末沢ほか2名:日本大学の構造物試験機について,溶接学会言志,46,381∼386(昭52-7)

7)A･J･Brotbers･et _al∴Results _{of】∋ursting} Tests _of Alloy

SteelDisks _and _Their _Application _to _Design _Against

Brittle Fracture,ASTM,68th _{AnnualMeeting(1965)}

材料の打J〔･を見積る使用温度･FATT 破壊執性ん川･データ (図10参照) 過速試験時,又は冷磯起動時の作用応力汀限界寸法α｢を計算する暖磯起動時の作用応力 +グ起動停止回数八r き製造展速度データ d′ユ.′ノd▲＼/=｢･〔.+〟m (図11参照) 初期許容欠陥寸法αJを計算する 2ぐfを計算する欠陥長さ又は欠陥推定直径 YES NO

&几鮎2rヱ

表面欠陥内部欠陥

語嘉(表面欠陥)

生碧(内部欠陥)

二こに,Q:形状パラメータ

岩:ほ昌一0･25‡雷雷雲諾三

2αギ U柑一 m 〃丁』〝-α亡T＋

⊥㌍(表面欠陥)

甘(内部欠陥)

図12 _{ロータシャフト材の許容欠陥判定方法} 破壊敵性,き裂進展速度などの材料特性を用いて,表面及び内部欠陥の許容値を判定するフローチャートを示す｡ 8)H,D.Greenberg.et _{al.:CriticalFlaw}

Fracture _of _Large Turbine Generator

Westinghouse Research Laboratories

69-109(1969)

9) ASTM Standard:Standard _Method _of

Size forI】rittle

Rotor Forgings,

Scientific Paper,

Test for Plane

Strain Fracture Toughness _of Metallic Materials,E399

72,960∼979 10) 小池ほか2手1 構,l寸立評冶, 11)樋‖はか4才ユ (1973) 蒸与もタービン用ダイアフラムの強度と破壊機 58,901∼906(昭51-11) 高話差ポンプ水卓ランナの実働応力,非破壊検二監,24,460∼464(昭50-8) 12)伊藤ほか2字.:強度解析による水車の信頼什向上,日立評論, 13) 14) 15) 16) 17) 18) 56,1135∼1140(昭49-12) イ√田ほか1名:イ滋極ダブテールの荷重解析,日本機械学会日立地方講演会講演論文集,21∼24(昭50-10) 槌‖ほか2手ち:大径ボルトの高温熟締め時の応力測定,非破壊検査,26,512-515(昭52-8) 樋Uほか2手1:S/Nゲージによる疲労損傷の検出,非破壊検査,25,499∼502(昭51-8) 【1本機械`､アニ会:回転体の強さ研究分科会報告(昭52¶6)

K･Kumeno et _{al･:Defects} _and Fracture Strength _of

Large Rotor Forging for Steam Turbine,Trans.ASME,

99,134∼144(1977-Jan.)

S･Usamiet _{al･:Fatigue} Strength _at Root _of Cruciform,