長崎大学工学部研究報告 第17巻 第28号 昭和62年1月
新制御圧延鋼の強度におよぼす
セパレーションの影響とその評価（その2）
勝田 順一＊・前田 穂積＊＊
河野 和芳＊・中島 正樹＊
Effect of Separation on Strengths of
Thermo−Mechanical Control Process Steel（Part2）
by
Junichi KATSUTA＊，Hotsumi MAEDA＊＊
Kazuyoshi KAWANO＊，Masaki NAKASHIMA＊
Summary
We had studied the effects of impact energy and impact speed on a quantity of separation occurred， and the distribution of in−plane fracture toughness in the TMCP steel plate with tendency to occur the separationl Moreover， we had dealt with the fatigue crack propagation on the specimen with surface notch and the specimen with through thickness notch at room temperature， and showed the anisotropic effect of thickness direction in the TMCP steel plate with tendency to occur the separation。
1．はじめに
著者らは今までの報告で，新制御圧延鋼におけるセ パレーションの発生が静的および動的靱性におよぼす 影響について調べ，セパレーションが多く発生する温 度域では，静的および動的破壊靱性が向上することを 明らかにした1）．また，静的破壊試験においては，セ パレーション指数（SI）は適用できないことを明らか にし，試験片の絞り率により評価する必要があること
を示した2）．
さらに，セパレーションを発生する鋼板の疲労強度 についても調査し，試験片疲労破面にはマクロ的なセ パレーションの発生が認められないにもかかわらず，
最大セパレーション指数（SIm。．）の大きい鋼板ほど 疲労寿命が長くなること，Slm。．が同じ鋼板において
も，疲労亀裂進展方向とフェライト・パーライト層の なす角度により疲労寿命は変化し，その影響もSlm。、
が大きい鋼板ほど大きいこと，および板厚方向の疲労 強度には，SIの影響はほとんど認められないことを
明らかにした．そして，疲労亀裂の進展がフェライト・
パーライト層によって影響される度合を疲労亀裂進展 抵抗係数（κ）として評価することを提案した．
本塩では，動的破壊靱性におよぼすセパレーション 発生の影響のうち，衝撃エネルギーが一定の場合にお ける衝撃速度の影響（前報1）では，衝撃速度が一定の 場合における衝撃エネルギーの影響）について調査し，
衝撃エネルギー，および衝撃速度がセパレーション発 生量におよぼす影響について明らかにした．さらに，
落重試験の試験片破目に現れる脆性亀裂の折れ曲がり の原因を明らかにするために，セパレーションを発生 する鋼板の面内靱性分布をシャルピー衝撃試験の結果 により検討した．
また，前報1）においては，疲労亀裂進展方向とフェ ライト・パーライト層のなす角度を決定するにはかな りの時間を要し，かつ疲労亀裂が2箇所以上で発生し，
その後合体するような場合のκを求めることは因難で あった．そこで，板厚方向，および板幅方向について 昭和61年9月30日受理
＊ 構i造工学科 （Department qf Structural Engineering）
＊＊¥造工学専攻（Graduate Student， Structural Engineering）
32 新制御圧延鋼の強度におよぼすセパレーションの影響とその評価（その2）
疲労亀裂伝播試験を行い，疲労亀裂伝播速度におよぼ す組織異方性の影響について調査し，その評価方法を 検討した．
2．供試鋼板
前報1）で供試した鋼板と同様に，同じ化学成分のス ラブ材を新制御圧延法（Non AcC type）により，仕 上げ圧延温度を変えて圧延し，セパレーションの発生 量を変化させた3『種類の50キロ級低温圧力容器用炭素 鋼板（炭素当量0．366％）を用いた．なお，3種類の 供試鋼板のSImax lま次のとおりである．
A鋼 ： Slm。．＝0．04（一80℃）
B鋼 ：、Slmax＝0．38（一110℃）
C鋼 ：Slm。，＝0．48（一120℃）
3・セパレーション発生量の靱性への影響
衝撃工・ネルギーが一定（200kgf・m）で，衝撃速度 が変化する場合の落重試験を行った．Fig．1に， c鋼 の結果を示す．この図から，衝撃速度が変化する場合
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には，吸収エネルギー曲線や脆性破面率曲線に大きな 移動は認められないが，全温度域において衝撃速度が 遅くなるほど，SIが増加していることがわかる．
前報1）と本報の結果から，セパレーションの発生量 によって，靱性が変わることが明らかになった．した がって，セパレーションの発生に影響する因子につい て，その影響を把握する必要がある．Fig．2に，衝撃 エネルギーとSIm。．との関係を， Fig．3に衝撃速度と SIm。．との関係を示す．
これらの図によると，衝撃エネルギーが変化しても Slm。．にそれほど大きな変化は認められないが，衝撃 エネルギーそのものの影響よりも，シャルピー衝撃試 験でのSlm。、と落重試験でのSIm。．の違いに見られる
ように，衝撃物と被衝撃物の重量差や衝撃エネルギー などを含めた衝撃度による影響が大きいものと考えら れる．また，衝撃速度が速くなると，Slm。、が減少する ことがわかる．しかし，COD試験（衝撃速度がほぼ0）
におけるセパレーション発生量の減少を考慮すると，
SIm。．は単調に減少するのではなく，供試鋼板それぞ れに異なる極大値が存在することが推察できる．
1．o 益 O．8 理
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Steel
A B C
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一120 −100 −80 一60 −40 TemperGture（。C）
Fig．1 Results of drop weight test（Steel C）
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200 300 400 1mpαct Energy（kgf・m）
Fi経2 Relation between impact energy and maximulh separation index
1．0 話 Q8 理
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．⊆審σ2
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A B C
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一ロー ーム…一A…一… 艨＝D
4 6 8 10 12 1mpQct Speed（mlsec）
Fig，3 Relation between impact speed and maximum separation index
勝田順一・前田穂積・河野和芳・中島正樹 4．セパレーションを発生する鋼板の面内靱性分布
落重試験片の破断面には，脆性亀裂の折れ曲がりが 観察される．この折れ曲がりは，従来鋼には認められ ず，セパレーションを発生する鋼板が脆性破壊した場 合にのみ起こる現象である．
Fig．4に，脆性亀裂の折れ曲がり角度とその試験温 度，吸収エネルギーとのそれぞれの関係を示す．この 図より，折れ曲がり角度は，試験温度，吸収エネルギー に関係なく，各供試鋼板ともほぼ100。から1300の間に 分布していることがわかる。このことより，圧延方向 に対して約550の方向に材質的に脆い箇所が存在し，
脆性亀裂が鋼板の脆い箇所を伝播していくために，折 れ曲がるものと考えられる．
そこで，セパレーションの発生する鋼板面内の靱性 分布を調べるため，試験片方向が圧延方向（以後0。
方向と呼ぶ），圧延方向に対して30。方向（以後30。方 向と呼ぶ），圧延方向に対して450方向（以後45Q方向
と呼ぶ），圧延方向に対して600方向（以後60。方向と 呼ぶ），および板幅方向（以後90。方向と呼ぶ）となる
ように採取した試験片を用いて，V一ノッチシャル ピー衝撃試験を行った．
Fig．5に， C鋼のv一ノッチシャルピー衝撃試験の 各方向の結果を示す。これらの図より，吸収エネルギー 曲線に現れる棚の温度域，脆性破面率曲線，および
④
913。
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Slm。．となる温度が，30。，45。，および600方向の場合 に比べて，ooおよび90。方向の場合にはそれぞれ低温 側へ移動し，Slm、、は， o o，および90。方向の場合の
ほうが，その他の方向の場合に比べて大きくなってい ることがわかる．
次に，供試鋼板それぞれについて各方向の脆性破面 率曲線をFig．6に示す． A鋼では，試験片採取方向の 違いによる脆性破面率曲線の移動は，ほとんど認めら れない．ところが，B， C鋼における30。，45。，およ び60。方向の脆性破面上曲線とA鋼におけるすべての 方向の脆性三面率曲線とはほぼ一致しているものの，
ooと90。方向の脆性破面率曲線は約60℃ほど低温側へ 移動していることがわかる．
これらのことより，セパレーションが多く発生する 鋼板の動的破壊靱1生が特に優れているのはooとgoo方 向で，その他の方向においては，セパレーションをあ まり発生しない鋼板の動的破壊靱性とほとんど変わら ないことが明らかとなった．
90 80
□ □亀
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○
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Steel
A B C
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一120 −100 −80 −60 −40
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Absorbed Energy（kgf・m）
Bent angle of brittle crack in drop weight test
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一160 −120 −80 一40 0 Temperoture（。C）
Fig．5 Results of V＿notch charpy impact test（Steel C
34 新制御圧延鋼の強度におよぼすセパレーションの影響とその評価（その2）
供試鋼板それぞれの鋼板面内の靱性分布を比較する ために，鋼板面内の50％脆性破剛率温度（．Trs）の 分布をFig．7に示す．なお分布曲線は，ルンゲの12縦
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一160 −120 −80 −40 TemperQture （。C）
（1） Steel A
0
座標式3）を参考にしフーリエ級数を用いて，試験結果 を整理して求めた．この図によっても，セパレーショ ン発生量の多いB鋼，およびC鋼におけるooと90。方 向の。T，，は，他の方向の・Trsに比べて著しく低温 側にあることがわかる．
Fi経7に示した供試鋼板面内の。T，、分布と落重試 験片に現れる折れ曲がった脆性亀裂とを重ね合わせて Fig．8に示す。この図より，折れ曲がって進む脆性亀 裂は靱性が低くなっている方向に進展していることが わかる．しかし，脆性亀裂の折れ曲がりは，亀裂方向 の靱性と他の方向の靱性とにある一定以上の差が存在 することと，亀裂先端の応力分布状態が相互に影響し て発生するために，脆性亀裂は最も靱性の低い方向に 必ずしも進展しないものと推察される．
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一160 −120 −80 ・一40
Temperqture（。C）
（2） Stee【 B
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Fig．7 Distribution of vTrs in TMCP steel with separation apPearance
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一160 −120 −80 −40 0 TemρerGture（。C）
（3） Steel C
Fig．6 Crystallillity curves of each direction in V−
notch charpy impact test
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Fig．8 Schema of vTrs distribution and brittle crack
5．疲労亀裂伝播速度におよぼすSlma．の影響と評価 室温における疲労亀裂伝播におよぼすSlm、．の影響 を調べるために，供試鋼板それぞれについて板厚方向 および三幅方向の疲労亀裂伝播試験を行った．
疲労亀裂がフェライト・パーライト暦を断ち切るよ うに進展する場合，すなわち疲労亀裂が板厚方向に進 展する場合を想定した表面ノッチ付試験片による試験 では，ノッチ最深部で発生した疲労亀裂が試験片表面 において観察されてからの亀裂伝播を対象とした．ま た，疲労亀裂がフェライト・パーライト層方向に進展 する場合，すなわち疲労亀裂が三幅方向に進展する場 合を想定した申央貫通ノッチ付試験片による試験で は，機械加工ノッチの先端にさらに疲労予亀裂を約
2mm入れた後の亀裂伝播を対象とした．
試験は，載荷速度420cpm，最高荷重一定のもとで，
応力比を0．01と0．50と・に変化させるビーチマーク法を
用いた4）・5）・6）．
なお試験結果の整理は，伝播速度の算出にはセカン ト法4）・5）・6）を，応力拡大係数範囲の算出は，板厚方向 についての結果整理にはRaju−Newmanの解4）による
（1）式を，前幅方向についての結果整理には（2）式を用い
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F一m払＋脇・（号）2＋払・（号）1・！。・9 嗣．13一・．・9（αC）
脇一一・・54＋。．嬬／c
二一・．5一B．論／，＋14（1．0一旦 C）鍋 9−1＋［・．1＋・．35・（号）2］・（1一・i・＠・
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3．43 −11 dα1dnニ1。01覧10 ・△Kq （Steel A）
dQ ldn＝5」79翼1C「13．△Ko3・97
（Steel C）
dclldn＝2．86翼10鞠13．△Kq4コ4
（Steel B）
／ ／
／
E（々）≒・ 1十1．464（1一ん2）i65／2 ん2＝1一（α／c）2
∠σ＝」P／（w・孟）
∠P＝Pmax，一Pmi。．
W：試験片板幅 言：試験片板厚 α：亀裂深さ c：亀裂長さ
」κ一冝E鰐sec穿………・………一働
α＝2・c／W
∠P＝Pmax．一Pmi。．
W：試験片二幅 孟：試験片板厚
。：亀裂長さ
10 20 50 100 200 Stress Intensity F（ユctor Rαnge』Kq（kgf！mm3 2）
Fig．9 Relation between△Ka and da／dn for crack depth of surface crack
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（Steel C）
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（Steel A）
dcldn＝∠L56冨10−12
．△Kc 3・59 〃
〃
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／
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（Steel B）
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10 20 50 100 200 Stress Intensity Fαctor R（ユnge』Kc（kgflmm312）
Fig．10 Relation between △K。 and dc／dn for crack width of surface crack
36 新制御圧延鋼の強度におよぼすセパレーションの影響とその評価（その2）
Fig．9に，板厚方向に亀裂が進展する場合の表面疲 労亀裂最深部における応力拡大係数範囲（△K、）と伝 播速度（da／dn）の関係を示す．またFig．10に，同じ 試験における表面疲労亀裂の試験片表面での応力拡大 係数範囲（△K，）と伝播速度（dc／dn）の関係を示 す．Fig．11には，板幅方向に亀裂が進展する場合の 結果を示す．この図には，SR 193研究部会によるセ パレーションを発生しないTMCP鋼の母材のデータ7＞
も示してある．
これらの図によると，疲労亀裂がフェライト・パー ライト層に沿って進展する場合には，SR 193研究部 会において示されたデータとは差があるものの，供試
した鋼板においてはSIm。．の大きさにかかわらず，伝 播速度はほぼ一致していることがわかる．疲労亀裂が
フェライト・パーライト層を断ち切るように進展する 場合には，SIm。．の小さいA鋼の伝播速度は， SIm。、
の大きなB，C鋼の伝播＝速度に比べて速くなることが わかる．ところが，B， C鋼の△K。〜da／dn線図には，
あまり伝播速度の差が認められなかった．また，板厚方 向に進展する場合における亀裂開口部の△K，〜dc／dn 線図の供試鋼板それぞれの伝播速度に差が存在するの は，試験片表面では疲労亀裂がフェライト・パーライ
⑤ 夏
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） 10−3
も 喜1。一・
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0
着
910一・
dcldn＝1．34貿10−11．△K3・42
@ （Steel A）
рメ^dn＝9．26鴇10−12．△K3・46
（Steel B） ／グd、1d．．1．38．1。一11．△K3．41／7
（Steel C） 7
@ 7
@ ，7 пC1d。．3フ9．10−12．△K3・89 グ
（SR193） ）
ト層に沿って進展しているものの，先行する亀裂最深 部での遅延の影響が亀裂表面部まで及んでいるものと 考えられる．
疲労亀裂が板厚方向に進展する場合の△K、・と△Kc の関係をFig．12に示す．線図の傾きは， Slm、．の小さ い鋼板ほど大きく，亀裂最深部の応力拡大係数範囲が 等しい場合でも，SImaxの小さい鋼板のほうが亀裂表 面部の応力拡大係数範囲が大きくなることがわかる．
供試鋼板それぞれの表面疲労亀裂の進展形状を比較 するため，Fig．13に疲労亀裂が板厚方向に進展する
呂
§ ぼ
2お」ρ
LLE8E
葛豆＞こ 岳一 三望 馨ぐ お
100
80
60
40
20
△K6＝一49．45月．57・△Kα
△Kc＝一48．07→1．52・△Kα
7
10 20 50 100 200 Stress Intensity F（1ctor R（1ngeムK（kgf／mm3／2）
Figユ1 Results of fatigue crack propagation test for through thickness notch specimen
△Kc＝一4ス01→1！し7。△Kq
Steel Symbol A
B C
一一Z一一一
一一鞠一｢一一一一
一ロー
0 20 40 60 80 Stress Intensity F（ユctor R（ユnge △Kq （kgf／mm3 2）
Fig．12 Relation between△K、 and△Kc 100
O．6
0．5
り 0．4
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Steel Symbol A 一・一Z一一 B 一一一刪鼈鼈
C 一［ヨー
0
Fig．13
α2 04 α6 0．8
G1之
Relation between a／t and a／c 1．O
Table l Results of fatigue crack propagation test for surface crack
Stee1 Distαnce of ProPαgQtion
@ （mm）
Number Qf Cycles
@ （cycles）
Averαge R（ユte of PrQpα9（ユtion
@ （mmlcycle）
A 4682 120，000 3．902．IO閑5
B 4，694 240，000 1．956．10一5
C 5，336 320，000 1，668．10−5
⑤ 石 ご へE
E
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u 2星
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10−3
10−4
10−5
4」0 −13 dqldn：＝4．85鵠10 ・△Kα
（Steel A）
乃
d◎ノdn＝9．92翼1C「14△Kα∠L37
（Steel B）
dα1dn＝8．22翼1C「1∠呪△Kq4・39
（Stee【C）
〃
〃
〃
〃
』
10 20 50 100 200 Stress Intensity Fαctor R（ユngeムKα（kgflmm3／2）
Fig．14 Corrected ∠Mくa〜da／dn curve for crack depth of surface crack
場合の試験片板厚（t）と疲労亀裂深さ（a）の比a／t と疲労亀裂幅（c）とaの比a／cとの関係を示す．
この図から，板厚方向に進展する疲労亀裂の形状 は，SIm。、の小さい鋼板の方が厚い半楕円状になり，
SIm。、が大きい鋼板ほど薄い半楕円状になることがわ かる．これは，SIm。．の大きい鋼板ほど，板厚方向の 組織異方性の影響が大きく，疲労亀裂の進展に対して 抵抗しているであろうことが推察できる．
次に，試験結果を整理する上で対象となった板厚方 向の伝播距離と繰り返し数，およびその平均伝播速度 を，Table 1に示す．これらは直接比較できる結果で はないが，A鋼の伝播速度に対するB鋼の伝播速度は 約50％に，C鋼のそれは約43％にそれぞれ遅くなって いることがわかる．
以上のように，SImaxの大きさによって表面疲労亀 裂に形状の相違や，平均伝播速度に差異がある．とこ
き
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0 0．2 0．4 0．6 0．8 1．O Delαy Fqctor of Fαtigue Crαck Prop（1g（1tion，κp
Figユ5 Relation betweenκp and SIma．
うが，Fig．9におけるB， C鋼の試験結果はほぼ一致 しており，前述の結果が線図に表れているとはいえな い．そこで，従来の応力拡大係数範囲算出方法を用い てSlm。．の影響を評価することを試みた．
Fig．13でのa／t〜a／cの関係により，供試鋼板それ ぞれが同じ分布をしており，a／cのみが変化している ことに注目して，B， C鋼の各データをA鋼の線図と の比により，a／cを補正した．補正したa／cからaを 修正して，△K、〜da／dn線図を求め直した．その結 果をFig．14に示す．なお， A鋼の補正についてはB，
C鋼の補正を行う上での基準としたため，後に述べる 方法を補正した結果を示してある．この図においても 大きな相違は認められないが，B，C鋼の△K。〜da／dn 線図に若干の差が認められるようになる．また，
Slm。．の大きな鋼板のほうが，疲労亀裂伝播速度は遅 いが，線図の傾きは大きくなることがわかる．このこ とは，走査型電子顕微鏡によって確認される微小なセ パレーションがSlm。、の大きな鋼板ほど多く発生して おり，伝播距離がセパレーション幅の総和分だけ見か け上増加しており，疲労亀裂伝播速度が速くなるよう な結果が表れているものと推察される．したがって，
板厚方向の組織異方性の影響が認められなかった板幅 方向の試験結果と比較して増加した傾き分を，疲労亀 裂伝播抵抗係数（κp）と呼ぶことにする．このκpと SImaxの関係をFig．15に示す．この図より，κpと SIm。、の関係は既報1）のκとSlm。．の関係と非常によく 似ていることがわかる．また，SIm。．が0となっても
38 新制御圧延鋼の強度におよぼすセパレーションの影響とその評価（その2）
κp・が存在するのは， 従来圧延型の鋼板においても板 厚方向の組織異方性の影響が存在するためであると考 えられる．
なお，A鋼のκ，は， Fig．15より推定した値である．
さらに，このκpを用いてFig．14に示したA鋼の△K。
〜da／dn線図を求めた．
しかし，本報で用いた供試鋼板のように，板厚方向 に組織異方性が存在し，疲労強度や，疲労亀裂伝播速 度に影響を与える場合，疲労強度については前報1）で 提案したんで十分に整理できるが，疲労亀裂伝播速度 においてはASTM6）等に提案されている整理方法で は今回提案した補正方法を行っても不十分であり，応 力拡大係数範囲や，伝播速度を算出する段階から板厚 方向の組織異方性を考慮して評価する方法を新しく考 える必要があると思われる．
6．おわりに
衝撃エネルギー，衝撃速度が，セパレーション発生 量におよぼす影響，およびセパレーションを発生する 鋼板の面内靱性分布を明らかにした．また，最大セパ
レーション指数が疲労亀裂伝播速度におよぼす影響に ついても調査した．
5 得られた結果は，以下のとおりである．
1）セパレーションの発生量は，衝撃エネルギーや 衝撃速度に影響され，セパレーションが発生す ることによって向上する靱性も変化する．
2）セパレーションを多く発生する鋼板の面内靱性 は，圧延方向および板幅方向と他の方向に旧き な差が存在し，このことと亀裂先瑞の応力分布 によって脆性亀裂の折れ曲がりが発生する．
3．）疲労亀裂が板厚方向に進展する場合には，最大 セパレーション指数が大きくなるほど疲労亀裂
伝播速度は遅くなるが，疲労亀裂が板幅方向に 進展する場合には，最大セパレーション指数の 相違は，疲労亀裂伝播速度に影響しない．
4）疲労破面には，微小なセパレーションの発生が 認められ，疲労亀裂が進展する方向をさえぎる 方向に開口した場合には疲労亀裂伝播速度に影 響が現れ，その影響度は最大セパレーション指 数が大きいほど大きい．
参考文献
1）勝田，中島，河野：新制御圧延鋼の強度におよぼ すセパレーションの影響とその評価（その1），長崎 大学工学部研究報告，第15巻第25号（昭和60，7）
2）勝田，前田，河野，中島：新制御圧延鋼に発生す るセパレーションの評価方法について，長崎大学工
学部研究報告，第16巻第26号（昭61，1）
3）沼倉：測定値計算法，森北出版（昭31，1）
4）二三，中沢，林，岡村 編集：破壊力学実験法，
朝倉書店（1984）♪
5）FRC小委員会：原子炉構造物の強度安全性評価 法の合理化に関する研究（m成果報告書，JWES−
AE−8204，p．129，日本溶接協会（1982）
6）ASTM Standard二E467−81，ASTM（1981）
7）日本造船研究協会第193研究部会：新製造法によ る50キロ級高張力鋼の有効利用に関する研究 総合
報告書（昭60．5）
8）勝田，中島，出口，多田，矢島，束田：新制御圧 延鋼の疲労強度におよぼすセパレーション発生量の 影響と評価，西部造船会々報，第70号，（昭和60．8）
9）勝田，中島，前田，矢島：セパレーションを発生 する鋼板の疲労亀裂伝播速度について，西部造船会 会報，第72号，（昭和61．8）
