.
‑ :
，
板状切欠き材の疲労試験について
(第
2
報〉斎 藤 藻 ・ 宮 野 泰 治 ・ 山 崎 保 輔
Fatigue Test o f Plate Specimens with Notches (2 nd Report)
Shigeru SAITO
，Taiji MIYANO
，and Yasusuke YAMAZAKI
(昭和5 0
年1 0
月3 1
日受理〉1 .
緒 言前報りにおいて，曲げ方向に直角に付した切欠を持つ 板材
( S S 4 1 )
の切欠みぞを表面ローラ圧延することに よって，かなりの疲労強度を向上させることを確かめ，最適ヘルツ圧力および圧延によって生ずる表面硬化層の 深さと疲労強度の関係について述べた。
本報では引続き同じ
S S 4 1
板 材 が 曲 げ の 方 向 に 対 し て，後述する図5
に示すような切欠を有し，その切欠き によって生ずる応力集中部に表面ローラ圧延を施した場 合の疲労強度について実験を行なって，圧延効果を確か めるとともに，ヘノレツ圧力と硬化深さについて前報1 )
の 結果と比較した。これまで，圧延効果の程度を比較するとき，ヘルツ式 より計算されるヘルツ圧力で考察をしている場合が多い ようであるがめめ， 材料，実験方法，形状などが異な る場合に対しては相互の関連性はなく，実験結果を応用 する際の普遍性という点で多少問題があるように思われ る
1
)。そこで，本報告では，さらに同一ヘルツ圧力のもとで も，特に圧延前の機械加工に付随する表面層変化などに よって，圧延効果が相違するのではなし、かと予想し，仕 上げ加工法を平面研削およびフライス切削の場合につい ての実験を行い検討した。
2 .
実験方法2
・1
試験片および圧延条件材
S S 4 1 ( 7 0 x 9mm)
1/ (25x9mm)
.‑+守
L
十」4 5 . 2
R29
1 2 0
l と 盟 主 シ / '
中
( b ) T ー I I
図
1
試 験 片 形 状1
5 9 . 7 4 7 . 5
s
実験に用いた材料は市販の
25x9 m m
および70X9m m
の2
種類の一般構造用圧延平鋼材( S S 4 1 )
で，25x
9mm
のものは前報りにおける実験に使用したものと同 ーである。これら素材を9 3 0C
。で3 0
分間保持した後，炉中冷却の焼なまし処理を施して機械加工を行なった。
それぞれの素材の熱処理後の機械的性質を表iに示す。
これらの試験片は図
l
に示す形状であり，図1 (a)の
島津繰返し曲げねじり試験機用V形 切 欠 き 付 き 試 験 片 (以下記号としてT
ーI
を用いる〉は70x9mm
の素材 昭和5 1
年2
月2
斎 藤 藻 ・ 宮 野 泰 治 ・ 山 崎 保 輔 を用い，図1 (b)のアプト γ
ルイス繰返し曲げ試験機用円形切欠き試験片〈以下記号としてT‑llを用いる〉
には25x9
m m
の素材を用いた。また，試験片表面の仕 上げ加工は.T‑Iは平面研削仕上げ〈湿式) . T ‑II はフライス切削仕上げ(乾式〕によった。それぞれの切 欠形状に対する応力集中係数はT‑Iで 約α=2.33 4).
T‑llで約
α=
1.1t5、である。ローラ圧延条件は表
2に示すとおりで，圧延回数は両
面に各50
回で，ヘルツ圧力れは70kg/mm2
および9 0 kg/mm
宮の2とおりとした。表 2
に記したように試験 片T‑I. T‑llに表面ローラ圧延した試験片を以後T‑1
A.T~I
B. T‑llA. T‑llB. 非圧延加工の ものをT
ー10. T‑110
の記号を用いる。ここで，ヘルツ圧力を
70kg/mm2
および90kg/mm2
としたのは，前報1 )
も合わせて比較検討するためであ り，また圧延回数50回にしたのは，一応圧延による試験 片の寸法減少が止まる回数ということによる。すなわち 図2
はT一l
について上記の各ヘルツ圧力で，圧延回数1 0
回ごとに試験片の厚さの減少量を測定した結果の一例 を示した図であるが，ヘルツ圧力が大きければ，寸法減 少量も大きいが，その変化の傾向は似ており，圧延開始 から1 0
固までは急激に厚さが減少し，それ以後は徐々に 減少して40
回を過ぎると止まる傾向にあった。2
・2
表面圧延装置および疲労試験機本報における圧延装置の機構は前報
1 )
とまったく同じ であるが，ただローラと試験片の接触幅が大きくなるた め，所要のへノレツ圧力を得るには圧延荷重をかなり大き くしなければならなかったので，図3
に示したレパー比表
2
表 面 ロ ー ラ 圧 延 条 件試験片記号 面圧延層前の状の劃鯛圧P延〈荷
g
重)Ipヘo
ル(kg
ツ/圧m m
力引￨圧延(回回〉数T‑Io 平上1.面げ
1
研〈μ削 H m
〉a
仕x
T‑( T‑IA
1 1 6 7
1. 94 70 . 0 50
T‑IB1 / 1 1 0 1 . 4 1 8 6 . 9 (
キ9 0 ) 1 1
フライス切 T‑ll 0 削仕上げ T‑ll
4 H . m l ( a μ X )
T‑llA
。 5 7 8 . 7 5 6 8 . 5 (
宇7 0 ) 5 0
T‑ll B1 1 9 9 9 . 4 0 9 0 . 0 1 1
を持つ大型のものに改良した。
圧延ローラは
S45C
材で，その形状は図4
に示すとお りであり，直径50.3mmで，表面をアセチレンガスパー ナーによって加熱し水焼入を施している。図
5
は試験片の圧延状況を示したもので，この図によ って，前報1 )
との切欠位置の違いや圧延方向の違いが対 比できる。一
・ . . . . . T ‑ t A
ミ)樹︑司玄
‑ ¥ ! 吾 ー T‑IIA
拘α1
E を
10
2 u 却
加 工 固 滋 [ 回 }
' 0 5 0
図
2
加工回数と厚さ減少量ーH
W P
b =3i811 a = 5 2 1 1
! ¥ ' l j = 6 . 2 8 布(自l l l ) I ' W . 子 b
・WG
3
ニ 一 一 正 一 一 一 ( E E 延荷量)
図
3
圧延装置のレパー比h
図4 圧延ローラの形状
秋回高専研究紀要第11号
板状切欠き材の疲労試験について〈第
2
報〉3
圧延ローラ
MJ
門
T‑ l I
ヌ刊に~I~M
( a )本報告の圧延状況
y
M~ミヨ門
圧延方向
(b) 前轍円圧延 ~~a(
図
5
ローラと試験片の接触状態ヘノレツ圧力おは，接触物体が共に鋼で， 円柱面と平 面の接触であるから，圧延荷重を
P
とすればヘルツ式より次式で求められる。
P O
= 0.418，r //PE
+1 l
一r
ただし，本実験ではE=2.1x 1Q4kg/mm
2
， e.=20 m m (T一 I)および18mm(T‑II)， r = 25.15 m mとなる。
両娠り平面
J
曲げ試験は， T‑Iを島沖 10kg‑m [111げ 摂り疲労試験機TB‑10形 (2000回/分) ， T‑IIを前 報りと同じアプトγ
ノレイス繰返し曲げ試験機(450回/分〕によって行なった。本実験は，平面曲げにおける圧延効 果の傾向を確かめることを目的としており，上記
2
種類 の疲労試験機の相違による結果への影響は特に考慮して いない。3 .
実験結果および考察3
・1
硬 化 深 さ図
6
に各試験片の切欠き部最小断面のかたさ分布を示 した。かたさは切断面をエメリー紙04まで研摩後，パフ 住上げし，マイクロピッカースかたさ試験機を用いて昭和51年
2
月200μ 間隔に測定した。 図に示すのは 3回の測定平均値 である。また表面のかたさは，押込荷重
5
kgによるピツカースかたさである。
図
6 (a)はT
一l
に対するかたさ分布である。図に 示すとおり， T‑I 0は表面付近に切削による加工硬化 膚がみられるが， 0.3mmの深さではすでに試験片中心 部のかたさ値を呈している。また， T‑IA， T‑IB については圧延による硬化の傾向が認められ，圧延荷重 の大きいTー IBがT一 IAよりも硬化の程度が大き い。それぞれについて，中心部のかたさ値と同じになる 点までの深さ，すなわち，硬化深さを正確に求めること は，この結果からは困難であるが大略の傾向としては，T‑IAは約 0.8mm，T‑I Bは約1.6mmとみなさ れるようである。
これに対し，T‑IIでは図 6 (b)に示すとおり， T ‑ IIOはTー 10と同様 0.3mmの深さでは試験片中心部 と同じかたさ値を呈しているが， T‑II Aについても圧 延の影響による硬化の傾向はほとんどみられず， 0.4m mの深さで、は，すでに中心部と同じかたさ値を呈してい るようである。しかし， T‑IIBについては明らかに圧 延による硬化の傾向がみられる。それぞれの硬偽深さを
2
却(a)
T‑I
‑cトT‑IO
2 0 0
ー ・ ← T‑tA
‑4:ト
T‑JB
初ω
会
dRlhw主 140
、口
、、r
~
1 2 0 0
.
.1 0.5 0.91 .
31 .
7 2.1 2.5 2.9表聞からの i l!雌(叩)
2 2 0 (b) T一日
ー o ー T‑ 1 I 0
♂ 笥 J Q .
ー ・ r ‑ T‑IIA
LPZ)
ー哩ト T ‑ I l B
孟3
、白 140 ヤ 予
120
。
，1 0.5 0.9
1 .
31 .
7 2.1 2.5 2.9進国からの距履(四)
図
6
各試験片断面のかたさ分布輔
で
2 6 . 0
k.g/mm2.T ‑I I A で25.7kg/mm 2 • T‑ll B
で は3 0 . 1kg/mm2
であって，ρ
。=9 0 kg/m m 2 の T~ll
B
は15.8%
の疲労限度上昇率を示したが，れ=70kg/
mm 2 の T~llA ではまったく上昇がみられなかった。
保 治・山 崎 野 泰
藻・宮
4
斎 藤‑0・
T‑!O
・
4ト T‑!A
‑@・
T‑!B
10・
繰 遅 し 数 (N)
一一一一下一一「一一一一一一「一
‑0ー
T‑IIO
吋
・
‑T
一IIA
‑@‑T‑IIB (.!T‑!
田
1 0 ' 却
日 吉 マ
︑ 母 ) 円 h 迫﹂凶叫副署
3 0
却 却 { R R E
¥
々J宍 迫
﹂ 凶 日 曜
1 0 '
繰 返 し 数 (N)
各試験片のS‑N曲線
1 0 ' I b ! T‑II
却図
7
3
・3
疲労限度上昇率とヘルツ圧力および硬化深さの 関係表
3
に各ヘルツ圧力で圧延した試験片に対する硬化深 さおよびその割合，疲労限度およびその上昇率などの実 験結果を示した。また，これらの関係を図に示したもの が図8.
図9
および図1 0
で，同図中には前報りの結果も S ‑ N曲 線図
7 (a)
i.5‑T
一J，同図(b)に T‑ll
の平面曲げ 疲労試験によるS‑N曲線を示した。この場合の応力は 切欠き部最小断面の外周に生ずる公称応力値である。図
7 (a)
より.T
ーl
では時間強度には大差はない が.N = 1 0 7
の疲労限度では圧延の効果が明らかに認められ，それぞれの疲労限度は T-IO が 9.7kg/mm 2 •
T
ーIA
で1 3 . 3kg/mm2. T
一1 B
は12.2kg/mm
人 で，非圧延加工材のT
一10
に対する疲労限度上昇率はT
ーIA
が37.1%.T
ーIB
が25.8%
で、あった。また，ヘ ルツ圧力Po= 7 0 kg/mm2
のT‑IA
がP O = 90kg/m m 2
のT
ーIB
よりも上昇率がよいのは前報1
)の結果と 同じであった。次に.
T‑ll
については図7(b)
のとおり，わずかにT‑llB.T‑llA.T‑ll 0
の順で時間強度差がみられ るような傾向であるが，それぞれの疲労限度はT‑ITO
3
・2
果
T‑llA
は約0.3mm. T‑ll B
は約1.3mm
として後述の検討を行なった。
いま
. T
ー!とT‑ll
が，ともにSS41
板材であり，同一圧延装置によって，同じヘルツ圧力のもとで圧延を 行なったものである。それにもかかわらず，それぞれの 硬化深さの傾向が上述のように異なったのは.T ‑
1
iJt 湿式による平面研削仕上げであり.T‑ll
は乾式による フライス切削仕上げであることによって生ずると思われ る。その結果として，機械加工に付随する表面層変化の 違い，換言すれば，表面あらさ〈前者がHmax 1 . 1 ( μ )
，後 者がHmax 4 . 1 ( μ ) )
と，加工時に生ずる塑性変形による 表面層付近の材質変化，加工硬化，残留応力などの違い が，その後に行なわれた表面ローラ圧延の効果に大きな 要因となって左右したものであると恩われる。このこと は，後で検討するように疲労強度上昇に対する最適ヘル ツ圧力の値の普遍性という点で多少の問題を提起してい る。験 結 実表
3
I=~=~~_~I_ ‑ ~ ̲1
且i
上 昇 率直彦開場問〈ゐ ι 引{(…阿 / 1 3 t
ゐ秋田高専研究紀要第
1 1
号 試 験 片 記 号T‑IO σ ( w o ) 9 . 7
T‑I T‑IA 7 0 0 . 8 2 6 . 7 1 3 . 3 3 7 . 1 T‑I B 9 0
1.6 5 3 . 3 1 2 . 2 2 5 . 8
T‑110 ( σ w o ) 2 6 . 0
T‑ll T‑llA 7 0 <0.3 <10 2 5 . 7
‑1.2 T‑IIB 9 0
1.3 4 3 . 3 3 0 . 1 1 5 . 8
さ深
m m
レU 〆
k︐d l h u
硬力 的
J
圧
m
U
ツ ︐レ ル リ
AV
へ ・ p
板状切欠き材の疲労試験について(第
2
報〕5
‑‑&‑P o
=l10
句同 吋EトP o
=90 1 1
φ
/ 句
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O
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‑ ‑ '
弘 v
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也 ︑ 会
) J
阿 南 区 京 凶 弾
100
図
1 0
硬化深さの割合と疲労 限度上昇率20 4 百一 6 0 80
硬化深さの割合(%)。
1 0 0
へ1レ・ソ圧力 P o(勾/畑包)
図
9
ヘルツ圧力と疲労限度 上昇率8o
6 0 40 2 0 1 0 0
ヘルツ圧力と疲労限度
8 0
ヘルツ居:!JPQ("vl， ) 開6 0 40 20
図
8
。
のところにあるものと推察出来る。
T‑II
につい℃は‑T o = 7 0 kg/mm2
では疲労強度に対する表面圧延の効 果はまったく認められず.to = 9 0 kg/mm2
になると 疲労限度の上昇を示している。T
ー!とT‑II
がこのよ うに同一ヘルツ圧力における圧延のもとで疲労限度の上 昇が異たった傾向を示した主たる要因は，各へノレツ圧力 と硬化深さの割合の傾向が，前述したように，仕上げ加 工法の違いによって生じた表面あらさと，機械加工にと もなう表面層変化の状態の違いからくる点にあると思わ れる。すなわち，この結果から同じような圧延装置，試 験片材料，荷重状態であっても，仕上げ加工法，表面あ らさなどが異なれば，同一ヘルツ圧力の圧延をしても圧 延効果はかなり違うことに注意すべきであることがわか る。つぎに，図1
0
の各試験片の硬化深さの割合と疲労限度 上昇率の関係をみると，実験範囲内で，それぞれに最高 の上昇率を示しているときの硬化深さの割合は，T~j
で26.7%( ρ
。=7 0 kg/mm2)
， 前報の結果では42%
(
ρ
。=7 0 kg/mm2)
，T ‑I I
で43%( T o = 9 0 kg/m m 2)
であり， T ‑ jおよび前報の結果ですでに最適ヘ ルツ圧力を超過していると考えられるT o = 90kg/mm2
のときの硬化深さの割合は，それぞ53.3%および55%で あった。またT‑II
の お =70kg/mm2
における圧延 で，まったく疲労限度の上昇がみられなかった場合の硬 化深さの割合は10%
以下であり，この程度の硬化深さ割 合の値が認められないような表面圧延では，疲労強度に 対する圧延効果は極めて小さいものであると考えられ 示しである。いずれの場合も，素材はSS41で熱処理条件および圧 延時のヘルツ圧力は一致させて平面曲げ疲労試験を行な っているが，前述したように実験条件は多少異なってい る。すなわち，図
5
で示しているように切欠き形状，切 欠き部と曲げ方向の位置，切欠き部と圧延ローラの接触 状態が異なり，さらに，切削仕上げ加工法による表面あ らさと，表面層の材質，残留応力，加工硬化の変化の状 態などもそれぞれ異なっている。これらの点を考慮して 実験結果を考察してみると，まず，図8
において，各場 合の疲労試験における疲労限度の大小は，主として切欠 き形状による応力集中係数 αに左右されたもので.T‑
E
が各ヘルツ圧力において疲労限度の値が大きいのは，αが1.1
1
と他のものに比べてかなり小さいことが主たる 要因であると思われる。図9
より各〈ノレツ圧力における 疲労限度上昇率をみると，全体に前報1
)の結果が大きい のは，曲げ方向に対する切欠きの位置や，切欠部に対す る圧延ローラの接触状態などの影響が主として左右した ものでるると思われる。図 8および図 9より表面圧延の疲労強度に対する効果 という点での傾向をみると， T ‑ jは前報
1 )
の結果と似 ており，To=70kg/ntm2
および90kg/mm2
ともに疲 労強度の上昇をみせ，2
種のヘルツ圧力ではお=70kg /mm2
のほうが優れており ，T o = 9 0 kg/mm2
では材 質の弱化をきたし疲労限度上昇率が低下し始めているよ うであると考えられる。したがって，これらの場合には 最適ヘルツ圧力の値は，少なくとも，90kg/mm 2
以下昭和5
1
年2
月6
斎 藤 藻 ・ 宮 野 泰 治 ・ 山 崎 保 輔 る。以上のことから，これまでの表面圧延に関する資料で は，例えば
0.41C炭素鍋の平滑試験片の回転曲げ疲労
では650kg/mm
に両振りねじり疲れの場合は5 8 0kg/
m m 2
，また，鋳鉄の回転曲げ疲れでは300kg/mm2
の ヘルツ圧力が最適圧延圧力であるりとして圧延条件の程 度を考察しているが，このような最適ヘルツ圧力の値は 試験方法，材質，形状など異なるものを比較するときに は相互にあまり関連性がなし実験結果の応用に際し℃普遍性に欠けるようでもある。さらに図
9
の結果などか ら，同じ材質，圧延方法，同じ荷重状態であっても，試 験片の表面ローラ圧延前の仕上げ加工法，表面あらさな どが異なれば，最適ヘルツ圧力の値は異なってくるので はないかということが十分に推察出来る。また，ある硬化深さのときに最大の疲労強度を示す，
いわゆる最適硬化深さの割合があることは高周波焼入材 においては，すでに確かめられているめが，表面ローラ 圧延においては，このように疲労限度の上昇と硬化深さ の割合について検討することは，これまであまり行なわ れていないようである。河本らの0.32%C炭素鋼
1 2 o
平 滑材の両振りねじりに関する報告3 )
から最適ヘルツ圧力 時の硬化深さの割合を推測すれば，約38%ぐらいのとこ ろにあった。本実験では2
穫のヘルツ圧力のみで行なっ たものであるから，直ちに最適硬化深さの割合を決定す ることは不可能であるが，実験範囲内では.53%
以上の 硬化深さの割合で疲労限度上昇率が低下し，42~43%の
硬化深さの刻合で優れた上昇率を示している。そのこと から，表面ローラ圧延の場合にも，一般的にある硬化深 さの割合のときに最大の疲労強度を示す，いわゆる最適 硬化深さの割合が存在するのではないかと思われる。4 .
結 言表面ローラ圧延における疲労強度上昇の効栄を，圧延 庄力(へノレツ圧力〕と硬化深さについて検討した本実験 の結果を要約すれば次のとおりである。
( 1 )
切欠きを有する板材の切欠き部に対する圧延方法 が本報告のような場合であっても，表面圧延圧力が 適当であれば疲労限度を上昇させることができる。( 2 )
木実験の範囲内で最高の疲労強度上昇をみせたへ ノレツ圧力は T ‑1 iJt7 0 kg/mm2
， T‑llが9 0kg/
m m 2
であった。ヘルツ圧力
9 0kg/mm2
のときのT ‑ r
は前報の結果と同様上昇率が低下していた。
( 3 )
同様な圧延を受けたT一!と T‑llの疲労強度上 昇に対する傾向の相違は，圧延による硬化深さの傾 向の相違によるものであり，同じヘルツ圧力におけ る硬化深さの相違は，試験片の仕上げ加工法の違い によって生じた表面あらさと表面層付近の材質変 化，加工硬化，残留応力などの相違によるものと思 われた。( 4 )
以上の結果と，これまでの研究報告を検討してみ た場合，圧延効果の程度を比較するとき，従来のよ うに最適ヘルツ圧力を一応の尺度として考察するこ とは，材料，実験方法，形状など異なるものに対し てはもちろん，これらの条件が同じであっても圧延 前の機械加工に付随する表面層変化の状態の違いに よっても最適ヘルツ圧力の値に相互の関連性はな く，応用の際の普遍性という点で多少問題があるこ とが確かめられた。( 5 )
表面圧延時の硬化深さで，圧延効果の程度を考察 している結果は少ないようであるが，硬化深さの割 合でみた場合，同じ材質であれば最適な圧延時にお ける硬化深さの割合はある程度一定の傾向があるの ではないかと思われた。今後，各種材料および繰返 し荷重状態において，硬化深さの割合を段階的に変 化させて実験を行ない，硬化深さと表面圧延効果の 程度との関係を検討してみる必要がある。終りに，実験を行なうにあたって協力してくださった 当時学生土田 ー，高野俊策君らに感謝いたします。
参 考 文 献
1
)斎藤，ほか2
名，秋田高専研究紀要，9
，9 ( 1 9 7 3 ) 2)
日本機械学会， 帆疲れ強さの設計資料H
表面効果"P. 7 9 ( 1 9 6 9 )
3
)河本，西岡，機械学会論文集.1 8 . 1 0 4
および1 0 8
(19 5 2 )
4)西田，
れ応力集中"P. 1 9 1
(19 6 7 )森北出版 5)
日本材料学会，n
疲れ試験便覧"P. 3 0 ( 1 6 9 8 )
養賢堂
6)たとえば林，夏目，材料.1 8
，1 1 0 0
(19 6 9 )
秋田高専研究紀委第1
