奈良教育大学学術リポジトリNEAR
Al‑Zn‑Mg 合金の応力腐食割れに関する研究(第１報 )
著者 岡 俊博, 武 和彦
雑誌名 奈良教育大学紀要. 自然科学
巻 32
号 2
ページ 99‑112
発行年 1983‑11‑25
その他のタイトル A Study of Stress Corrosion Cracking in Al‑Zn‑Mg Alloy (?)
URL http://hdl.handle.net/10105/2279
奈良教育大学紀要 第32巻 第2号(自然)昭和58年 Bull. Nara Univ. Educ, Vol. 32, No. 2 (Nat.), 1983
AトZn‑Mg合金の応力腐食割れに関する研究(第1報)
岡 俊 博･武 和 彦
(奈良教育大学技術教室) (昭和58年4月30日受理)
A Study of Stress Corrosion Cracking in AトZn‑Mg Alloy (I)
Toshihiro Oka and Kazuhiko Take
{Department of Technology, Nara University of Education, Nara, Japan) (Received April 30, 1983)
Abstract
Aト5. 3wt. %Zn‑1. 4wt. %Mg alloy specimens were heated by three conditions of aging (1) at 120‑C for 2 days, (2) at lOOoC for 3 days and (3) 80‑C for 4 days after quenching into water at 0‑C, after solidi丘cation at 460‑C for an hour.
Nineteen test pieces on each aging condition were tested under the constant applied stress (80% or 60% of the yield stress, a7) in 3.5% NaCl+0.2% H202 solution of pH 4.0.
Crack initiation time (ti), crack propagation time (tc) and failure time (tf) were measured and plotted on the Weibull's probability paper which is widely used in reliability engineering.
Probability distributions of failure time (tf‑ti+tc) were found to be described as the single Weibull s distributions. The shape parameter (m) of the Weibull's distribution of failure time was found to be nearly unity (m≒1) at applied stress of 80% of the yield stress, and larger than unity (m>l) at applied stress of 60% of the yield stress, on each aging condition.
Other parameters of the Weibull's distribution which are the location parameter (γ) and the scale parameter (α) were calculated. And then, the cumulative failure distribution function F(t), failure probability density function f(t) and failure rate ‑2(0 vs time curves, and the calculated frequency (㌔) were described on the histogram of each condition. By microscopic observations, the crack propagations by stress corrosion cracking of the alloy seemed to be the type of intergranular cracking in all conditions.
1.緒 言
アルミニウム合金において応力腐食割れ(以下scoは,特にAl‑Cu, AトMg, Al‑Zn‑Mg などの系の合金で起り,今日迄に数多くの研究がなされてきた.その中でSCCの研究が最も よく行なわれているのがAトZn‑Mg合金である. Zn とMgを主要合金元素とするアルミニ
99
100 間 俊博･武 和彦
ウム合金は超々ジュラルミンと呼ばれ,アルミニウム合金の中では強度が最も高く, Jisでは 7075として早くから規格化されているが, Zn+Mg量がおよそ5.5^以上になるとSCC感受 性が急激に増大する.従って, 7075ではZnとMgの他にCuをかなり多く含み, Cuの他 にもCr, Mn, Ti, Zr, Agなどの添加によりSCC感受性を低下させている.しかし,添加 元素によっては溶接性を悪くし, Zn+Mg量を5.5%以下にすれば,さほど強度の高い合金を 期待することは出来ないので,今日なおZn+Mg量を5.5^以上添加した強度の高い,しかも 溶接性の良いAトZn‑Mg合金が追求されている.
AトZn‑Mg合金のSCC発生の機構は次のようである.即ち, ｢割れに敏感な経路｣は結 晶粒界に限定されており,初期の局部選択腐食を考えると,結晶粒界での陽極的な析出物両日 (MgZn2)の選択的溶解は応力を負荷することにより加速され, secの核となる腐食孔が形成 される･この腐食孔へさらに応力が集中して,腐食により脆くなった結晶粒界に沿って割れが 発生する.この割れは最も簡単に割れるような経路を通って進行し,ついに試料全体におよん で破断に至るとされている1,2)
SCCに影響する因子としては,大別すると(1)負荷応力, (2)腐食環境, 0)金属組織がある.
(1)の負荷応力と破断寿命との関係は,破断寿命値の対数と負荷応力との関係が直線的であるこ とが求められる (2)の腐食環境因子としては,温度,湿度,塩素イオン濃度, pH値などが あげられる4,5,6,7) (3)の金属組織については,合金組成,熱処理,加工度などによって変化し, 結晶粒径によっても影響を受ける8,9).最近, NaCl水溶液中のSCCが水素脆化によるものだ
とする研究が次々と発表され注目されている10,ll,12,13)
また,金属の破壊は本質的には確率的性質を有しており secの研究にも確率統計的手法 を用いた解析が必要であると考えられ,オーステナイト系ステンレス鋼14,15,16)や黄銅17'のSCC 研究において統計的研究が行なわれ始めた.しかし, AトZn‑Mg合金のSCCについての統計 的手法による研究はいまだ見当らない.
本研究は,従来までの研究成果を参考にして,まずはAl‑Zn‑Mg合金のSCCが最も起こ り易い条件において実験を行ない sec寿命を測定し,少数の試料でその分布の形状を正し く示すことに秀れ,信頼性工学で広く用いられている,ワイブル分布18,19,20)を用いて統計処理 を行なって, secに影響する因子との関係を定量的に解明しようとするもので,いくつかの 興味ある結果を得たので報告する.
2.実 験 方 法
本研究に用いた試料,腐食液,実験装置ならびに試験方法について以下に述べる.
2‑1 AトZn‑Mg合金試料
AトZn‑Mg合金試料の製作は 99.996^Alと99.996^Znならびに99.95%Mgのインゴ ットを細断して Al‑6wt.%Zn‑2vrt.%Mgの目標割合にいわゆるバージン配合して,高純度 アルミナるつぼの中で電気炉にて大気中で溶解した.鉄製鋳型に鋳造した Al‑Zn‑Mgインゴ ットを520oC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,長さ160mmにし 520‑Cで厚さ20mmから約10mmまで熱間圧延した.そ
Al‑Zn‑Mg合金の応力腐食割れに関する研究(第1報) 101
の後約10mmから目標厚さ0.8mmまで繰り返し室温で圧延した.これらの圧延素材を化学分析し た結果 Al‑5.3wt.#Zn‑l.4wt.%Mgであった.この配合はZn+Mgの値が6.7wt.%で, Zn+Mg量>5.5wt.%の条件を活していた･
試験片素材は, 0.8ram厚にした圧延材を努断機で巾10mm,長さ100mmに切断し,合計252本を得 たので, 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, 22本を試験片中央部両側に1mm巾のノッチを 入れた形状のSCC試験片に仕上げた.次に, 電気炉で, 460‑Cで1時間溶体化処理し, 0 oCの氷水中に焼入れした.その後, (1)120oC で2日間, (2)100oCで3日間ならびに(3)80 oCで4日間の3種類の条件で時効処理を行 なった.それぞれの時効処理を行なった試験 片の機械的性質を調べるため,インストロン タイプのTOM 5000D型万能試験機で 6.7
×10 '/secの盃速度で引張り試験を行ない, 降伏応力(ffy‑0.2%流れ応力),最大引張
り強さ(.ob)ならびに最大伸び(E)を求めた.
Fig. 1はそれぞれの時効処理条件における8 本の試験片の平均値に最も近い試験片の応力
‑歪曲線を示したもので, Table lは平均値 を示す.
Fig. 1. Stress (a)‑strain (s) curves of Al‑
5. 3wt. %Zn‑l. 4wt. %Mg alloy spec‑
imen on each aging condition.
Table 1. Mechanical properties of Al‑5.3wt. %Zn‑l.4wt. %Mg alloy sample on
each aging conditon.
S a m ple Y ield stre ss M a x . ten sile streng th E lo n g a tio n (A ging co nd itio n ) (K g ′mm 2) a B( K 畠′皿2 ) 6 (3 0
120 ーC ‑ 2 かay S 43.33 4 3.73 0.4
100 ーC ー 3 ∂a y S 40.13 4 1.4 5 0.6
C ‑ 4 D a y s 36.19 39.50 2.2
2･2 腐食液
本試験に使用した腐食液は, AトZn‑Mg合金のSCC試験で最もよく使われている腐食液が 3.0‑3.5%のNaCl水溶液であるので,その上限の3.5%NaCl水溶液とし,これに酸化剤と
して 0.2%のH202を加えた.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6,9)を考慮して,それにHClを滴下L pHを4.0に調整した.即ち,本試験に使用した腐食 液はpH 4.0で, 3.5^NaCl+0.2^H202の水溶液である.
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102 間 俊博･武 和彦
実験装置は,既報17)の梅軒式定荷重引張り試験機を2台使用した.その1台にはPhoto. 1 (a)に示すように,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1.5cm角の穴を あけて,ここにカバーガラスを張りつけ平面とし, 20倍の長焦点対物レンズをもつ光学顕微鏡 を配置して, secの割れ発生から伝播の様子を録画するために,接眼レンズ側にテレビカメ ラを取りつけビデオレコーダからテレビモニタに接続するようにした.
試験片の伸びは, 40:1で動く積ffの先に直流差動トランスのコアを取りつけ,試験片の僅 かな伸びをⅩ‑Y レコーダでさらに電気的に10倍に拡大して記録するようにした.従って合計 400倍に拡大するので,試験片の2.5/imの伸びがⅩ‑Y レコーダY軸方向の1mmに相当する･
Ⅹ‑Y レコーダの記録紙は60mm/hrの速度で巻き取った.また,試験片の伸びで移動する記録 ペンに小型のフォトセンサーを取りつけ,その向い側にムギ球による投光器を配して,記録ペ ンの僅かな移動を感知してブザーを鳴らすようにした.この方法により割れの観察ならびに撮 影が便利になった.試験片の破断時間をⅩ‑Y レコーダの記録とは別に知るために,破断時に 槙梓が大きく下るのを利用して, 24時間のデジタルタイマーの電源を切るようにした.
2･4 試験方法
試験方法は試験片の表面を3%のフッ化水素酸で30秒間洗浄して水洗し,メチルアルコール をかけてからドライヤーで乾燥した.その後,ガラス管内に入れ,二つに割ったゴム栓をつめ て腐食液がもれないようにして,上下両チャックに取りつけた.次に,降伏応力の80%あるい は60%の応力を負荷した.荷重は40: lの積杵の先に必要荷重1g迄の精度で負荷した.また, 荷重が正確に負荷されているかをチェックするために,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静歪計で測定し確認した.腐食液をガラス管内に約20cc入れ,寿命 時間測定用のデジタルタイマ‑を作動させ, X‑Y レコーダの記録を開始させた.同一の試験 条件にて試験を行なうように,出来るかぎり短い日程で1系列22本の試験を行なうようにした.
3.実 験 結 果
3･1伸び‑時間曲線
SCCにおける破断時間(寿命時間) trを,割れ開始時間(誘導期間) tiと伝播期間t｡と に分ける. tiは割れに有効な腐食が進行するまでの時間で, Fig. 2の120‑C‑2Days, 80^の 試験片の伸び‑時間曲線の例に示すように,伸びがなく時間軸に平行な直線部の時間である.
t｡は割れが発生して伝播し,破断するまでの時間で,その図中の直線部より階段的に伸びが観 測されている時間である. Fig. 2 は各時効条件ならびに各負荷応力における伸び‑時間曲線 の代表例を示している.いずれの場合も,階段状に伸びが進行している割れ伝播は同一条件で あっても割れが起きてすぐに破断に至る試験片から,長時間階段状に伸びを示した後に破断に 至る試験片まで,その値t｡は大きくばらついていた.伸び量はⅩ‑Y レコーダ記録紙で最大 20mmまでであり,換算すると50fimまでということになる.
Photo. 1 (a)に示したSCC観察装置における結果においても,割れの伝播は一瞬の内にあ る距離まで起って割れの幅を増し,そこで一時停滞する.再びこれらを繰りかえしながら割れ が伝播してゆく,その模様はⅩ‑Y レコーダの記録とよく対応していた. Photo. 1 (b)‑(d)は, 割れ観察の模様をスチール撮影したもので,対物レンズの前にカバーガラスと水溶液があるた
AトZn‑Mg合金の応力腐食割れに関する研究(第1報)
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20 100℃‑3Days, 80‑/.
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100'C‑3Days, 60*/.
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100 1 50 200
300 400 50
Days, 80 ‑/.
0 50
50 100 1 50
SO'C‑ADays, 80V.
50 100
80oC ‑U Days , 60'/.
200
Time(min)
100 200 氾
Fig. 2. Elongation‑time curves of stress corrosion cracking of the Al‑Zn‑Mg alloy specimens on the conditions of aging applied stress.
め解像度は悪いが,負荷によって活性化された粒界線に沿って,あるいは結晶粒中の欠陥部で 陽極的選択腐食による水素の気泡が発生し,その箇所に付着したまゝ大きくなることが確認さ れた,この水素の気泡は活性的に腐食を起こしている部分で起こり,割れが起きてしまった箇 所ではもはや気泡は見られなくなる.即ち,応力のかかった部分でのみ活性的な腐食現象が観 察された.
3･2 ワイプルプロット
本実験で得られた割れ発生までの時間ti.割れ伝播期間t｡ならびに破断時間trをそれぞれ の時効処理条件(120oCで2日間, 100oCで3日間および80‑Cで4日間)ならびに2種類の 負荷応力(降伏応力の80%と60%)の別に, sec試験を行なった22本の中から19本の試験片 を選び出し,同一条件において得られた値を小さな値から大きな値の順に並びかえ,順序統計 量とした. n番目の累積確率F(t)は測定総数N(‑19)として, F(t)‑n/(1+N)によって与え
られる.即ち, 10番目であれば, F(t)‑10/(1+19)‑0.5(50%)である.測定したti, tcおよび tfの値を秒単位に直し,それに対応する累積確率F(t)をワイブル確率紙にプロットすると,
それぞれFig.3,Fig.4ならびにFig.5に示すようになった.
Fig. 3は, 120‑Cで2日間の時効処理した試験片のSCCにおける測定時間ti, tcおよび tfを負荷応力別に示したものである.上図は負荷応力が降伏応力の80%のもので, tiとtfは かなり接近しながらほぼ同様の傾向を示している.即ち, F(t)が25%附近で折点を示す二つ の勾配の直線上に分布していると言える.また, t｡はほぼ1直線上に巾広く分布する. (ここ で, t｡における測定値tc‑0.12×103secは2分に相当し, 2分以内の値は測定誤差内に入るた め,すべてtc‑0.12×103secで処理している)下図は,負荷応力が降伏応力の60%における場 合で, tiと tfは少しはなれているが同様の勾配をもつ1直線上に分布していると言える.ま
岡 俊博･武 和彦
(c) (d)
Photo. 1. (a) Optical observating apparatus for stress corrosion cracking of the AトZn‑Mg alloy.
(b), (c), (d). Stress corrosion crackings of Al‑5.3wt. %Zn‑1.4wt. %Mg alloy aged at 120‑C for 2 days under applied stress of 80% of the yield stress in 3.5% NaCl +0. 2% H202 solution. H2 gas occurred and developed by corrosion at traces of
grain boundary and defecting parts of crystal strain. ( × 120)
た, tcは80%の時よりも一層巾広く1直線に分布する.
Fig. 4は100‑Cで3日間の時効処理した試験片のSCCにおける測定時間tl, tcおよび tfを負荷応力別に示したものである.上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,長寿命側(F(t)‑65‑9530 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.短寿命側(F(t)<50#)では, tlとtf はやや離れて同 様の勾配をもつ直線上に分布すると言えるが,よく見ると,二つの集団に分離して大きな勾配 をもつ直線上にあるとも考えられる.長寿命側と併わせ考えると,三つの集団にかたまってい るとも考えられる.下図は,負荷応力が降伏応力の60%における場合で, tiとtfは接近して ほぼ1直線上に分布している.いずれの負荷応力の場合でも, t｡の値が2分以内のものが多く, 80%ではF(t)が50%以下 60^ではF(t)が30%以下と,割れが発生してから破断に至る迄
の伝播時間が短いのが特徴である.
Fig. 5 は 80‑Cで4日間の時効処理した試験片のSCCにおける測定時間ti, tcおよびtf を負荷応力別に示したものである.その上図は負荷応力が降伏応力の80%の場合で, tiとtrは 接近しており F(t)‑50#附近で折点をもつ二つの勾配を有する2直線上に分布していると言
AトZn‑Mg合金の応力腐食割れに関する研究(第1報)
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Fig. 3. Weibull's plots of crack initiation time (ti), crack propagation time (tc) and failure time (tf) of 120‑C‑2Days aging samples under applied stresses
of 80% and 60% of the yield stress.
える.即ち,長寿命側では勾配の小さな直線 上に,短寿命側では勾配の大きな直線上に分 布しているので,いわゆる複合ワイブル分布 であると言える. t｡は半数以上が0.1×103 sec (2分)以内で,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おり, おそらく長寿命側の分布の勾配の延長上に分 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, tiと tf は接近
して長寿命側より F(t)‑15# まで1直線上 に分布しており,ほぼ単一ワイブル分布であ ると言える. t｡はかなり広い範囲にわたって 分布し,長寿命側で勾配の大きな分布と短寿 命側の小さな勾配の直線上に分布しているよ うであるが,よくみると三つの集団にかたま っているとも言える.
ワイブル分布において,測定時間を確率変 数とすると累積確率分布関数F(t)は,
F(t)‑l‑exp{‑(t‑γ)m/α)によって 表わされる.この式でmは分布の形状を示す
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Fig. 4. Weibull's plots of crack initiation time (ti), crack propagation time (tc) and failure time (tf) of lOOoC‑3Days aging samples under applied stresses of 80% and 60% of the yield stress.
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Fig. 5. Weibull's plots of crack initiation time (tj), crack propagation time (tc) and failure time (tf) of 80‑C‑4Days aging samples under applied stresses of 80% and 60% of the yield stress.
106 岡 俊博･武 和彦
形状パラメータで, γは位置パラメータ, αは尺度パラメータである Table2 は, Fig.3, 4,5で示したワイプルプロットの分布の勾配を求めて示したものである.即ち,ワイブル分布 の累積確率分布関数の形状パラメータmである. 2直線上に分布している場合には長寿命側を ml,短寿命側をiri2, 1直線上に分布している場合にはmで示している.
Table 2. Shape parameters of crack initiation time (t,), crack propagation time (tc) and failure time (tf) on the conditions of aging and applied stress.
S a m p le S tr e s s T im e s S h a p e p a r a m e te r s ( A g in g c o n d itio n ) 0 y ×(% ) tf . t i,t c
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12 0 ーC ‑ 2 D a y s 8 0
t f t i tC
1.0 1 0. 8 6 9 0. 7 3 3
2 . 15 2 . 12
6 0
t f ti tC
1.8 4 0 .9 4 7 1.2 3 0 .6 3 7
1 0 0 ーC ‑ 3 D a y s 8 0
tr ti tC
3. 9 1 3. 9 1 0 .4 2 5
1. 8 1 1. 6 0
6 0
tf ti tC
1.9 7 0 .4 5 8
1.2 6 1 .7 4
80 ｡ C ー4 D a y s 8 0
t f t i t C
1. 1 2 1. 0 2 0 . 6 0 3
3. 1 4 2 . 6 8
6 0
tf ti tC
1. 6 2 1. 7 2 1. 84
4 .4 0 4 .0 3 0 .4 6 5
3･3 顕微鏡観察
SCC試験の破断寸前に負荷を除去し,試験片を取り出して乾燥し,光学顕微鏡にて試験片 表面を観察すると, Photo. 2 (a), (b)のようである蝣(a)に示すように,結晶粒界の3重点にお いては,引張り応力と垂直の方向をなす結晶粒界に沿って割れが進行しており,他の二つの引 張り応力とほぼ平行をなす結晶粒界では,丁度粒界i=りのように勇断された割れにより粒界線 が明瞭になっていた.また, (b)に示すのは,引張り応力と垂直成分の多い結晶粒界での割れが 平行成分の多い方向になったところで正まり,隣接する結晶粒の変形によりとり線が多数現わ れており,破壊は負荷応力と垂直の方向に結晶粒内に伝播していることを示している･
AトZn‑Mg合金の応力腐食割れに関する研究(第1報)
(H
Photo. 2. (a) Stress corrosion cracking at a triple point of grain boundaries of
Al‑5. 3wt. %‑¥. 4wt. %Mg alloy.
( × 240)
(b) Crystal deformation occurred by stress corrosion cracking along the grain boundary of the alloy.( × 240) c), (d) Continuous fracture surfaces
of the alloy (×16)
(e). (f), (g) Fracture surfaces at crystal grains of the alloy observed by an optical microscope. ( ×240)
108 岡 俊悼･武 和彦
Phot0. 2の(C)と(d)は100‑Cで3日間時効処理した試験片に80%の負荷応力でSCC破断し た破面を低倍率で観察したものである･これら2枚の写真ではぼ試験片の全幅を示している.
白く光る部分は負荷応力に垂直な結晶面での破面で,破壊は粒界面のみでなく,面積比では50
%以上の結晶粒内破壊である.
次に, (e), (f)および(g)(ま,応力とほぼ垂直に破断した結晶面を高倍率で顕微鏡観察したもの である(e)は結晶粒の周囲の粒界で破壊が進行し,もはや負荷応力を支え切れなくなって,丁 度努開割れのように結晶面で破断している様子を示す・(f)は写真下側に示す細かい凹凸のある 結晶粒界面の割れに沿って結晶面で破壊が起っている場合の例で, (b)に示した試験片表面の結 晶i=り変形と対応する.また, (g)は結晶粒内で交叉たりによって破壊が進行した場合の例で, 黒い縦じまは光軸方向と角度をなした階段状の破面であるためである.いずれの場合でも, SCC破壊の初期は結晶粒界であるが,それにつながる結晶粒も最終的には多様な変形様式で 破断に関与していることが観察された.
4.考 察
前章で, Aト5.3wt. #Zn‑1.4wt. ^Mg合金のSCCによる測定時間ti, tcおよびtfを確 率変数としてワイプルプロットを行ない,ワイブル分布に従うとしてその分布の形状パラメー タ(m)を求めたが, tiの値とtrの値が非常に接近しており,同様の傾向を示していたので, 本章では破断寿命値tf についてのみ考察する.
前述の通り,ワイブル分布の累積確率分布関数F(t)は, F(t)‑l‑exp{‑(t‑γ)"7α)で表 わされる.ここでmは分布の形状を表わすパラメータで, αは尺度パラメータ, γは位置パラ
メータである.ワイブル分布でプロットが1直線に乗らない場合には try and failによりγ にある値を代入して,もしプロットが1直線に乗るならば,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18)
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,画面にワイブル確 率紙を描き,この中に累積確率密度関数F(t)のtfについての値をプロットすることにして, try and failによりγ値を代入して最小二乗法により回帰直線を描くこととし,またその時の 残差を表にするプログラムを作成して,残差の和が最も少ない時のγ値を探し出すことにした.
そのγ値を代入した時のワイブル分布をFig. 6に示す.図からわかるように,いずれの場合 も1直線に分布する単一ワイブル分布である.この時のパラメータm, α, γの値を求めて, Table 3 に示す.
即ち,いずれの時効処理条件においても,形状パラメータmの値は負荷応力が降伏応力の80
%の場合はm≒1の値をとり,負荷応力が60%の場合はm≒1.6に近い値を示した･このこ とは,負荷応力が80%の場合のSCC破断寿命は偶発故障型であり,負荷応力60%の時は摩耗 故障型であることが判明した.
次に,上述の解析が妥当であるかどうかを検討するために,そして時効処理条件の差を比較 するために,パーソナルコンピュータで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,このヒストグラムに重ねて,ワイブル分布の累積確率分布関数F(t),確率密度関数f(0
‑m/α(t‑γIm l・expト(t‑γ)m/α)ならびに故障率Xt)‑m/α(t‑γ蝣)m‑1を描き,さらに設定
AトZn‑Mg合金の応力腐食割れに関する研究(第1報)
‑ 2 .0 一.0 0 . 0 1 . 0 2 . 0 3 .0 4 . 0
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Fig.6.WeibulPsdistributionsoffailuretime (tf)underappliedstressof80%and
60%oftheyieldstressoneachaging condition.
109
区間における計算による度数f｡を表示する ようにした.その結果をFig.7ならびに Fig. 8に示す.
Fig. 7は負荷応力が降伏応力の80%の場 合で,いずれの時効処理条件においても形状 パラメータm≒1のいわゆる偶発故障型と考 えられるものである.図中のヒストグラム (度数分布棒グラフ)は,時効処理120‑C‑
2Daysの場合,区間を4(×103sec)に設定す ると, Kt)に総数Nをかけた値の区間の和f｡
(黒丸で示す)とよく一致した分布である.
同様にして, 100‑C‑3Daysの場合は区間を 5(×103sec),また, 80‑C‑4Daysの場合は 2(×103sec)として比較すると,計算による f｡と同じ傾向にある.これら三つのグラフを 比較することにより,時効処理条件による SCC寿命値の定量的な解析が可能となる.
即ち, J(t)で比較すると, 120‑C‑2Daysで はt‑l(×103sec)でJCt)‑0.183から時間 がたつにつれて微減し, t‑40(×103sec)で Ki)‑0.169 の値をとるのに対して100‑C‑
3Daysではt‑l(×103sec)でJl(t)‑0. 189か ら徽増して, t‑40(×103sec)で/i(t)‑0.201 とわずかながら100‑C‑3Daysの方が故障 率が高いことを示す. 80‑C‑4Daysは前2者よりもJ(t)は大きく, t‑l(×103sec)でm
‑0.339, t‑18で;i(t)‑0.511と増加する｡この場合t‑18(×103sec)で曲線を止めているの はF(t)が1.000になって,計算上これ以上の値は出ないためである.
Table 3. Scale parameter (α), shape parameter (m), location parameter (γ) and median
failure time (M) of Weibull's distribution on the conditions of aging and applied
stress.
S a m p le S tr es s S c a le p a r a m e ter S h a p e p a r a m ete r L o c a tio n p a r a m e te r M e d ia n fa lu r e tim e ( A g in g c o n d itio n ) ♂y ×(形) α( ×103 s ec ) TTL γ( ×10 3 se c ) M ( ×10s se c )
12 0 ｡ C ‑ 2 D a y s
80 5 .47 0.98 3 0 .6 5.0 4
60 2 98. 90 1.6 3 0 2 6.2 2
100 ーC ‑ 3 D a y s
80 5 .2 1 1.0 1 0 .9 3.6 0
60 6 3.5 2 1.6 2 0 .3 ll.8 2
I C ‑ 4 D a y s
80 2.86 1. 10 0 .72 2.2 2
60 7 3.70 1.6 5 0 .9 ll.94
110
0
3i 'i A du on bd j‑ j
10
岡 俊博･武 和彦
0 4 8 12 16 20 24 28 32 36
5 10 15
/‑‑‑‑‑1‑I‑I‑.‑
0"サ
l i t3
0
3
in
2
02
eO'C ‑A Days
0 10 20 30
Time t (xiO'sec) 40
1 0 ) d ( こ Y
､‑
‑( こl rN
Fig. 7. Cumulative failure distribution function F(t), failure probability density func‑
tion f(t)×N and failure rate ^(t) vs time curves, and plots of calculated frequency (fc) described on the his‑
togram of each aging condition under
applied stress of 80% of the yield
stress.
・
‑ r
‑ / o u a n b a j L
loo℃‑3Days
̲I‑.‑.‑‑‑.‑
0 1 20 30
0 1 20 30 AO 50 60 70 80 Time t (xiCrsec)
Fig‑. 8. Cumulative failure distribution func‑
tion F(t), failure probability density function f(t)×N and failure rate At) vs time curves, and plots of calculat･
ed frequency (fc) described on the histogram of each aging condition
under applied stress of 60% of the
yield stress.
M)x' (l)**N
Fig. 8は負荷応力が降伏応力の60%の場合で,いずれの時効処理条件においても形状パラ メータm≒1.6のいわゆる摩粍故障型と考えられるものである.図中のヒストグラムは,時効 処理条件が120‑C‑2Daysでは区間設定を10(×103sec), 100‑C‑3Daysでは5(×103sec), 80‑C‑4Daysも同じく 5(×103sec)として計算で求めた度数値f｡と比較している.この場合 100oC‑3Daysが最もよく一致しており,他の二つの場合は実際の度数と少しずれるようであ る･これら三つのヒストグラムにF(t), f(t)×NならびにKt)を重ねて描くことにより,時 効処理条件によるSCC寿命値の定量的な比較検討が可能である.例えばF(t)の曲線を比較 すると, 120‑C‑2Daysではtが80(×103sec)においてもF(t)は0.987であるのに対して, 100‑C‑3Daysでは t‑46(×103sec)でF(t)‑1.000 に達しており 80‑C‑4Daysではt
‑48(×103sec)でF(t)‑1.000になる･故障率J(t)で比較しても同様で, 120‑C‑2Daysが 最もSCC感受性が低く100‑Cと80‑Cにおける場合はほとんど同じ値であることがわかる.
以上のように,ワイブル分布の分布の形状mだけでは定量的な解析とは言えず,他のパラメ ータγとαを求めることにより定量的な解析が行なえると考えられる.このことは,従来まで の研究におけるSCC感受性に関する負荷応九 腐食環境,金属組織等の因子の影響について
Al‑Zn‑Mg合金の応力腐食割れに関する研究(第1報) 111
も,確定論的定量化ではその信頼性は低く,確率論的定量化を行なわなければ信頼性の高い実 験データとして採り入れることは出来ないことが判明した.今回の実験結果はSCCに影響す
る因子の中で負荷応力に関しては2種類,金属組織(時効処理条件)については3種類のみで あり,他に影響する因子についても,系統的な確率論的研究が必要であると考える.
5.ま と め
Al‑5.3wt. %Zn‑¥.4wt. %Mg合金の試料を作成して, 460‑Cで1時間溶体化処理後水焼入 れし, (l)120‑Cで2日間, (2)100‑Cで3日間, (3)80‑Cで4日間の3種類の時効処理条件の試 験片をpH 4.0で3.5^NaCl+0.2%H202の水溶液中で降伏応力(tfy)の80%あるいは60%
の負荷をしてSCC試験を行ない,割れの発生する時間tl,割れ伝播期間t｡,ならびに破断寿 命tfを求め,これらの値を確率変数としてワイブル確率紙にプロットして次のような結果を 藍sa
(1)ワイブル確率紙にtl, tcならびにtfをプロットすると,単一ワイプルあるいは複合ワイ ブル分布に従う分布を示した.割れ伝播期間t｡はほとんどの場合m<1で破壊故障型を示し た. tiとtfはいずれの場合も非常によく似た分布の形状を示し,またその値も接近していた.
単一ワイブル分布の場合はm>1の摩耗故障型を示し,複合ワイブル分布の場合は長寿命側 でm≒1の偶発故障型を,短寿命側ではm>1の摩耗故障型を示した.
(2)しかし,破断寿命値tfをワイブル分布関数F(t)‑l‑exp{‑(t‑γ)帆/α)のγ値を考慮し て,その値をtry andfailにより求めワイブル確率紙に描くと, (1)で示した分布の形状ではな く,すべて一つの直線上に分布する単一ワイブル分布に従った.その直線の勾配(m)は負荷 応力によって異なり,降伏応力の80%の負荷ではm≒1の偶発故障型を 60^の負荷ではm
≒1.6の摩粍故障型を示した.
(3)破断寿命値tfについて,ワイブル分布のもう一つのパラメータαについて求めて,破断 寿命のヒストグラム上に,累積確率分布曲線(F(t)‑t),確率密度曲線(f(t)‑t),故障率曲線 a(0‑t)ならびに確率密度より計算で求めた度数fcを描くことにより,分布の形状を正しく 認識することが出来た.
(4)グラフ表示をすることにより,時効処理条件の差によってSCC感受性が異なり,低い温 皮(80oCで4日間)で時効処理した場合が早く破断することがわかり, Jisにおける7075の 調質T6処理(120‑Cで24時間)に準ずる120oCで2日間の場合が最もSCC感受性が低い ことが確認された.
(5)試験中におけるSCCの顕微鏡観察の結果ならびに試験後の試験片表面や破面の観察結果 より, secは結晶粒界を活性経路とする結晶粒界破断型であることを確認出来た.しかし, 決して粒界面のみでの破断ではなく,結晶粒内の多様な変形による破断を含むことがわかった.
また,負荷応力によって活性化した局部的選択腐食によって陽極的溶解の証明となる水素ガス の発生を確認したが,その発生した水素ガスがどのように振る舞うか(いわゆる水素脆性)に ついては確認していない.
最後に,本報の研究遂行にあたって,大阪大学工学部金属材料工学科山根寿己教授ならびに
112 岡 俊博･武 和彦
南埜宜俊助手に多大のど援助･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)佐藤健･中村康二:日本金属学会報, 8 (1969), 689
2)馬場義雄:軽金属学会"AトZn‑Mg系合金の応力腐食割れ"シンポジウム概要集, (1973), 1.
3)田中孝一:軽金属学会"AトZn‑Mg系合金の応力腐食割れ"シンポジウム概要集, (1973), 15.
4)砂野豊治朗･高野道典･下平三郎:日本金属学会誌, 37 (1973), 110.
5)平野秀朗･高野道典･下平三郎:日本金属学会誌, 40 (1976), 618.
6)砂野豊治朗･高野道典･下平三郎:日本金属学会誌, 40 (1976), 851.
7)長岡邦夫･砂野豊治朗･河合康則:日本金属学会誌, 45 (1981), 13.
8)宮本学･村上陽太郎:日本金属学会誌, 37 (1973), 394.
9)和泉康男･岡部洋一郎･藤本英明･長村光造･山川宏二･村上腸太郎:日本金属学会誌, 43 (1971), 671.
10)安倍睦･大内権一郎･浅野和彦･藤原明:日本金属学会誌, 45 (1981), 1161.
ll)長岡邦夫･東海林恵史:日本産業技術教育学会誌, 24 (1982), 1.
12)長岡邦夫･砂野豊治朗:日本金属学会誌, 47 (1983), 147.
13)馬場義雄･吉田英雄:日本金属学会報, 22 (1983), 115.
14)浅輪光男:日本金属学会誌, 40 (1976), 433.
15)柴田俊夫･竹山太郎:鉄と鋼, 66 (1980), 94.
16)柴田俊夫･竹山太郎:防食技術, 30 (1981), 47.
17)山根寿己･平尾桂一･吉本和幸･間俊博･武田孝則:伸銅技術研究会誌, 21 (1982), 171.
18)真壁肇: "ワイブル確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).
19)岡村弘之･板垣治: "強度の統計的取扱い‑構造信頼性工学リ,培風館, (1979).
20)塩見弘: ̀̀信頼性工学入門"改訂2版,丸善, (1972).
