円周方向切欠きを有するSUS304ステンレス鋼管の
破裂に関する一考察
藤 原 敏＊
（昭和54年5月7日受理）
A Consideration on Burstjng of Circumferentjally Notched SUS 304 Stainless Steel Pipes by Hydraulic Tests
Satoshi FuJIWARA
（Received May 7， 1979）
Recently， troules have been experienced successively wherein stress corrosion cracking occurs to cause even a Ieakage of water during the final stage of the propagation of a crack while a nuclear power plant is in operation．
The heataffected zone of circumferentially butt−welded joint between a pipe and a nozzle is said to have the most frequent stress corrosion cracking in the equipment commercially used． Assuming such risk， this paper discusses correlation between the notch dimension of stainless steel pipe with circumferential surface notch and burst criteria of pipes such as the burst pressure．
The burst pressure of test pipes with circumferential notch does not show simple change against the notch dimension． Namely， if pipe has a partial circumferentially notch， a neutral axis moves and the pipe will receive stress by bending moment besides axial tens ile stress due to internal pressure．
1．緒 言
オーステナイト系ステンレス鋼が原子力用材料として広 く用いられている理由として，他の炭素鋼などと比較した 場合，腐食生成物が少ない。腐食生成物が多いとこれらは 原子炉内に流入して燃料被覆管に付着し過熱を起す危険性 が考えられる。さらには，この種の鋼が高温高圧水中にお ける耐食性が優れているためである。しかし，実際にオー ステナイト系ステンレス鋼を原子炉配管系に使用してみる と溶接による残留応力や使用圧力と高温環境などの相互作 用によるためか溶接部に粒界割れが発生したと報告されて いる1）。さらに，最近，米国スリーマイル島の原子力発電 所での放射能漏れ事故の発生など，原子炉の安全性に対す
る不安は非常に大きな社会問題となっている。
最近，米国で粒界割れ事故を起している鋼管としてAISI 304ステンレス鋼管4インチ管があり，現在，これの原因 究明とその対策の確立が急がれている。
ステンレス鋼のようなじん性の高い配管材料の内圧によ る破壊を扱ったものとしてEiberらの論文があり，その解 析解は軸方向の貫通欠陥ならびに表面欠陥を有するものに 対して実験結果とよく一致すると報告されている2）。しか し，円周方向欠陥を有する管についてはいまだ適用できる 理論式はない。
そこで，本研究では米国で粒界割れ事故を起している管 と類似のSUS 304スチンレン鋼4インチ管を供試材とし，
円周溶接熱影響部の応力腐食割れを想定して種々の円周方 向表面切欠きを付与したパイプの内圧破裂試験を実施し，
破裂応力の推定ならびに破裂の形態について若干の知見を 得たので以下に報告する。
＊金属工学科
2．実 験 方 法
供試材料はSUS 304ステンレス鋼管で，その化学組成な らびに機械的性質をTable 1に示す。
試験体形状はFig．1に示すとおりで，外径100mm，肉
厚5・7mmの鋼管を試験体のほぼ中央部を円周突き合せ溶
津山高専紀要第17号（1976）
Table 1 Chemical composition and mechanical一 properties of material used Material
SUS 304
Chemical composition （wt％）
c
O． 05
si
O． 59
臨
i．12
P
O． 025
s
O． 008
Cr
18． 42
Ni
9． 63
Direction
Axial Hoop
TernP・
（oC）
25 19
Mechanical properties
・O．2％Proof stress
（kg／mm2）
19． 8
24． 1
Tensile strength （㎏ノmm2）
60． 4
57．7
Elongation
g．1一＝50mm（％）
73．3 78．5
τ
for Oil Pre5sure T 1br Air Girth Weld ⑤rth Wgid NσヒC Girth W創d
FigユDimensions of test specimen
接し，両端にキャップを，さらに両側に油注入用口金なら びに空気抜き用口金を溶接した全長約1000mmの試験体で ある。なお，中央部円周溶接は実装置の溶接条件にあわせ 初弾はティグ溶接，2層目以降は被覆アーク溶接を行なっ
た。
使用中に応力腐食割れを起す位置として溶接熱影響部で 約550。C〜800。Cに加熱されクロム炭化物が粒界に析出す る部分があるが，この位置に応力腐食割れを想定して放電 加工により幅0・2mmの非常に狭い深さならびに長さの異
9mm
㎜02
なる種々の切欠きを付与した。Fgi．2に切欠き形状の概略 を，TalOle 2に各試験体の切欠き方法を示す。なお，本研 究では切欠き長さはすべてラジアンで表示した。
加圧方法としては，まず油注入口よりあらかじめ試験体 に水を満たし危険防止のため空気抜き口より空気を除き，
圧力変換器を取り付けた後に容量2000kg／cm2の油圧装置 にて毎分約50kg／cm2の速度で昇圧し実験を行なった。
3．切欠き底応力による破裂の評価 円周方向表面切欠きを有する閉管に内圧が付加される場 合，切欠き底に作用する応力としては軸方向応力σ＊，円 周方向応力σθおよび半径方向応力Orの三成分が考えられ る。Fig・3（a），（b）にこれらの応力の方向を示す。以下に 各応力成分について述べる。
Ur
！σ電
t
e
t
一．
Ur
Fig．2 Ditails of notch
Table 2 Dimensions of notches
Fig．3 Schematic diagram of each stress
（1）軸方向応力σ＊
円筒に切欠きが付与されることにより，Fig．4に示すよ
Specimen Number
1234567890 1
tl／t e
（Rad） 0000000000 7676567785 π／4 π／2 π／2 π 3π／2 3π／2 π／2 π／2
tnet
／
姻
θ
t
1＞
B ig．tl Schematic representation for calculation of
bending moment by hydraulic pressure
うに軸対称がくずれ，切欠き断面の図心と円筒の中心にず れYが生じる。このため曲げモーメントMが生じ，切欠き 底には曲げ応力σMが生ずる。また，内圧Pによるカが切 欠き断面の図心に作用すると考えた場合の引張応力σ。も 同時に生ずる。したがって，軸方向応力σ＊はσMとσzの 和となりその式は次式で表わされる。
M σM 了ta
Msnti2PY
ae ＝＝n2−i．；；llMtiet P
az．．￥ri2．p
a＊ ＝＝crM＋azt＝＝；lli！a＋rm2Z． liFtiet P
・・一・M・・z争＋π牙2・・
ただし，
ri：円筒内半径
A：切欠き断面における断面積
（1）
（2）
（3）
（4）
（5）
〈6）
a：切欠き断面図心より切欠き底までの距離
1：切欠き断面における図心まわりの断面二次 モーメント
なお，（3）式はEiberらが用いたもので2），有効断面を切 欠き底半径までとみなした場合，すなわち，tn、tの肉厚の 管とみなした場合の軸方向応力を表わす。これに対して，
（4）式は本研究で採用したもので，切欠き部断面（図中の ハッチング部）が内圧による軸方向荷重を受け持つと仮定 した場合の式である。
Fig．5にσM／Pと切欠き長さとの関係を示す。σM／Pの 値はず1μが大となるほど，すなわち，切欠き深さが大とな
るほどその値は大きくなり，切欠き長さがπと3π／2との 間で最高値をとる。
15
10 5N 5
o
O Zlt X 3rv2 2Z
Notch tength e （rad．）
Fig．6 Relation between az ／P and notch length e
1295 至1／t＝0．7
9，71 α6 777 0．5
Fig・7にσz／Pと切欠き長さとの関係を示す。σz／Pの 値はtl／tが大となるほど大きく，切欠き長さの増大にとも ないσ2／Pの値も大きくなる。なお，切欠き長さが0の場 合はtl／tに無関係に一定値πr 2／Aとなる。
15
05
o
t6バ＝O．7 0．6
as
15
O r12 X 3M2 21
Notch tength e （rad．）
Fig．7 Relation between a，／P and notch length e
ミ
10
5
t，／t ＝O．7
t， ／t ＝O．6
05
t，／t ＝o．
X／2 冗 3）i72 Notch length 9 （rad）
2Z
Fig．5 Relation between crM／P and notch length e Fig・6にEiberらの考えによるcra ／Pと切欠き長さとの 関係を示す。この場合，σz は切欠き底部の肉厚に関係する もので，tl／tが一定であれば，切欠き長さに関係なくそれ ぞれのtl／tで一定値をとる。
Fig．8はFig，5とFig．6を合成したものであり， Fig．9は Fig・5とFig・7を合成したものである。昌昌より全体的な 傾向に大きな差はないが，Eiberらの考えによるσ＊7Pの 値が本研究によるcr＊／Pの値より大きいことがよくわか
る。
20
15
10 0︾﹄
5
o
t ，it＝O．7
O．5 O．6
O x／2 pa 3re2 21
Notch tength e （rad・）
Fig．8 Relation betweenσ＊ノ！P and notch Iengthθ
津山高専紀要第17号（1979）
15
ハ﹄ 10
5
t，／t＝O．7
O．6
O．5
0
0 πノ2 π 3πン2 2π Notch length e （rad．）
Fig．9 Relation between a＊／P and notch length e
（2）円周方向応力 σθ
切欠き幅が非常に小さい場合，切欠き部を無視して薄肉 円筒の式が適用できる。したがって，円周方向応力aeは 次式で表わされる。
ri・P
（7）
ae ：：
t
したがって，この値は切欠き方法に無関係に一定値をと る。本実験においてはσθ＝7．77・Pとなる。
（3）半径方向応力 σγ
半径方向応力σrは円管の内面で内圧，すなわちP，外面 で大気圧すなわち0となる。したがって切欠き底での半径 方向応力のは0となる。
4．実験結果ならびに考察
4−1実験結果
本実験により得られた結果の一覧をTable 3に示す。
Fig．10に破裂圧力と切欠き寸法との関係を示す。これよ りt1／tが大なるほど，すなわち，切欠き深さが大となるほ ど破裂圧力は低下する。また，切欠き長さに対しては破裂 圧力は約πのあたりで最も低くなり下に凸の傾向を示すご
7 6 oo @ oo
ρEり︑σど
低 亀︒﹂コの①﹂α 5 oo
編400 お
300
も ㎡、拶1
ノ
Leatc 、ロ幅一ノ 但）
tl o o．6 △ 。7 回
oL一＿一＿一」
0 刀2 7こ 3寛 2． 27ζ
Notch tength e （rad．）
Fig．10 Relation between burst pressurep and notch length e
とがわかる。これはFig．5に示した曲げモーメントの影響 を表わしているものと考えられる。
試験体番号1，2，3は他の試験体と破裂の様式を異に しており，き裂は切欠き部のみに発生し他に伝播していな い。また，この時のσ＊の値はかなり低いものとなった。
試験体番号10は切欠き部以外のところで破裂が生じた，
すなわち，円周方向切欠きを有するにもかかわらず軸方向 に破裂が生じた。これはσ＊＜σeの状態で破裂が起ったと 考えられる。破裂の様式については後述する。
Photo 1に破裂後の試験体の代表的なものの外観写真を 示す。（b）ならびに（c）より破裂後の試験体からも円周方向 切欠きを有する場合，図心のずれにより曲げモーメントを 受けている様子がよく理解できる。
Fig．11は実験前後の試験体各部の直径を測定し，直径変 化量として求めたものである。破裂圧力と直径変化量とは
よく対応している。また，試験体中央部にほどこされた円 周溶接が変形をかなり拘束していることがわかる。
Table 3 Test results and calculated stresses No． tl／t e
（Rad）
1 O．7 2 O．6 3 O．7 4 O．6 5 O．5 6 O．6 7 O．7 8 O．7 9 O．8 10 O．5
za／4 z／2 rr／2
z z 3z／2 3rr／2 rr rr rr／2
Burst P． aM az az a＊ a＊ ae
（kg／cm2） （kg／mm2） （kg／mm2） （kg／mm2） （kg／mm2） （kg／mm2） （kg／mm2）
510 570 425 505 595 610 540 485
725
4．7 11．6 11．3 24．1 18．5 26．7
40． 6 36． 2
11． 0
20．4 24．5
18． 8
26．6 29．2 41．3
42． 3
27．5
30． 3
0300229865596992 65544566
56．3
25．1
36． 2
30．2
50． 7 47． 8 68． 0
83．0 63．7
41． 4
70． 8 66． 9
66．4 73．1 64．7 85．9 110． 5 99． 0
67． 3
39．6
44． 3 33． 0 39． 2 46． 2
47．4 41．9 37．6
56．3
Burst Type
H． L．
H． L．
H． L．
H． B．
H． B．
H． B．
H． B．
H． B．
（＊）
A． B．
H．L． ； Hoop Leak， H．B． ； Hoop Break， A．B． ； Axial Break （＊） ； Not be tested due to missing notch work
（a） No．3 t／t＝o，7 s＝n12
（b） N◎．7 t，ノt＝O．7 S＝31V2
120
oo @ 80
︵εξ9︾ 毛
0 6
40
醐
ロ e
口 △O 口
ム
re ＝60A
（c） No。5 t8／t＝OS O＝7ピ
（d） No．10 t，tt＝05 S＝av／2 Photo 1 Appearance of test pipes after burst test
O Xlt X 3P2 2Z
Notch length e （rad，）
Fig．12 Relation between calculated a＊ and notch length e
80
r 60 E
g40 E
b
20
t o
a o
口
口
む
ム ロ A
口
rt ＝60．4
2 A
口
o
O Xta X 3k2 2rc
Notch tength e （rad．）
Fig．13 Relation between calculated a＊ and notch length e
40
30 20 10 ︵∈ε．厘二8置塁
醐ojO
ほ るヨ るロヨ 尚 甑幽霊題
隔 3
1
0
畠300 200 100 O 1co 200 300
Dista，ice from notch ｛itvn）
Fig。11 Variati（皿in diameter after burst tests 4−2切欠き底応力に関する考察
前述の（1）〜（6）式を用いて破裂時の軸方向を求め，切欠 き寸法との関係をFig．12と13に示す。
Fig．12はEiberらによって求められた（5）式を用いてσ＊
と切欠き長さとの関係を示したものである。なお，畑中の 破線は材料の軸方向引張り強さを参考のため示した。図よ りσ＊ の値は破線よりもかなり高い値を示しており，ばら つきも大きい。しかし，すべての値が材料の軸方向引張り 強さよりも高いことは，設計上から見れば安全側となる が，切欠きによる応力集中を考慮に入れない場合不自然な
σ＊ の値となっている。
これに対して本実験で考慮した軸方向応力σ＊ について 整理したものがFig．13である。図より実験点はたしかに破 線付近に集まりはしたが，これでもぱらつきはまだある。
この理由として曲げ応力σMの過大評価が考えられる。な ぜなら，
1），（1）式により求めたσMの値は切欠き底部での値であ り，切欠き底部より内側ではσMは低下する。
2），破裂後の試験体形状からもわかるように，切欠き部 より試験体が曲がっている。このように試験体が曲げ 変形すると，曲げ応力を生じさせるところの図心のず れが減少し，必然的に曲げ応力σMは減少する。
以上の結果より，破裂に切欠き底応力σ＊を採用する際 には，曲げ応力aMの過大評価を考慮する必要があり，今 後の研究課題としている。
4−3破裂形式に関する考察
本実験により得られた破裂形式の代表例をPhoto 2に示
す。破裂方向としては，（1）円周方向破裂，（2）軸方向破
裂があり，き裂の伝播挙動により，（1）ブレイク型すなわ
ち，き裂が切欠き部以外へ伝播するもの，（2）リーク型す
なわち，き裂が切欠き部へ伝播しないものがある。
津山高専紀要第17号（1979）
欝
v 一 bo t t ut
（a）
／
