・宮野泰治・安藤正昭

環状切欠き部の組合せ応力集中係数と 塑性拘束係数について

佐川健太郎＊ ・宮野泰治・安藤正昭

CombinedStressConcentrationFactorandPlasticConstraintFactor atCircularNotchSeCtion

ヂ

KentaroSAGAwA*,TaijiMIYANoandMasaakiANDo (2003年12月15日受理）

Onthecaseoftwoorthreedimensionalstressconcentration,evaluationofnotchsharp‑

nessarerepresentedbycombinedstresSconcentrationfactor (CM!) andplasticconstraint factor(L)otherthanbystressconcentrationfactor(Cu).However,veryfewdataabout

ノ

combinedstressconcentrationfactor (cM') andplasticconstraintfactor (L) arefound, althoughabundantdataofstressconcentrationfactor(CM).Therefore,ithasapparentlynot beenpublishedreportsofdiscussingnotcheffectsforcombinedstressconcentrationfactor

(q')andplasticconstraintfactor(L).

Thisreportreferstoourpropositionofstressanalyzeonvariousshapesofcircularnotch whichareaxiallyloaded. Stressconcentrationfactor (cI), combinedstressconcentration factor(cM')andconstraintfactor(L)havebeencaluclatedbymeansoffinite‑elementanalysis programsandprovidedtheinformalequationtoestimateroughvalueofcombinedstresS

‑concentrationfactor(cM!)andplasticconstraintfactor(L) fromstressconcentrationfactor (CI)onrelationofthem. Forinstance, estimationofimpacttensilestrengthforcircular notchedspecimenWereexpressedbyCM, CM'andL,andourtrialwasapprasiedforevalUationof

notcheffects.

1． 緒 本報告は，軸荷重を負荷した種々の環状切欠き形

状についての応力解析を有限要素法によって行い，

cI,L, cM!を求めて， それらの間の関係を考察し，

αの資料からLやα'の大略の値を求めようとする 簡便式の提案を試みたものである． また，炭素鋼切 欠き材の衝撃引張強度の一例6)について，切欠きの 影響をα, Lおよびα で評価して， それぞれの切 欠き効果の評価尺度としての特性を検討した．

言一目

部材切欠き部の切欠きの鋭さ，すなわち，切欠き 部での応力集中の程度を評価する尺度としては，一 般に，一次元，二次元，三次元応力集中の各場合と

も，応力集中係数αが用いられるている．

ところで，二次元，三次元応力集中の場合には，

応力集中係数αの他に，塑性拘束係数L')や組合せ 応力集中係数α'2)の概念がある． しかし，種々の切 欠き形状に対して， αの資料は極めて豊富であるが，

Lとα'に関する資料， あるいは，破壊強度におよ ぼす切欠きの影響をLやα'で評価している研究報 告はほとんど見当たらない． また， αとLあるい はα'の間にどのような関係があるかも不明である．

2． 塑性拘束係数Lと組合せ 応力集中係数α'について

組合せ応力状態にある材料中のある点における主 応力がOl,02,03であるとき， その点が弾性破損を 起こす（降伏する）限界値は式(1)で与えられるOeq の値が単軸応力の降伏応力oy｡ (引張試験で測定さ

＊秋田高専専攻科学生

Ｐ４凸ⅡＩ 噸 ぴ６

P

○1 円弧溝 半円溝

OZ

０Ａ二 ００Ａ二二２３

O3

P I

P

. (b)

図1 切欠き底の主応力 (a)

れる降伏応力）に達するときである(vonMisesの 降伏条件)．

1

｡鋤=万/(o,−o2%+(02‑o3)2+(03‑0,/

……(1) o を相当応力と称す． このOcqの概念は組合せ応 力のときの弾性強度を最大主応力o,のみで決定す るのではなく，他の中間主応力o2，最小主応力o3 も共同関与させた考え方である．

さて, 図1の(a)のような環状切欠き材と, (b) のような板状切欠き材が軸荷重を受けるとき，切欠 き底Aの軸方向に最大主応力01が発生するが， そ の点Aでの他の主応力の様相は異なる． (a)では 円周方向に02が発生し，半径方向のび3は0である 二次元応力集中であるが, (b)では, o2=03=0と なり一次元応力集中である．

一般に言う応力集中係数αとは，最大応力点A におけるo,=(oy)ma"だけに着目し， これを,切欠 き底断面の公称応力o･で割った値，すなわち次式 (2)で定義されたものである．

(a)切欠きの形状寸法

M14 notch

/竺二一宇一

1− ー1

(b)単一衝撃引張試験片 図2環状切欠きの形状寸法

図1(b)の板状切欠き材は一次元応力集中である から， o"＝o,となり， α1＝αであるが，図1(a) の環状切欠き材の二次元応力集中では，相当応力が 式(4)となるから， α'は式(5)のようになる．

式(4)となるから， α'は式(5)のようになる．

(oi,)ma%

一一

田一α

一一

ａ

……(2)

Ob

組合せ応力集中係数（または組合せ係数） α'と は，最大応力点Aにおける相当応力ぴ｡Ⅶを切欠き 底断面の公称応力び｡で割った値， すなわち次式

(3)で定義される値である鋤．

１２一一一一

リ仏

……(4)

｜ａ ９α

一一も

１ａ

……(3)

試験片 _(m、）^{． p} (m、）

， (m、）

t ，

(m、）

Ｖ溝 １２３４５６７一一一口一一一ＶＶＶＶＶＶＶ ５５５５■■■も■ＢⅡ凸■ⅡⅡⅡ４ＢⅡⅡ■Ⅱ■■日ⅡＩＴ４０

Ｑ

2.5５２

００００４０４２２２２１２１

５８５

86 3

３１ＱＱ２Ｑ

6 28

００

■■■﹄ⅡＵ０９．０▲ＴＤＤりゅ七ｈヶ・﹄■■︑■０４二口５凸■００００１１１１

9 10 10

円弧溝 １２３４５６７８−一一一一一一一ＲＲＲＲＲＲＲＲ

10 9１１ ００

9１１ ００

9

４４４４４４４４１１１１１１１１

50 37．5

10

Ｇ各Ｆ０申０■凸■←●な７６５４２

ZｚＺ２ｚ２２２ ５５５

半円溝 １２３４５６−一一一一ＣＣＣＣＣＣ ６２８４２︽夕〃﹄●●句●●

ぬ■■０今■■︒︽︾︽︾︵函︶

ａｑ■■■■？︒■ⅡⅡ日９４６９０凸■ⅡⅡ９凸９０９△９．１十日〃ｑ８ＴｏＯｑ

’

００００１１１１

10 10

2１１０００●●●●● ６２８４２

14 ’

下

13．2 12．4 11．6 10.8 10．4

−

ー−

−30 −

ＢｎＤＯロロ″画

、

ロ

全■、

一

−ー■■■■■■■■■

一 30 ^←

一

一l ー

110

一 F ・・

■

一二一

環状切欠き部の組合せ応力集中係数と塑性拘束係数について

なる．

いま，式(6)に式(2)と （3）を代入すると，次 式(7)が得られる．

１｜の

一 一

蝿一ａ

ｌ

−

ａ /扉千房=万面

α

解団一α

一 一

α｜ａ

ｌ

−

Ｌ

……(7)

……(5)

すなわち, Lはαとα'の比の値となっている．

つぎに，塑性拘束係数Lとは，相当応力o"が単 軸応力の降伏応力Oysに達するときの最大主応力o1 とoeq==Oysの比，すなわち，式(6)で定義される 値である1).

3． 有限要素法による応力解析

解析対象モデルとした，環状切欠きの形状寸法を，

図2(a)に示す． ここで，試験片のV‑7,R‑2,R‑5, R‑8は￨司図(b)に示す炭素鋼切欠き材の単一衝撃引

張強度試験に用いられた試験片 )と同一形状の切欠

きである．

解析に用いたプログラムはANSYS/EDであり，

試験片形状の対称性を考慮し，試験片の1/4をモデ ル化し， 8節点アイソパラメトリック要素を用いた．

荷重条件は，切欠き底断面の公称応力が100MPaと

α｜伽

一 一

例一瓜．

一 一

Ｌ

……(6)

このLの概念を用いれば，組合せ応力状態にあ る点の弾性破損（降伏）は,最大主応力o】の値が 単軸応力での降伏応力oy｡ (引張試験で測定される 降伏応力）のL倍に達するときということになる．

すなわちO,=L・oy、のとき弾性破損が起ることに

表1 α,q',Lの解析結果

試験片

． (mm)

p

(mm) p/d

a

材料学会^3） 式（8） ^5） 野田ら ^4） 本報

L α^，

Ｖ溝 １２３４５６７−一一句一一一一ＶＶＶＶＶＶＶ 蛆岨岨蛆９皿蛆

１００3●●① ５８５

0.286 0．3 0.286

0.300 0.150 0.080 0.050 0.032 0.030 0.029

1.59 2.03 2.58 3．05

ー

4,02

ー

1.22 1.73 2.37 3.00 3.83 3.87 4.08

1.66 2.15 2.82 3.50 4.20 4.42 4.27

1.650 2.003 2.590 3．073 4.163 3.975 4.243

1.094 1.101 1.114 1.115 1.128 1.123 1.126

1.508 1.819 2.325 2.756 3.690 3.540 3.768

１２３４５６７８−一一一一一一一ＲＲＲＲＲＲＲＲ

円弧溝

﹄

■ 与 り ６

■

■ Ｏ

や

50 37.5︑７６５４２

Q

I

lｌＤ色００６？皿９岨蛆９岨岨９

5.000 4.167 1.000 0.700 0.667 0.500 0.400 0.222

■ ｄ ｌ ０ １

1.04 1.05 1.20 1.32 1.28 1.48 1.50 1.73

1.04 1.05 1.22 1.32 1.33 1.43 1.53 1.85

1.048 1.052 1‘234 1.324 1.335 1.440 1.509 1.700

1.016 1.017 1.054 1.067 1.065 1.080 1.079 1.084

1.031 1.034 1.171 1.241 1.254 1.333 1.399 1.568

半円溝 １２３４５６−一一一一一ＣＣＣＣＣＣ

10 10 10 10 10 10

0.200 0.160 0．120 0.080 0.040 0.020 2

Ｄ ︽■ Ｐ■６２８４２●●●●●１１０００ ^1.78

1.90 2．07 2.30 2.62 2．80

1.91 2.05 2.22 2.43 2.70 2.88

1．777 1.858 2.059 2.341 2.606 2．818

1.090 1.087 1.095 1.100 1.097 1.096

1.630 1.709 1.880 2.128 2.376 2.571

1 ^{ｓ類迷丹蝋狽侵 5.0}_{０００４３２}

28

1.0

O.1 0．2 0．3

p/d (a)V溝 0

･f7Z

α＝

5） 2.0

．………(8)

図3V溝の応力集中係数 ^己

５１類迷骨畷俣僅

なるような値の引張荷重を平滑部端面に負荷し， そ の端部の軸応力が一様になるようにカップリングを 行った． また， ヤング率はE=200GPa, ポアソン 比は〃＝0.3とした．

1.00 1 2 3

p/d (b)円弧溝

4 5 6

4． 結果および考察 4． 1 解析結果の検証

本報の応力解析結果により得られた各環状切欠き 形状の応力集中係数αを表1に示す．同表には，比 較のために， 日本材料学会編3)によるα，野田ら↓）

によるα， また, V溝については，図3に示す式 (8)5)によるαも示してある．

これらの各αを，横軸にp/dをとって比較する と，図4のようになる．図にみるように， それぞれ の文献によるαには，多少の誤差がある．本報のα の傾向は,V溝， 円弧溝および半円溝とも材料学 会編のαに近似していることがわかる． したがって，

本報告でのANSYSによる解析結果には問題がな いものとして，以後の検討を行った．

3.0

己

０２類迷仔蝋信僅

1.0

0．1

0 0．2

p/d (c)半円溝 図4応力集中係数αの比較

4．2降伏開始荷重と降伏開始公称応力について P'

図5に示すような，断面積Aoの平滑丸棒の降伏 開始荷重をPs,降伏応力をoy｡ (単軸応力の降伏応 力）とする． また，切欠き底断面積がA()で，応力 集中係数，塑性降伏係数，組合せ応力集中係数のそ れぞれが, cM,L, cM'である環状切欠き付丸棒の降 伏開始荷重をP', このときの公称応力（降伏開始 公称応力）をぴ。 (=P'/Ao)とする. P'とPsおよび

び｡と。了sの関係を検討する．

P$は次式(9)で表される．

Ps

ＳＯＰＡ

一

ｓ 一

oylⅥ話α･%

ロ｜牝

一一助

Ps (a)平滑丸棒

P'

(b)環状切欠き付丸棒 図5降伏開始荷重

……(9)

Fs=4o。O"

環状切欠き部の組合せ応力集中係数と塑性拘束係数について

PIは，切欠き底の相当応力O"】が, Oc(1==Oysとな るときの荷重である．図6(b)において，軸荷重P!

のときの切欠き底の軸方向応力を(oy)m趣とすると，

(oy)…は次式(10)で表される．

数グラフで表すと，図6に示すように，大略で直線 関係になる． したがって， αとα'の関係を式(14）

のような回帰式で表すことができる． ここで, Cと mはウ切欠き形状の種類と材質（ヤング率やポア

ソン比）によって定まる定数と考えられる．

(o,)ma,i=α・α) :==α・−P'

"o '

切欠き底では,o,=(oy)…であるから，

より, Lは式(11)で表される．

……(10)

……(14）

α＝CoamV

2章の式(6) 本報での範囲内で，最小二乗法によりcとmを 求めると,V溝，円弧溝，半円溝のそれぞれに対

して，図6の図中に示すような値が得られた．

つぎに， αとLの関係を図示すると，図7のよ うになる．図に見るように， αの大きさが1.8程度 を境にして様相が大きく異なることが認められる．

α＝1.8程度までは， αの上昇に伴いLの上昇も顕 著であるが， 1.8を越えるとLの増加は極めて鈍く

なり飽和していくような傾向がみられる．すなわち, αでは大差のある切欠きでも， それらのLでは，

小差の近接した値となっている． また, V溝と円 弧溝にみるように，切欠き形状の種類によりαが同 じ値でもLの値は異なっていることが明瞭に認め られる．式(7)と式(14）からα!を消去すれば次式 (15）が得られる．

(oI)ma" ^ｍａｘ

訂叩ｏ ｌく

一

一 ……(11）

L=

o"

式(9), (10), (11)および2章の式(7)より，式 (12）および（13）が得られる．

Ｒ

１｜〃

一一

Ｒ

Ｌ−ａ

ｌｌ

ｆＰ

……(12）

α︑１｜〃

瓜

．

Ｌ｜α

一一仏

……(13）

式(12）および（13）より, q,L, q'の環状切欠 きを有する丸棒の降伏開始荷重は平滑丸棒のL/cI 倍， あるいは1/α，倍となること， そして， そのと きの公称応力ぴ｡もまた， α雷のL/α倍， あるいは，

1/α'倍であることがわかる． ただし, Psは平滑丸 棒の断面全体が降伏する荷重であるが, P'は切欠 き底の最大応力部の降伏開始荷重であり，切欠き底 断面全体が降伏する荷重ではない． なお，表1より L/cM=1/cI!は常に1以下となっていることがわか

る．

L=上.α･‑",）

C

……(15）

図7の中に図示している曲線とその式は，図6に 示したcとmの値を用いて，式(15）を表したもの である． cとmの値が切欠き形状の種類に依存す るのは， O,が同じ値でも， o2，o3は切欠き形状の 種類でそれぞれ異なること，すなわち, Ocqが異な

ることに関連しているものと思われる．

式(14)，式(15）を適用すれば， αの値がわかる 環状切欠き材のα1とLの大略の値は簡単に推定で

きることになる．

4．3 αとα', Lの間の関係について

本報での結果による表1のαとα'の関係を両対

６５４３２１一己覇迷凝迷仔蝋偶僅和如認

1．15 L=1.079.αo o303 ,

重三二房フz◇念．

J

類1．10 瞳 毛

筆1.05

割 検

079．αu､u

L＝1ノC，a（1‑m】

雨

溝溝溝弧円Ｖ円半や一︷やゃ勺

L＝1.016.α0.1472

1 2 3 4 5

応力集中係数α 図7 αとLの関係

2 3

応力集中係数

56 1

４．ａ

1

図6 αとα'の関係

ち，切欠き底での(Oy)m",:/O", (O")max/O@,, および (oy)max/(ocq)m劇×のそれぞれは，各切欠きのα， α およびLを表すことになる．図にみるように，軸 中心から切欠き底までの距離の80％に相当する 4mm付近を過ぎてから, 03･,Oeqは急激に上昇し，

O蟹/o."は下降する傾向は全ての切欠きに共通して 認められた． また，図の(a)と(c)にみるように，

αの値はほぼ等しくても，内部でのびy,Ocqの値や 様相は，切欠き形状の種類に依存して，かなり異なっ ていることがわかった．

4．4切欠き部最小横断面の応力分布の様相 切欠き底横断面に発生する，軸応力Oy,相当応 力o の分布状態の様相の一例を図8に示す．図の 縦軸は, oy/o",oeq/o･および瓜/o.qと無次元化さ れており (o・は公称応力),横軸は軸中心から切欠

き底までの半径距離である．

図において，軸中心から5mmの位置， すなわ

ムy ３２１０澱渓挿当養慢

､ '

4．5単一衝撃引張強度におよぼす切欠き効果 前に報告した炭素鋼切欠き材の単一衝撃引張強度 の実験結果6)を一例にとり，低温脆性におよぼす切 欠き効果をα,L, cI'のそれぞれで評価して，切欠

き効果の評価尺度としての特性を検討する．

図9は，試験片V‑7,R‑2,R‑5,R‑8の，単一衝撃 引張破断での，試験片温度と比吸収エネルギの関係 を調べた実験結果である6)． また表2は，各温度レ ベルでの比吸収エネルギ値の傾向を，図9の比エネ ルギ遷移曲線から推定してutとし9utと試験片R‑2 (前報ではα＝1.05）の20℃における比吸収エネル ギUoとの比を検討した結果である6). ただし，本報 に基づいて，各試験片のαは改められ, Lとα が 追記されている． なお， ここでのUt/Uoの概念は，

試験片R‑2を平滑材とみなして， その室温20℃で の衝撃強度（比吸収エネルギUo)に対比しての，

切欠きの鋭さと低温の影響に起因した衝撃強度（比

』

宝ご必R菖父ご芸

0 1 2 3 4 5

軸中心からの距離x(mm) V溝(V‑3 :q=2.590,"'=2.325,L=1.114) (a)

３２１０灘茨︑挿轡養慢

︑ ﾂ

■ I bD 8 B

●

●一●−●;･●．．●一●

：

｡ ,･･。。。.･･･..｡｡●････●。｡＝。.:｡｡｡･･･｡｡･･･････−．､.･･･｡.･･．

;

R譽只無只父只

図‑択一沢‑＆

0 1 2 3 4 5

軸中心からの距離x (mm) (b)円弧溝(R‑7 :q=1.509,"'=1.399,L=1.509)

ＯＯ３

︵Ｎ一屋︒︑﹃︶

０

３２１

Z。

O一○一C一C

；

０００１斗会祷Ｈ与寒君

軍‑画‑通‑愛‑週‑公一公掴･掴･個題公扱:棚

〃

O 1 2 3 4 5 ﾝ:多8

軸中心からの距離x (mm) (c)半円溝(C‑5 :q=2｡606,"'=2.376,L=1.097)

図8切欠き部最小断面の応力分布の様相

‑80 ‑40 0 40 試験片温度T(℃）

図9温度と比呼吸エネルギの関係 80

ｊｊｊｊ７５４６１６８２０００１●●●●１１１１二垂垂二ＬＬＬＬ︐９９７４４８８３．５６６０２５７６■●ｐｌ１１３雲二二二８１６１αａαａ９９９０

1.052 1.335 1.700 4.243

唾雪垂垂

■ａαａａくくくく２５８７−一一一ＲＲＲＶ

●︐●７●︐●︐

○△□●

環状切欠き部の組合せ応力集中係数と塑性拘束係数について

表2衝撃引張破断における比呼吸エネルギの実験結果6）

へ へ

職※ ,｡釧

■●●●１００００

斗会什Ｈ葛悪濁ｅ鴎ＱＴＵ・Ｐ○Ｎ〃○コ︶ｏ実

０８６４２０

●●●■１００００

斗会特Ｈ唇竪試ｅ爵○．７日算ＯＮ〆︒．︑︶︒宍

α＝4．243 20℃ 1；

−−−−‑○

Jb3L崖1−0F

汁会係Ｈ与騨封

升会梼Ｈ辱窪君

℃ ；

‑‑‑●

‐Z9℃

△

獣

−52℃

．．

79℃臆 −42℃

62℃

1.0 2．0 3.O 4．05．0

応力集中係数a

1 1．05 1．10 1．15 塑性拘束係数L

図12 Ut/Uoと塑性拘束係数の関係 図10 Ut/Uoと応力集中係数の関係

吸収エネルギ値）の低下割合である．

Ui/Uoとα，α'およびLの関係を，試験片温度を パラメータにとって，図10, 11, 12に示した． これ ら各図から衝撃強度の切欠き効果をそれぞれα， α'，

Lで評価し検討を試みる．

図10では：衝撃強度は平滑材に準ずるものとした α＝1.052の切欠きの場合は，温度の低下に伴って，

わずかに低下する程度で，温度の影響は小さいが，

α＝1.7以上の切欠きになると温度条件に鋭敏にな る． そして，低温では， α＝1.7程度まではαの上 昇に伴い， （α＝1.3程度までは急激に，その後は徐々 に緩やかに）衝撃強度は低下していくが， α＝1.7 以上になるとαの大きさによる影響はきわめて鈍く なり，衝撃強度に大きな差異は認められないように なる． また，室温では，切欠きがα＝1.335以上に

４３０

わ１

一一

α→

へ ０８６４

●●●■旬Ｉ︽Ｕ︽Ｕｎ﹀

斗会特Ｈ与啓封ｅＮ吻○．Ｔ己 ^{α， 麺3霞768}１．○

一℃０２

升会時Ｈ唇轡封 ２

●ｎＵ

吾Ｐ○Ｎ

‐52℃ −42℃

︶︒涙︒ −

L三二二二角

on ^{一○ﾆレ 2．0} 3．0 4．05.0 組合せ応力集中係数α，

図11 Ut/Uoと組合せ応力集中係数の関係 試験片温度

T

(℃）

R‑2 1.052 1.034 1.017

一一一一一一

︐ａαＴＬ

ut

(J/Cm2) Ut/Uo

R−5 1.335 1.254 1.065

三雲二

９ａα守上

ut

(J/Cm2) ut/uo

R-8 1.700 1.568 1.084

一一一一一一畢

９ａαでし

ut

(J/cmり Ut/uo

V−7 4.243 3.768 1.126

一一一一一一

９ａα了Ｌ

ut

(J/Cm2) Ut/Uo

20９羽蛆躯他門

一

−

−

−

ー

一

1.00 0.95 0.92 0.91 0.90 0.90 0.88

６７２３５１

一一

Uo

26 25 25 249 249 242

229 190 142

106３２３８６３

0.83 0.69 0.51 0.38 0.30 0．22 0.12

0.83 0.63 0.42 0.13 0.07 0.06

■＃０６●心

229 175 115

I

’_！ 36 20 17

一

−

224 164 90 25 12

0.81 0.59 0.33 0.09 0.04

｜︑一

得られた主な結果はつぎのとおりである．

（1）切欠き底の降伏開始荷重と公称応力を与える 式を示した．

（2） αとα'は，両対数グラフで， ほぼ，直線関 係関係になることから， αとα'の回帰式(14）を提 案した． また， αとLの関係式(15）を提案した．

（3） αが1.8程度まではαの増加に伴いLも増加 するが， αが1.8程度を過ぎるとLの増加は鈍り，

飽和して行くような傾向になる．

（4） したがって，切欠きの程度を， αやα'で評 価すれば大差の切欠き条件であっても， それらの切 欠きをLで評価すれば近接した値の切欠き条件と

いうことになる．

（5）低温での単一衝撃引張強度の切欠き効果は，

切欠きの程度をLで評価したほうが良いと思われ た．

なれば， αの大きさによる衝撃強度の差異は認めら れない．

図11では： α'と衝撃強度の関係の一般的な傾向 は，図10のαと衝撃強度の関係の一般的傾向と， ほ とんど同様である．

図12では：室温では切欠きがあれば平滑材より衝 撃強度は低下するが，切欠きのLの大小での衝撃 強度の差異はほとんどみられない．低温では，一般 的傾向として, Lの上昇に伴って衝撃強度も低下し て行く．

以上のような考察から， α＝1.7 （あるいはα'＝

1.568）とα＝4.243（あるいはα'＝3.768）のように，

切欠きの（鋭さの）程度をαやα'で評価すれば大 差の切欠き条件であっても， それらの切欠きをL で評価すれば， 1.084と1.126のように近接した値の 切欠き条件となるという特性があることがわかった．

また，低温での単一衝撃引張強度の切欠き効果とし ては，切欠きの（鋭さの）程度をLで評価したほ

うが良いように思われた．

参考文献

1）村上裕則，大南疋瑛，破壊力学入門， オーム社，

107（1981）

2）西田正孝，応力集中，森北出版， 55（1967）

3） 日本材料学会編，疲れ試験便覧，養賢堂,24

（1968）

4）野田尚昭，西谷弘信，高瀬康，篠崎正孝， 日本 機械学会論文集,A‑63, 104(1997)

5）西田正孝，応力集中，森北出版， 105（1967）

6）斎藤，宮野， ほか2名，秋田高専研究紀要， 19，

1 （1984）

4． 結 ^一言自

有限要素法により，引張荷重を負荷した種々の環 状切欠き形状について，応力解析を行い，応力集中 係数α，塑性拘束係数L,組合せ応力集中係数α

を求めて， それらの間の関係を考察した． また，炭 素鋼切欠き材の衝撃引張強度の一例をα, Lおよび α!で評価して， それぞれの切欠き効果の評価尺度 としての特性を検討した．