溶接ならびに機械加工時の残留応力分布およびき裂進展挙動の評価
公開日:
カテゴリ: 第7回
1.緒言
BWRプラントの SUS316Lに代表される低炭素オー ステナイト系ステンレス鋼製の再循環系配管や炉心 シュラウド等の溶接部近傍において,応力腐食割れ (SCC)の顕在化が複数の事例として報告されている 11. また,最近では,PWR プラントの異材溶接継手部 においても, セーフエンド側のき裂が国内でも顕在化 している. SCC は材料的要因,環境的要因,力学的要 因の重畳により発生するとされているが, 低炭素オー ステナイト系ステンレス鋼においては, 材料学的要因 とされてきた溶接による熱影響部の鋭敏化はほとん ど確認されなかった.このことから,力学的要因とし ての引張残留応力に注目が集まっている. -配管の施工過程においては,内径調整のための機械 加工,突合せ溶接が施され,これらの機械加工および 溶接により残留応力が発生する.ここで,き裂形態に 注目してみると,機械加工層において粒内型応力腐食 割れとして発生した後,粒界型応力腐食割れとして進 展する形態を示すとされている. 粒内型応力腐食割れは,機械加工により生じる引張残留応力が,その発生 に影響を及ぼしていると考えられる ). このことから, SCC の発生・進展についてより高精度に評価,さらに は予測するためには, 従来の溶接による残留応力だけ でなく,機械加工により発生する残留応力を把握する ことが重要である. 1. 本研究では,配管の施工過程において発生する残留 一応力について, 溶接による残留応力を数値解析により 評価するとともに, 機械加工による残留応力分布を実 験および数値解析により評価した. 数値解析により得 られた残留応力分布を用いてき裂進展解析を行うこ とにより,より詳細に配管の施工過程を考慮した残留 応力分布のき裂進展挙動に及ぼす影響を評価した.
2. 溶接・機械加工による残留応力分布 2.1 突合せ溶接の数値解析
配管突合せ溶接の数値解析モデルを Fig. 1 に示す 解析には汎用有限要素解析コード ABAQUS を用い, 500A 配管を対象とした軸対称モデルに対して, 4層4 パスの多層溶接を模擬した熱弾塑性解析を行った. 材 料特性は SUS316L 鋼のものを用いた.2.2 機械加工の実験 - 機械加工時の残留応力分布を把握するため,Fig.2Fig. 2611Fig. 2に示すような SUS316L 製の試験体を作成した. この 試験体に対して, Fig. 3 に示すように,試験体上面に シェーパー加工機を用いた機械加工を施した. ここで, 工具は超硬バイトを用い,切込み深さを 0.1 mm, 切 削速度は 30 m/min (0.5 m/s)とした.機械加工を施し た試験体に対して, X 線回折法を用いた残留応力測定 を行った.測定は,残留応力の深さ分布を取得するた め,電解研磨により表面を除去しながら行った.(unit: mm)500Welding1045230.54Fig. 1 Analysis model for butt welding.70(unit: mm) Fig. 2 Geometry of test specimen for surface machining.Cutting speedToolTest specimen Chip- Cutting depthFig. 3 Configuration of surface machining.2.3 機械加工の数値解析 - 加工硬化層のように表面から 100 um 深さ程度の範 囲の深さ方向の残留応力分布を測定する手段として、 X 線回折法は有効であるものの、電解研磨による応力 解放を考慮することは難しく、定量的な残留応力分布 を求めることは困難である。そこで,機械加工時の残 留応力分布の評価が可能な数値解析手法を構築した. その数値解析に用いた解析モデルを Fig. 4 に示す. 本 解析は汎用有限要素解析ソフト MSC. Marc2008r1 を 用いて行った. Fig. 4 に示すように,解析は2次元平 面ひずみ問題として扱い,境界条件として,被削材下 端部の x, y 方向,左端部の x 方向の変位を固定した. 切削速度,切込み深さはそれぞれ, 30 m/min, 0.1 mm とした.また,工具は剛体として扱い,加工中に生じ る熱の工具への熱伝達は考慮していない.本報では, 流動応力モデルとして,以下の(1)式で表される,塑性 ひずみ,塑性ひずみ速度,温度を関数として扱う Johnson-Cook モデル 3)を用いた.(a+b) ? cm( ) 1-17:42)}ここで,E, :相当塑性ひずみ,定:相当塑性ひずみ速 度 (s““), En: 参照ひずみ速度(s), T : 温度 (°C), T, : 雰囲気温度 (°C), Tm: 融点 (°C)である.また, A, B, C, n, m は材料定数であり,それぞれ 305, 1161, 0.01, 0.61, 0.517 とし, = 1, Th = 20, Tm = 1400 とした 4. 解析 に用いた材料特性は、温度依存性を考慮した SUS316L 鋼のものを用いた.Rake angle 0°ToolCutting speed, vWorkpieceClearance angle 5° Cutting depth, d1 mm2mmFig. 4 Analysis model for surface machining.加工中に発生する切りくずの形成は, MSC. Marc の 全体リメッシュ機能)を用いた.剛体である工具が変 形体である被削材に接触することで,被削材の要素は 大きくゆがみ変形する. 全体リメッシュのしきい値は、 任意の要素の 0.08 の相当塑性ひずみ変化により判断 され,リメッシュ後のメッシュは工具の形状等に基づ き工具への貫通が生じないように生成される.機械加工中に発生する熱として,工具と切りくずの 摩擦による発熱,塑性変形による発熱を考慮した. 摩 擦はせん断摩擦モデルを用い,塑性変形による発熱は, 塑性仕事に用いられるエネルギーの 90%を熱に変換 することで行った.これらの熱伝導解析と上述の応力 解析を連成させることにより,本解析を行った.2.4 配管機械加工の数値解析 * 本研究では配管に顕在化している SCC を対象とし ているため,配管に機械加工を施した場合の残留応力 分布を把握する必要がある.そのため,Fig. 5 に示す ように,実機において用いられている 500A 配管内面 に機械加工を施し, X 線回折による残留応力測定を行 った. ここで, 機械加工条件は実際の条件を想定して, 切削速度は 45 m/min, 切込み深さは 0.1 mm とした.10452Cutting30. 51TL250T (unit: mm) Fig. 5 Geometry of pipe test specimen and configurationof surface machining for pipe test specimen.Fig. 5612 -2.5 き裂進展解析数値解析により得られた残留応力分布を用いて,日 本機械学会の維持規格で定められている手法に則り, SCC のき裂進展解析を行った . 本研究で用いたき裂 進展解析は,配管内表面において,半楕円き裂を想定 した二次元き裂が発生したと仮定し,さらにその配管 に様々な加工履歴(溶接または機械加工,およびその 両方)に伴う残留応力分布が存在するとしたうえで, き裂先端部での応力拡大係数を影響関数法により算 出することで,き裂進展量を求めることが可能な解析 手法である. Fig.6にき裂進展解析における初期き裂 形状の模式図を示す.このき裂は,き裂最深部から配 管板厚内部方向へ,き裂表面部から配管円周方向へと それぞれ独立に進展していく.すなわち,き裂最深部 およびき裂表面部における応力拡大係数を算出する ことで,き裂進展解析は行われる. この応力拡大係数 は,以下の (2) ~ (4) 式に示すような影響関数法によ り算出される.K - [AG, + AG + A.G, + A, G, + A.G.10 (2) a=A+ A = + a[1] +1( ) + (1) ) Q-14459949)ここで,a:き裂深さ(mm), 1 : き裂長さ(mm), r : 内表面からき裂先端までの距離 (0 ? xla < 1), 0:残 留応力分布(MPa), G, : 影響係数である. このき裂 進展解析を用いることにより,応力拡大係数およびき 裂深さ,き裂長さの算出において, 溶接や機械加工な どの様々な条件や,加工履歴そのものを,板厚内部方 向における残留応力分布として表現することが可能 であることから,き裂の進展に及ぼす残留応力分布の 影響を十分に評価することが可能である.また,き裂 進展解析にて用いた, 低炭素オーステナイト系ステン レス鋼における応力拡大係数とき裂進展速度の関係 を Fig.7に示す.本報において用いたき裂進展解析 は,応力拡大係数が 6.7 (MPa・m0.5) 以下の場合にお いても,き裂が進展するといった仮定がなされている. これは,上述のように,この解析が維持規格として定 められたものであり,き裂の進展量を安全側に評価す るためである.さらに, プラントの供用状態において は,配管に内圧が付与される.この内圧の効果を考慮 するため,本研究では設計応力に相当する 98 MPa を, (3)式の Ani 98 MPa を足すことにより,プラント 稼働時の内圧とした. 以上で述べたき裂進展解析手法 を用いることにより,深さ方向および長さ方向のSCC 進展挙動について, 溶接や機械加工などの施工プロセ スを経て生じる板厚内の残留応力分布を考慮した評 価が可能であり,き裂の進展に及ぼす残留応力分布の 影響を評価することが可能である.Fig.deepest pointsurface pointFig. 6Shape and modeling of crack.トーCrack growth rate (mm/s)ー(6.7 MPa・mo.5) 1E-9 110100 Stress intensity factor, K (MPa.mo.5) Fig. 7 Crack growth rate as a function of the stressintensity factor.3.実験および解析結果 3.1 突合せ溶接時の残留応力分布 * Fig.8に各パスにおける突合せ溶接時の配管内表面 における残留応力分布の解析結果を示す.軸方向,周 方向の残留応力分布ともに,中央付近において引張残 留応力を示した.そして,中央から配管の端へと進行 するとともに減少し,中央から 70~100 mm 付近にお いて最大圧縮残留応力を示し,配管の端において無応 力状態を示す, 溶接時の典型的な残留応力分布を示し た.また,配管中央においては,配管溶接時の軸収縮 の影響により軸方向残留応力が減少, 周方向残留応力 が増加する結果が得られている.次に各パスにおける配管中央部の内表面から外表 面における残留応力分布を Fig. 9 に示す. 周方向残留 応力はほぼ常に引張残留応力を示しているのに対し, 軸方向残留応力は,板厚のちょうど中央あたりにおい て引張残留応力から圧縮残留応力に変化する.この変 化も軸収縮の影響である.3.2 機械加工時の残留応力分布 * Fig. 2 に示した試験体に対して残留応力分布の測定 を行った結果を,同様の機械加工条件で行った数値解 析結果と合わせて Fig. 10 に示す.実験結果と数値解 析結果はよく一致しており,本研究において構築した 機械加工の数値解析手法は, 機械加工による残留応力 分布を評価する上で,十分な精度があると考えられる 実験結果および数値解析結果とも,残留応力は表面に おいて 800 MPa程度と最も高く,被削表面から 0.1 ~ 0.2 mm 付近において引張残留応力から圧縮応力に転 じる急峻な分布を示した.さらに深い領域では,解析 結果から,被削表面から 0.6 mm 付近において 0 MPa になることから, 機械加工時残留応力は極表層部にの み存在すると考えられる.613|||||1 pass 2 pass3 pass - 4 pass1 pass 2 pass 3 pass 4 passさてAxial residual stress (MPa)Hoop residual stress (MPa)- 300III200-300 -200 -150 -100 -500 _ 50 100 150 200-200 -150 -100 -500 _ 50 100 150 Distance from center from welding line (mm)Distance from center from welding line (mm) (a) axial(b) hoop Fig. 8 Residual stress distribution due to butt welding in inner surface of pipe.- 1pass --- 2 pass3 pass - 4 passHoop residual stress (MPa)1 pass 2 pass 3 pass 4 pass-20025.300MILL5 10 10 15 205 - 10 2515 - 20 Distance from inner surface (mm)Distance from inner surface (mm) (a) axial(b) hoop Fig. 9 Residual stress distribution due to butt welding from inner surface.0,(Experimental result) 0,(Experimental result) - (Analytical result) ““O, (Analytical result)Residual stress, O (MPa)g. 100_ 0.2 0. 40 .6 0.8 1 Distance from machined surface, d(mm) Comparison of experimental and analytical residual stress distribution due to surface machining.Fig.次に,500A 配管の試験体に対して機械加工を行っ た実験結果と,その加工条件においる数値解析結果の 比較を Fig. 11 に示す.配管の残留応力分布の測定結 果は,解析結果と比較して少し小さな値を示した.こ の原因として,配管を切断することにより測定を行っ たことが挙げられる.その切断により、配管内部の残 留応力分布の再分布が生じ,残留応力が減少したと考|120020TT? Choop (Experimental)Caxial (Experimental) - (Analytical) - -a, (Analytical)Residual stress, o (MPa)Blue-4000 0. 2 0 .4 . 0.6 0.811 Distance from machined surface, d(mm) Residual stress distribution due to surface machining in pipe test specimen.g. 11Fig.えられる.しかしながら,残留応力値およびその傾向 ともに比較的良く一致しており,本研究において構築 した解析手法は,配管の機械加工に対しても十分に適 用が可能であることを示した.3.3 き裂進展解析結果 - 得られた残留応力分布を用いてき裂進展解析を行- 614 -った.き裂進展解析に用いた残留応力分布は, Fig. 9 に示した 4 パス後の突合せ溶接時の軸方向残留応力, Fig. 11 に示した機械加工時のr方向の残留応力分布を 用い,比較のため機械加工のみ,溶接のみ,溶接後の 機械加工を想定した残留応力分布を用いた. 溶接後の 機械加工を想定した残留応力分布を Fig. 12 に示す. Fig. 12 (a)は 500A 配管(板厚:30 mm) 全体に存在す る残留応力分布であり,Fig. 12 (b)は配管内表面から 1.5 mm までの残留応力分布を示している. Fig. 12 か ら分かるように, 機械加工を施す内表面は機械加工時Residual stress distribution, o (MPa)Residual stress distribution, o (MPa)1.50_ 5_ 10_ 1520 25 3010.5 Distance from machined surface, d(mm)Distance from machined surface, d(mm) (a) whole thickness(b) until 1.5 mm from machined surface Fig. 12 Residual stress distribution due to surface machining after butt welding.MachiningWeldingResidual stress: Residual stress distributionDistance from surfaceResidual stress1: Residual stress distributionStep 1Step 2Step 3Fig. 13 Conceptual diagram of superposition of stress intensity factor.- Fig. 14 にき裂進展解析結果を示す. き裂深さに関し て, 機械加工のみと溶接後の機械加工を考慮した結果 は, 経過年数1年といったき裂発生直後においてはほ ぼ同じ進展量を示した.しかしながら,その後は溶接 残留応力の影響により急激にそれらの差は開く結果 を示した.それは最深部のSIFを見ても明らかであり, 両者はき裂発生直後に急激に増加する.また,溶接の みと機械加工のみを比較すると, 溶接のみに比べて機 械加工のみの結果のほうがき裂進展量は大きい結果 が得られた.き裂長さに関しては,本解析は残留応力の残留応力が存在しており,被削表面から1mm 以降 は突合せ溶接時の残留応力とした.ここで,き裂進展 解析は残留応力分布を (3) 式の 4 次式でフィッティ ングすることで行うが, Fig. 12 の残留応力分布を4次 式にフィッティングすることは困難であるため,Fig. 13 に示すように,残留応力分布を機械加工時の残留 応力分布と溶接時の残留応力分布に分割し,それぞれ の応力拡大係数に対して重ね合わせの原理を適用す ることにより,本解析を行った.分布が配管全体にわたり存在するといった過程のも と行っているため,き裂深さと比較して,機械加工の みの結果と溶接および機械加工の結果にはそれほど 大きな違いは見られない.しかしながら,溶接のみの 結果と比べると,それらの差は非常に大きいことが分 かる. 本解析では,残留応力のみに注目しており, 一 般的に SCC 進展速度に寄与する,機械加工により生 じる材料の硬化は考慮していないが,き裂進展を考え る上で,機械加工の影響は大きく,重要な要因である ことが言える.-615Welding - - Machining (45 m/min) ---Welding + Machining (45 m/min)Welding- Machining (45 m/min) - - - Welding + Machining (45 m/min)Crack depth, a (mm)SIF at deepest point of crack tips, K (MPa m 0.5)152 0205_ 10Time, t(year) (a) crack depth51015Time, t (year) (b) SIF at deepest point of crack tipWelding - - Machining (45 m/min) - - - Welding + Machining (45 m/min)- Welding- Machining (45 m/min) - - - Welding + Machining (45 m/min)Crack length, 1(mm)SIF at surface point of crack tips, K(MPa m 0.5)5_ 10 15 2 015101520 Time, t(year)Time, t(year) (c) crack length(d) SIF at surface point of crack tip Fig. 14 Comparison of crack growth analysis under residual stress distributions.4.結言 1. 本研究は, SCC の発生の一要因とされている残留応 力に注目し,配管の施工過程としての機械加工,溶接 時の残留応力の把握を行い,得られた残留応力分布に 対してき裂進展解析を行うことにより,き裂進展に及 ぼす残留応力分布の影響を評価した. 以下に得られた 主な結果を示す.1) 機械加工時の残留応力分布は, 最表面において 800 ~1000 MPa といった非常に大きな値を示すが,板厚内 部への進行とともに急激に減少するため,引張残留応 力は 0.1 ~0.2 mm の極表層部のみにしか存在しないこ とを示した. 2) 配管の突合せ溶接時の残留応力は,内表面におい て中央部付近のみで引張残留応力を示した.また,軸 方向における板厚内部の残留応力は,軸収縮の影響に より板厚中央付近において引張残留応力から圧縮残 留応力に変化することを示した. (3) き裂進展解析結果より,き裂深さ,き裂長さの進 展に及ぼす機械加工時の残留応力分布の影響は大き く, SCC を検討する上で機械加工は重要な因子になり 得ることを示した.参考文献 [1] Okamura, Y., Sakashita, A., Fukuda, T., Yamashita,H., Futami, T., 2003. Latest SCC Issue of Core Shroud and Recirculation Piping in Japanese BWRs.Trans. of SMiRT 17, No. WG01-1. [2] 高守謙郎,鈴木俊一,大木俊,山下裕宣,二見常夫,安斎英哉, 加藤隆彦, 斉藤善章,坪田基司,“高 温純水中における低炭素ステンレス鋼のSCC 発生 感受性に及ぼす表面加工の影響評価““,圧力技術,第44巻,第4号(2004) p.130-142. [3] G. R. Johnson, W. H. Cook, “Fracture characteristicsof three metals subjected to various strain, strain-rate, temperature and pressure”, Engineering and FractureMechanics, 21 (1985) p.31-48. [4] D. Umbrello, R. M’Saoubi, J. C. Outeiro, “Theinfluence of Johnson-Cook material constants on finite element simulation of machining of AISI 316L steel”, International Journal of Machine of Tools &Manufacture 47 (2007)p.462-470. [5] MSC. Marc2008r1, User's guide. [6] 日本機械学会“発電用原子力設備規格維持規格““,JSME S NA1-2008(2008) [7] 小林英男,“破壊力学”, 共立出版株式会社, 1993,pp. 73-77.616“ “?溶接ならびに機械加工時の残留応力分布およびき裂進展挙動の評価“ “伊原 涼平,Ryohei IHARA,三上 欣希,Yoshiki MIKAMI,勝山 仁哉,Jinya KATSUYAMA,鬼沢 邦雄,Kunio ONIZAWA,望月 正人,Masahito MOCHIZUKI
BWRプラントの SUS316Lに代表される低炭素オー ステナイト系ステンレス鋼製の再循環系配管や炉心 シュラウド等の溶接部近傍において,応力腐食割れ (SCC)の顕在化が複数の事例として報告されている 11. また,最近では,PWR プラントの異材溶接継手部 においても, セーフエンド側のき裂が国内でも顕在化 している. SCC は材料的要因,環境的要因,力学的要 因の重畳により発生するとされているが, 低炭素オー ステナイト系ステンレス鋼においては, 材料学的要因 とされてきた溶接による熱影響部の鋭敏化はほとん ど確認されなかった.このことから,力学的要因とし ての引張残留応力に注目が集まっている. -配管の施工過程においては,内径調整のための機械 加工,突合せ溶接が施され,これらの機械加工および 溶接により残留応力が発生する.ここで,き裂形態に 注目してみると,機械加工層において粒内型応力腐食 割れとして発生した後,粒界型応力腐食割れとして進 展する形態を示すとされている. 粒内型応力腐食割れは,機械加工により生じる引張残留応力が,その発生 に影響を及ぼしていると考えられる ). このことから, SCC の発生・進展についてより高精度に評価,さらに は予測するためには, 従来の溶接による残留応力だけ でなく,機械加工により発生する残留応力を把握する ことが重要である. 1. 本研究では,配管の施工過程において発生する残留 一応力について, 溶接による残留応力を数値解析により 評価するとともに, 機械加工による残留応力分布を実 験および数値解析により評価した. 数値解析により得 られた残留応力分布を用いてき裂進展解析を行うこ とにより,より詳細に配管の施工過程を考慮した残留 応力分布のき裂進展挙動に及ぼす影響を評価した.
2. 溶接・機械加工による残留応力分布 2.1 突合せ溶接の数値解析
配管突合せ溶接の数値解析モデルを Fig. 1 に示す 解析には汎用有限要素解析コード ABAQUS を用い, 500A 配管を対象とした軸対称モデルに対して, 4層4 パスの多層溶接を模擬した熱弾塑性解析を行った. 材 料特性は SUS316L 鋼のものを用いた.2.2 機械加工の実験 - 機械加工時の残留応力分布を把握するため,Fig.2Fig. 2611Fig. 2に示すような SUS316L 製の試験体を作成した. この 試験体に対して, Fig. 3 に示すように,試験体上面に シェーパー加工機を用いた機械加工を施した. ここで, 工具は超硬バイトを用い,切込み深さを 0.1 mm, 切 削速度は 30 m/min (0.5 m/s)とした.機械加工を施し た試験体に対して, X 線回折法を用いた残留応力測定 を行った.測定は,残留応力の深さ分布を取得するた め,電解研磨により表面を除去しながら行った.(unit: mm)500Welding1045230.54Fig. 1 Analysis model for butt welding.70(unit: mm) Fig. 2 Geometry of test specimen for surface machining.Cutting speedToolTest specimen Chip- Cutting depthFig. 3 Configuration of surface machining.2.3 機械加工の数値解析 - 加工硬化層のように表面から 100 um 深さ程度の範 囲の深さ方向の残留応力分布を測定する手段として、 X 線回折法は有効であるものの、電解研磨による応力 解放を考慮することは難しく、定量的な残留応力分布 を求めることは困難である。そこで,機械加工時の残 留応力分布の評価が可能な数値解析手法を構築した. その数値解析に用いた解析モデルを Fig. 4 に示す. 本 解析は汎用有限要素解析ソフト MSC. Marc2008r1 を 用いて行った. Fig. 4 に示すように,解析は2次元平 面ひずみ問題として扱い,境界条件として,被削材下 端部の x, y 方向,左端部の x 方向の変位を固定した. 切削速度,切込み深さはそれぞれ, 30 m/min, 0.1 mm とした.また,工具は剛体として扱い,加工中に生じ る熱の工具への熱伝達は考慮していない.本報では, 流動応力モデルとして,以下の(1)式で表される,塑性 ひずみ,塑性ひずみ速度,温度を関数として扱う Johnson-Cook モデル 3)を用いた.(a+b) ? cm( ) 1-17:42)}ここで,E, :相当塑性ひずみ,定:相当塑性ひずみ速 度 (s““), En: 参照ひずみ速度(s), T : 温度 (°C), T, : 雰囲気温度 (°C), Tm: 融点 (°C)である.また, A, B, C, n, m は材料定数であり,それぞれ 305, 1161, 0.01, 0.61, 0.517 とし, = 1, Th = 20, Tm = 1400 とした 4. 解析 に用いた材料特性は、温度依存性を考慮した SUS316L 鋼のものを用いた.Rake angle 0°ToolCutting speed, vWorkpieceClearance angle 5° Cutting depth, d1 mm2mmFig. 4 Analysis model for surface machining.加工中に発生する切りくずの形成は, MSC. Marc の 全体リメッシュ機能)を用いた.剛体である工具が変 形体である被削材に接触することで,被削材の要素は 大きくゆがみ変形する. 全体リメッシュのしきい値は、 任意の要素の 0.08 の相当塑性ひずみ変化により判断 され,リメッシュ後のメッシュは工具の形状等に基づ き工具への貫通が生じないように生成される.機械加工中に発生する熱として,工具と切りくずの 摩擦による発熱,塑性変形による発熱を考慮した. 摩 擦はせん断摩擦モデルを用い,塑性変形による発熱は, 塑性仕事に用いられるエネルギーの 90%を熱に変換 することで行った.これらの熱伝導解析と上述の応力 解析を連成させることにより,本解析を行った.2.4 配管機械加工の数値解析 * 本研究では配管に顕在化している SCC を対象とし ているため,配管に機械加工を施した場合の残留応力 分布を把握する必要がある.そのため,Fig. 5 に示す ように,実機において用いられている 500A 配管内面 に機械加工を施し, X 線回折による残留応力測定を行 った. ここで, 機械加工条件は実際の条件を想定して, 切削速度は 45 m/min, 切込み深さは 0.1 mm とした.10452Cutting30. 51TL250T (unit: mm) Fig. 5 Geometry of pipe test specimen and configurationof surface machining for pipe test specimen.Fig. 5612 -2.5 き裂進展解析数値解析により得られた残留応力分布を用いて,日 本機械学会の維持規格で定められている手法に則り, SCC のき裂進展解析を行った . 本研究で用いたき裂 進展解析は,配管内表面において,半楕円き裂を想定 した二次元き裂が発生したと仮定し,さらにその配管 に様々な加工履歴(溶接または機械加工,およびその 両方)に伴う残留応力分布が存在するとしたうえで, き裂先端部での応力拡大係数を影響関数法により算 出することで,き裂進展量を求めることが可能な解析 手法である. Fig.6にき裂進展解析における初期き裂 形状の模式図を示す.このき裂は,き裂最深部から配 管板厚内部方向へ,き裂表面部から配管円周方向へと それぞれ独立に進展していく.すなわち,き裂最深部 およびき裂表面部における応力拡大係数を算出する ことで,き裂進展解析は行われる. この応力拡大係数 は,以下の (2) ~ (4) 式に示すような影響関数法によ り算出される.K - [AG, + AG + A.G, + A, G, + A.G.10 (2) a=A+ A = + a[1] +1( ) + (1) ) Q-14459949)ここで,a:き裂深さ(mm), 1 : き裂長さ(mm), r : 内表面からき裂先端までの距離 (0 ? xla < 1), 0:残 留応力分布(MPa), G, : 影響係数である. このき裂 進展解析を用いることにより,応力拡大係数およびき 裂深さ,き裂長さの算出において, 溶接や機械加工な どの様々な条件や,加工履歴そのものを,板厚内部方 向における残留応力分布として表現することが可能 であることから,き裂の進展に及ぼす残留応力分布の 影響を十分に評価することが可能である.また,き裂 進展解析にて用いた, 低炭素オーステナイト系ステン レス鋼における応力拡大係数とき裂進展速度の関係 を Fig.7に示す.本報において用いたき裂進展解析 は,応力拡大係数が 6.7 (MPa・m0.5) 以下の場合にお いても,き裂が進展するといった仮定がなされている. これは,上述のように,この解析が維持規格として定 められたものであり,き裂の進展量を安全側に評価す るためである.さらに, プラントの供用状態において は,配管に内圧が付与される.この内圧の効果を考慮 するため,本研究では設計応力に相当する 98 MPa を, (3)式の Ani 98 MPa を足すことにより,プラント 稼働時の内圧とした. 以上で述べたき裂進展解析手法 を用いることにより,深さ方向および長さ方向のSCC 進展挙動について, 溶接や機械加工などの施工プロセ スを経て生じる板厚内の残留応力分布を考慮した評 価が可能であり,き裂の進展に及ぼす残留応力分布の 影響を評価することが可能である.Fig.deepest pointsurface pointFig. 6Shape and modeling of crack.トーCrack growth rate (mm/s)ー(6.7 MPa・mo.5) 1E-9 110100 Stress intensity factor, K (MPa.mo.5) Fig. 7 Crack growth rate as a function of the stressintensity factor.3.実験および解析結果 3.1 突合せ溶接時の残留応力分布 * Fig.8に各パスにおける突合せ溶接時の配管内表面 における残留応力分布の解析結果を示す.軸方向,周 方向の残留応力分布ともに,中央付近において引張残 留応力を示した.そして,中央から配管の端へと進行 するとともに減少し,中央から 70~100 mm 付近にお いて最大圧縮残留応力を示し,配管の端において無応 力状態を示す, 溶接時の典型的な残留応力分布を示し た.また,配管中央においては,配管溶接時の軸収縮 の影響により軸方向残留応力が減少, 周方向残留応力 が増加する結果が得られている.次に各パスにおける配管中央部の内表面から外表 面における残留応力分布を Fig. 9 に示す. 周方向残留 応力はほぼ常に引張残留応力を示しているのに対し, 軸方向残留応力は,板厚のちょうど中央あたりにおい て引張残留応力から圧縮残留応力に変化する.この変 化も軸収縮の影響である.3.2 機械加工時の残留応力分布 * Fig. 2 に示した試験体に対して残留応力分布の測定 を行った結果を,同様の機械加工条件で行った数値解 析結果と合わせて Fig. 10 に示す.実験結果と数値解 析結果はよく一致しており,本研究において構築した 機械加工の数値解析手法は, 機械加工による残留応力 分布を評価する上で,十分な精度があると考えられる 実験結果および数値解析結果とも,残留応力は表面に おいて 800 MPa程度と最も高く,被削表面から 0.1 ~ 0.2 mm 付近において引張残留応力から圧縮応力に転 じる急峻な分布を示した.さらに深い領域では,解析 結果から,被削表面から 0.6 mm 付近において 0 MPa になることから, 機械加工時残留応力は極表層部にの み存在すると考えられる.613|||||1 pass 2 pass3 pass - 4 pass1 pass 2 pass 3 pass 4 passさてAxial residual stress (MPa)Hoop residual stress (MPa)- 300III200-300 -200 -150 -100 -500 _ 50 100 150 200-200 -150 -100 -500 _ 50 100 150 Distance from center from welding line (mm)Distance from center from welding line (mm) (a) axial(b) hoop Fig. 8 Residual stress distribution due to butt welding in inner surface of pipe.- 1pass --- 2 pass3 pass - 4 passHoop residual stress (MPa)1 pass 2 pass 3 pass 4 pass-20025.300MILL5 10 10 15 205 - 10 2515 - 20 Distance from inner surface (mm)Distance from inner surface (mm) (a) axial(b) hoop Fig. 9 Residual stress distribution due to butt welding from inner surface.0,(Experimental result) 0,(Experimental result) - (Analytical result) ““O, (Analytical result)Residual stress, O (MPa)g. 100_ 0.2 0. 40 .6 0.8 1 Distance from machined surface, d(mm) Comparison of experimental and analytical residual stress distribution due to surface machining.Fig.次に,500A 配管の試験体に対して機械加工を行っ た実験結果と,その加工条件においる数値解析結果の 比較を Fig. 11 に示す.配管の残留応力分布の測定結 果は,解析結果と比較して少し小さな値を示した.こ の原因として,配管を切断することにより測定を行っ たことが挙げられる.その切断により、配管内部の残 留応力分布の再分布が生じ,残留応力が減少したと考|120020TT? Choop (Experimental)Caxial (Experimental) - (Analytical) - -a, (Analytical)Residual stress, o (MPa)Blue-4000 0. 2 0 .4 . 0.6 0.811 Distance from machined surface, d(mm) Residual stress distribution due to surface machining in pipe test specimen.g. 11Fig.えられる.しかしながら,残留応力値およびその傾向 ともに比較的良く一致しており,本研究において構築 した解析手法は,配管の機械加工に対しても十分に適 用が可能であることを示した.3.3 き裂進展解析結果 - 得られた残留応力分布を用いてき裂進展解析を行- 614 -った.き裂進展解析に用いた残留応力分布は, Fig. 9 に示した 4 パス後の突合せ溶接時の軸方向残留応力, Fig. 11 に示した機械加工時のr方向の残留応力分布を 用い,比較のため機械加工のみ,溶接のみ,溶接後の 機械加工を想定した残留応力分布を用いた. 溶接後の 機械加工を想定した残留応力分布を Fig. 12 に示す. Fig. 12 (a)は 500A 配管(板厚:30 mm) 全体に存在す る残留応力分布であり,Fig. 12 (b)は配管内表面から 1.5 mm までの残留応力分布を示している. Fig. 12 か ら分かるように, 機械加工を施す内表面は機械加工時Residual stress distribution, o (MPa)Residual stress distribution, o (MPa)1.50_ 5_ 10_ 1520 25 3010.5 Distance from machined surface, d(mm)Distance from machined surface, d(mm) (a) whole thickness(b) until 1.5 mm from machined surface Fig. 12 Residual stress distribution due to surface machining after butt welding.MachiningWeldingResidual stress: Residual stress distributionDistance from surfaceResidual stress1: Residual stress distributionStep 1Step 2Step 3Fig. 13 Conceptual diagram of superposition of stress intensity factor.- Fig. 14 にき裂進展解析結果を示す. き裂深さに関し て, 機械加工のみと溶接後の機械加工を考慮した結果 は, 経過年数1年といったき裂発生直後においてはほ ぼ同じ進展量を示した.しかしながら,その後は溶接 残留応力の影響により急激にそれらの差は開く結果 を示した.それは最深部のSIFを見ても明らかであり, 両者はき裂発生直後に急激に増加する.また,溶接の みと機械加工のみを比較すると, 溶接のみに比べて機 械加工のみの結果のほうがき裂進展量は大きい結果 が得られた.き裂長さに関しては,本解析は残留応力の残留応力が存在しており,被削表面から1mm 以降 は突合せ溶接時の残留応力とした.ここで,き裂進展 解析は残留応力分布を (3) 式の 4 次式でフィッティ ングすることで行うが, Fig. 12 の残留応力分布を4次 式にフィッティングすることは困難であるため,Fig. 13 に示すように,残留応力分布を機械加工時の残留 応力分布と溶接時の残留応力分布に分割し,それぞれ の応力拡大係数に対して重ね合わせの原理を適用す ることにより,本解析を行った.分布が配管全体にわたり存在するといった過程のも と行っているため,き裂深さと比較して,機械加工の みの結果と溶接および機械加工の結果にはそれほど 大きな違いは見られない.しかしながら,溶接のみの 結果と比べると,それらの差は非常に大きいことが分 かる. 本解析では,残留応力のみに注目しており, 一 般的に SCC 進展速度に寄与する,機械加工により生 じる材料の硬化は考慮していないが,き裂進展を考え る上で,機械加工の影響は大きく,重要な要因である ことが言える.-615Welding - - Machining (45 m/min) ---Welding + Machining (45 m/min)Welding- Machining (45 m/min) - - - Welding + Machining (45 m/min)Crack depth, a (mm)SIF at deepest point of crack tips, K (MPa m 0.5)152 0205_ 10Time, t(year) (a) crack depth51015Time, t (year) (b) SIF at deepest point of crack tipWelding - - Machining (45 m/min) - - - Welding + Machining (45 m/min)- Welding- Machining (45 m/min) - - - Welding + Machining (45 m/min)Crack length, 1(mm)SIF at surface point of crack tips, K(MPa m 0.5)5_ 10 15 2 015101520 Time, t(year)Time, t(year) (c) crack length(d) SIF at surface point of crack tip Fig. 14 Comparison of crack growth analysis under residual stress distributions.4.結言 1. 本研究は, SCC の発生の一要因とされている残留応 力に注目し,配管の施工過程としての機械加工,溶接 時の残留応力の把握を行い,得られた残留応力分布に 対してき裂進展解析を行うことにより,き裂進展に及 ぼす残留応力分布の影響を評価した. 以下に得られた 主な結果を示す.1) 機械加工時の残留応力分布は, 最表面において 800 ~1000 MPa といった非常に大きな値を示すが,板厚内 部への進行とともに急激に減少するため,引張残留応 力は 0.1 ~0.2 mm の極表層部のみにしか存在しないこ とを示した. 2) 配管の突合せ溶接時の残留応力は,内表面におい て中央部付近のみで引張残留応力を示した.また,軸 方向における板厚内部の残留応力は,軸収縮の影響に より板厚中央付近において引張残留応力から圧縮残 留応力に変化することを示した. (3) き裂進展解析結果より,き裂深さ,き裂長さの進 展に及ぼす機械加工時の残留応力分布の影響は大き く, SCC を検討する上で機械加工は重要な因子になり 得ることを示した.参考文献 [1] Okamura, Y., Sakashita, A., Fukuda, T., Yamashita,H., Futami, T., 2003. Latest SCC Issue of Core Shroud and Recirculation Piping in Japanese BWRs.Trans. of SMiRT 17, No. WG01-1. [2] 高守謙郎,鈴木俊一,大木俊,山下裕宣,二見常夫,安斎英哉, 加藤隆彦, 斉藤善章,坪田基司,“高 温純水中における低炭素ステンレス鋼のSCC 発生 感受性に及ぼす表面加工の影響評価““,圧力技術,第44巻,第4号(2004) p.130-142. [3] G. R. Johnson, W. H. Cook, “Fracture characteristicsof three metals subjected to various strain, strain-rate, temperature and pressure”, Engineering and FractureMechanics, 21 (1985) p.31-48. [4] D. Umbrello, R. M’Saoubi, J. C. Outeiro, “Theinfluence of Johnson-Cook material constants on finite element simulation of machining of AISI 316L steel”, International Journal of Machine of Tools &Manufacture 47 (2007)p.462-470. [5] MSC. Marc2008r1, User's guide. [6] 日本機械学会“発電用原子力設備規格維持規格““,JSME S NA1-2008(2008) [7] 小林英男,“破壊力学”, 共立出版株式会社, 1993,pp. 73-77.616“ “?溶接ならびに機械加工時の残留応力分布およびき裂進展挙動の評価“ “伊原 涼平,Ryohei IHARA,三上 欣希,Yoshiki MIKAMI,勝山 仁哉,Jinya KATSUYAMA,鬼沢 邦雄,Kunio ONIZAWA,望月 正人,Masahito MOCHIZUKI