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論 文

シャル ピー衝撃試 験結果か らの破 壊 じん性KIcの 推定†

岩 舘 忠 雄＊ 田 中 泰 彦＊＊

竹 俣 裕 行 ＊＊ 寺 島 周 平 ＊＊

Prediction of Fracture Toughness KIc of Steel from

Charpy Impact Test Results

by

Tadao IWADATE*, Yasuhiko TANAKA**, Hiroyuki TAKEMATA**

and Shuhei TERASHIMA**

This paper presents a method to predict the fracture toughness KIc and/or KId of steels using

their Charpy impact test results and tensile properties. The fracturee toughness, Charpy impact and

tensile properties of 21/4Cr-1Mo, ASTM A508 Cl.1, A508 Cl.2, A508 Cl.3 and A533 Gr.B Cl.1

steels were measured and analysed on the basis of the excess temperature (test temperature minus

FAIT) and Rolfe-Novak correlation. The relationship between KIc/KIc-us and the excess temperature,

where KIc-us is the upper-shelf fracture toughness KIc predicted by Rolfe-Novak correlation,

discloses that the KIc transition curves of several steels are representable by only one trend curve of

KIc/KIc-us or KId/KId-us versus excess temperature relation. This curve is denoted as a •gmaster

curve•h. By using this curve, the fracture toughness of steel can be predicted using Charpy impact

and tensile test results. By taking account of the scattering of both the fracture toughness and

Charpy impact test results, the confidence limits of the master curve were also determined. Another

approach to develop more general procedure of predicting the fracture toughness KIc is also discussed.

キ ー ・ワ ー ド:シ ャル ピー試 験,FATT,破 壊 じん性,マ ス ター カー ブ

1 緒 言

破壊力学は構造物 の安全性 ・信頼性解析 の有 力な手

段 として広 く用い られ てお り,破 壊 じん性 の測定法に

ついて も,ASTM E399, E813, JSME S001等 で規

格化が終 ってい る.ま た,最 近では商取引にお いても,

構 造材料 の性能評価試 験 として,破 壊 じん性 の測定が

要求 され るに至 ってい る.し か し,試 験 の手間を考え

る と,工 業 的に破壊 じん性試 験をすべ ての製品に適用

する ことは現 状では不可能に近 く,破 壊 じん性 の推定

方法の開発が望 まれ てい る.一 方,近 年,す でに 稼

動中の構造物 の余寿命評価に関す る研究が盛 んに行わ

れ ているが,そ の場合 も評価 の対象 となる構造部材 の

破壊 じん性特性 は未知であ るこ とが多 く,破 壊 じん性

の正確 な推定方法 の確立が強 く望 まれ ている.

ここで,破 壊 じん性特性 の推定方法 を考 える と,シ

ャル ピー吸収 エネルギか らの動的破壊 じん 性KIdの

推定方法やRolfe-Novakの 式 にみ られ る よ うな シャ

ル ピー吸収 エネルギ と降伏応 力か らの静的破壊 じん性

KIcの 推定方法 が提案 され ているが,こ れ らはいずれ

も下部棚近 くあるいは上部棚 といった鋼 の破壊 じん性

の遷移挙動 の一部分 の推定方法 であ り,全 遷移 挙動 の

推定方法 とい うものはな いよ うであ る.

本研究で は,こ れ らの工業的な要求に対処す るため

に,古 くか ら構造材料 の じん性評価 の試験 と して広 く

用 い られ ているシャル ピー衝撃試験 の結果か ら,破 壊

じん性KIcを 推定す る方法 につ いて検討 した.

2 供試材お よび試験方法

試験お よび 解析に は,化 学工業用反応容器材であ る

21/4Cr-1Mo鋼 お よび代表的な原子炉圧 力容器用構造

部材であ るASTM A508 Cl.1, A508 Cl.2, A508 Cl.3,

A533 Gr.B Cl.1鋼 を用 いた.こ れ らの材料 はいずれ も

板厚100mm以 上 の極厚圧 力容 器材か ら採取 された も

ので あ り,機 械的性質 をTable Iに 示 す.こ こで,

21/4Cr-1Mo鋼 においては,A, B, C鋼 およびE鋼

は数年 間使用後 の直接脱硫用圧 力容器か ら採取 され た

材料 であ り,著 しい焼 もどしぜ い化 が認 あ られ ている.

破壊 じん性は,上 部棚域におい てはASTM E813

な らびにJSME S001に 準拠 した複数試験片法 あ る

いは除荷 コンプ ライア ンス法 に よるJIc試 験 に よって

測定 し,JIc値 をKIc(J)に 換 算 した.下 部棚域 ある

いは遷移温 度域では,ASTM E399に よるKIc試 験,

または数個 の試験 片を用 いてJIc試 験 を行 い,そ の破

原稿受理 昭和60年11月1日Received Nov. 1, 1985

正 会 員 (株)日 本製鋼所室蘭製作所 室蘭市茶津町,Muroran Plant, The Japan Steel Works, Ltd., Chatsu-machi, Muroran

(株)日 本製鋼所室蘭製作所 室蘭市茶津町,Muroran Plant, The Japan Steel Works, Ltd., Chatsu-machi, Muroran

昭和61年8月 (25)

874 岩舘忠雄,田 中泰彦,竹 俣裕行,寺 島周平

Table I. Mechanical and impact properties of the steels tested.

壊時 のJc値 の最 小値をJIcと す る著者 らの推奨す る

方法に よって破壊 じん性 を測定 した.原 子炉圧 力容器

用鋼につ いては,著 者 らの考案 した変位制御 式動 的引

張試験機に よる動的破壊 じん性(JId)試 験 お よび計装

化 シ ャル ピー試験を 実施 し,動 的破壊 じん性KId(J)

を測定 した.こ のときのひずみ速度 はKで 最小0.7

×105MPa√m/secで ある.こ れ らの試験 に用 いた試

験片は,コ ンパ ク トテ ンシ ョン(CT),ラ ウン ドコン

パ ク トテ ンシ ョン(RCT)試 験片,計 装化 シャル ピー

試 験片であ り,板 厚 は10～100mmで ある.こ こで,

シャル ピー衝撃試験片お よび引張試験片 の採取方 向は,

破壊 じん性試験片 と同方 向で ある.

3 破壊 じん性推定の基本的な考え方

KIc試 験あ るいはJIc試 験は鋭 いき裂を有す る試験

片を破壊 させ る試験であ るのに対 し,2mmVノ ッチ

シャル ピー衝撃試験は,先 端半径0.25mmの45°V

切欠 き付試 験片を衝撃的に破壊 させ る試験であ り,両

者の試験 方法はそ の切欠 き形状お よびひずみ速度にお

いて根本的に異な ってい る.ま た,材 料 の降伏応力が

ひずみ速度や温度に依存す ることを考え ると,す べ て

の材料 にはん用 され るよ うな破壊 じん性 とシ ャル ピー

衝 撃試験 結果 との相関を得 ることは,理 論的に きわめ

てむずか しい.し か し,両 試 験法 の間で切欠 き形状お

よびひずみ速度の影響が説 明で きるな らば,経 験的 な

相 関を見出す ことが可能であろ う.現 在 までに得 られ

てい る研 究結果のほ とん どは,そ の限定 され た条件下

での経験式に基づ くものであ り,こ こで述べ る破壊 じ

ん性の推定方法 も,こ れ らを基に して見 いだ された経

験 的手法であ る.

いま,Fig. 1に 両者の相関に関す る説 明図を示す.

破 壊 じん性の上部棚域においては,両 試験法におけ る

切欠 き形 状お よびひずみ速度の差異 の影響は小 さ く,

Rolfe-Novakの 相 関 式 が 成 立 す る.

こ こ で,KIc-us (MPa√m), CVN-us (Joule)お よ び

Fig. 1. Schematic showing of the Charpy

impact energy transition curve and the

fracture toughness KIc transition curve.

σy(MPa)は,そ れぞれ上部棚温度で の破壊 じん性値,

シャル ピー吸収 エネルギお よび降伏応 力で ある.一 方,

下部棚にお いては,両 試験法にお いて切欠 き形状 の差

異 の影響 は小 さ く,ひ ずみ速度 の影響が大 き く結果を

左右す る.こ こで,遷 移領域で の特性を左右す るひず

み速度依存性や切欠 き感受性が,鋼 種に よ りほぼ 同様

と考え ると,遷 移挙動すなわ ち遷移 曲線 の形状 は鋼種

に よ りほぼ同一 と考え られ る.し たが って,上 部棚域

あ るいは下部棚域にお いては,両 試駿結果 の相関 は得

やす いと考え られ,そ れ らの関係を用 い,か つ遷移 曲

線 の形状が決定で きれば,破 壊 じん性 の全遷移 曲線 の

推定が可能であ る.

4 破壊 じん性の推定

4・1 シャル ピーお よび破壊 じん性遷移特性

Fig. 2お よびFig. 3に ,本 試験 における21/4Cr-

1Mo鋼7ヒ ー トお よびA508系 鋼5ヒ ー トのシ ャル ピ

ー衝撃試験 の破面率お よび吸収 エネルギの遷移特性を

示す.50%破 面遷移温度FATTは,21/4Cr-1Mo鋼

で-40℃ か ら130℃, A508系 鋼で-50℃ か ら-10℃ に

分布 してお り,上 部棚 エネルギも,21/4Cr-1Mo鋼 で

117 Jouleか ら220 Joule, A508系 鋼 で180 Joule

か ら231 Jouleの 範囲であ る.こ れ らの差 は,鋼 材

の化学成分,製 造時 の板厚 に よる焼入れ速度 の差,焼

(26) 「材料」第35巻 第395号

シャルピー衝撃試験結果からの破壊 じん性KIcの 推定 875

Fig. 2. Charpy absorbed energy and shear

fracture transition curves for 21/4Cr-

1 Mo steel.

Fig. 3. Charpy absorbed energy and shear

fracture transition curves for A508 and

A533 steels.

も ど し条 件 の相 違,ま た 焼 も ど しぜ い化 を 生 じる21/4

Cr-1Mo鋼 の供 用 後 の も ので は,ぜ い化 寄 与 元 素,P,

Sn等 の不 純 物 量 や 供 用 時 間 な どに 起 因 す る も の であ

る.

Fig. 4お よびFig. 5は2種Cr-1Mo鋼 お よびA508

Cl.1, A508 Cl.2, A508 Cl.3お よびA533 Gr.B Cl.1鋼

の 静 的 破壊 じん 性KIcの 遷 移 曲線 を 示 した も ので あ る.

Fig. 4. Fracture toughness KIc transition curves

for 21/4Cr-1Mo steel.

Fig. 5. Fracture toughness KIc transition curves

for A508 and A533 steels.

上 部 棚 破 壊 じん 性 は,21/4Cr-1Mo鋼 で150MPa√m

か ら250MPa√m , A508鋼 お よびA533鋼 で200

MPa√mか ら250MPa√mと な って い る.こ れ ら の

鋼 のKIcの 遷 移 温 度 域 は,シ ャ ル ピー衝 撃 試 験 に お

ける遷移温度域 とは一致 していな いが,KIc遷 移特性

の シフ ト量に注 目す ると,シ ャル ピー遷移特性 のシフ

ト量 とほぼ等 しい量 とな ってい る.Fig. 6に はA508

お よびA533鋼 の動的破壊 じん性KIdの 遷移曲線を示

した.破 壊 じん性 の遷移特性は静的破壊 じん性に比べ

て高温側に シフ トし,ま た材料別にみ ると上部棚で の

KIdは 静的 なKIcに 比べて高い値を示 してい る.

Fig. 6. Dynamic fracture toughness KId transition

curves for A508 and A533 steels.

4・2 上部棚におけ るシャル ピー吸収エネルギ と破

壊 じん性の相関

上部棚に おけ る シャル ピー 吸 収 エネルギCVN-us

と破壊 じん性KIc-usの 相 関につ いては,式(1)で 示 さ

れるRolfe-Novakの 相関式が知 られ てい る.Fig. 7

は本研究 での結果を含めて,(KIc-us/σy)2とCVN-us/

σyと の相 関を示 した ものである.こ こで,式(1)は 降

伏応力750～1690MPaの 高強度鋼 のKIc試 験 の 結

果 を もとに して得 られた関係であ り,本 研 究 のよ うな

低 強度鋼 では,JIcの 上部棚 到達温 度が シャル ピー衝

撃試験 の遷移温度域 に位置する場合がある.し たが っ

て,Fig. 7で は上部棚温度を シャル ピー衝 撃試 験の破

面 率がは じめて100%の 延 性破面 を示す温 度 と定 義 し,

両者の相 関を調べた.な お,図 中の黒印は動的破壊 じ

昭和61年8月 (27)

876 岩舘忠雄,田 中泰彦,竹 俣裕行,寺 島周平

Fig. 7. Relationship between KIc-us/ƒÐy and

CVN-us/ƒÐy for the steels tested.

ん性の相関であ り,こ の場合材料 の降伏応力 としては

動的引張試験 の0.2%耐 力を用 いた.

Fig. 7を みる と,21/4Cr-1Mo鋼 やA508 Cl.1鋼

のよ うな0.2%耐 力が500MPa以 下 の比較的強度 の

低い鋼 において も,シ ャル ピー吸収エ ネルギ と破壊 じ

ん性の間には良好な相関があ ることがわか る.し たが

って,Rolfe-Novakの 結果 も考慮す ると,式(1)は0.2

%耐 力で300MPaか ら1700MPaの 範囲 の 鋼材に

つい て成立 してお り,構 造材料 の シャル ピー吸収 エネ

ルギ と引張特性か ら上部棚温度で の破壊 じん性 を推定

す る方法 と して有用で あるこ とがわか る.さ らに動的

破壊 じん性KIdに つ いて も,図 中 に示 した とお り,

動的0.2%耐 力 を 用 いることに よってRolfe-Novak

の相関が認め られ,上 部棚温度で の動的破壊 じん性を

推定す ることが可能で ある.

4・3 KIc遷 移 曲線 の検討

遷移温度域では シャル ピー衝撃試験お よび破壊 じん

性試 験におけ る切欠 き形状やひずみ速度 の影響が大 き

く現 れ るため,理 論的には もちろん,実 験的に も両者

の相関を求め ることは困難であ る.

いま,工 業的に用 いられ ている遷移特性 の整理方法

を 考 え る と,Execss温 度,Te=T-FATTが あ る.10)

こ こでTは 試 験 温 度 で あ る.Fig. 8は こ のExcess温

Fig. 8. Relationship between excess temperature

(T-FAIT) and KIc for 21/4Cr-1Mo steel.

度 を用 いてFig. 4に 示 した21/4Cr-1Mo鋼 の静的破

壊 じん性試験 の結果 を整理 した ものである.Fig. 4の

ように広 い温度域 で分散 していた破壊 じん性の遷移特

性 は,狭 い温度域 に限定 され ている.こ れ は シャル ピ

ー衝撃試験 の破面 遷移特性の シフ ト量 と破壊 じん性 の

遷 移特性 の シフ ト量がほぼ等 しい ことを意味 してい る.

しか し,上 部棚温 度域 におけるKIcは 焼 もどしぜい化

等 の影響 に よ り,材 料 に よって大 きな差異が生 じてい

る.こ こで,Fig. 7に 示 されたRolfe-Novakの 相関

を考 慮する と,シ ャル ピー上部棚エ ネルギ と降伏応力

か ら計算 され るKIc-usは,破 壊 じん性試験 で得 られる

KIcの 上部棚値 とほぼ一致す る.し たがって,得 られ

たKIc値 をKIc-us値 で除す と,上 部棚値 も狭 いバ ン

ドにお さま ると考 え られ る.Fig. 9は このよ うな考え

を もとに,KIc/KIc-usとExecss温 度 との関係を示 し

た ものであ る.こ の よ うな整 理をす ることに よって,

Fig. 4の よ うに広い温度域に分散 していた破壊 じん性

は,狭 いバ ン ドで表 され,一 つ の遷移特性に よって代

表 され ることがわか る.

Fig. 9. Master curve for the prediction of KIc

of 21/4Cr-1Mo steel.

4・4 KIc遷 移 曲線 の推 定

Fig. 9に 示 したKIc/KIc-usあ る い はKId/KId -usと

Excess温 度 の 関 係 を 用 い て,シ ャル ピ ー 衝撃 試 験 結

果 か ら破 壊 じん 性KIcあ る いはKIdを 推 定 す る こ と

が 可 能 で あ る.こ こで 推 定 に 用 い られ るの は,Fig. 9

に 示 したKIc/KIc-usとExcess温 度 の整 理 に よ り得

られ た 遷 移 特 性 を 代表 す る曲線 で あ り,こ れ を マ ス タ

ー カ ー ブ と呼 ぶ こ とに す る.21/4Cr-1Mo鋼 のマ ス タ

ー カ ー ブをFig. 9に ,A508 Cl.1, A508 Cl.2, A508 Cl.3

鋼 お よびA533 Gr.B Cl.1鋼 の 静 的 破 壊 じん 性KIcお

よび 動 的 破 壊 じん 性KIdの マ ス タ ー カ ー ブをFig. 10

お よびFig. 11に 示 した.図 中 に は ば らつ きを考 慮 し,

あ るExcess温 度 で の 破 壊 じん 性値 の ば らつ きが ワ イ

ブル 分 布 を 示 す と仮 定 し て求 め た 平 均 値(50%信 頼 限

界),95%信 頼 限 界 お よび99%信 頼 限 界 を 示 した.い

ま,こ れ らの 関 係 を 式(2)の よ うな 指 数 関 数 に あ て は め

る と,そ れ ら の係 数 はTable IIの よ うに な る.

(28) 「材料」第35巻 第395号

シャルピー衝撃試験結果からの破壊じん性KIcの 推定 877

Fig. 10. Master curve for the prediction of KIc

of A508 and A533 steels.

Fig. 11. Master curve for the prediction of KId

of A508 and A533 steels.

Table II. Coefficients for the equation correspon-

ding to the confidence limit of master curve

in the fracture toughness transition region.

このよ うにKIc/KIc-usあ るいはKId/KId-usとExcess

温度 との関係で示 され るマ スターカーブが既知であれ

ば,シ ャルピー衝撃試 験結果か ら以下 の手順で破壊 じ

ん性KIcあ るいはKIdを 推定す ることが可能 であ る.

(1) シャルピー 衝撃試 験 に よ り50%破 面遷移温度

FATT,上 部棚温度(は じめ て じん性破面率が100%

とな る温度)お よび 上部棚温度で の 吸 収 エ ネ ル ギ

CVN-usを 求め る.

(2) 上部棚温度で の0.2%耐 力 σyを 求め る.(動

的破壊 じん性 の推定 の場合に は,動 的引張試験 の0.2

%耐 力を用い る.測 定値がな い場合に は文献1)な ど

の推 定 式 を 用 い る.)

(3) 式(1)のRolfe-Novakの 関係 式 よ り,上 部棚 温

度 で のKIc-us(KId-us)を 求 め る.

(4) マ ス タ ー カ ー ブ の 縦 軸 のKIc/KIc-us(KId/

KId-us)の 値 にKIc-us(KId-us)を 乗 じ,KIc(KId)値

に 変 換 す る.

(5) マ ス タ ー カ ー ブ の横 軸 のExcess温 度 にFATT

を 代 入 し,試 験 温 度 に変 換 す る.

こ こで,シ ャル ピー衝 撃 試 験 の吸 収 エ ネ ル ギ のば らつ

きやFATTの 測 定 誤 差 あ る いは 破 壊 じん性 そ の も の

のば らつ きを 考 え る と,推 定 され る破 壊 じん性 に あ る

程 度 の誤 差 を 生 じる こ とが 予 想 され る.し た が っ て,

安 全 性 の解 析 等 で は,保 守 的 な 評 価 とな る99%信 頼 限

界 を 示 す マ ス タ ー カ ー ブを 用 い る等 の配 慮 が 必 要 で あ

る.

5 鋼 種 に 依 存 しな い 破 壊 じん 性 の 推 定 方 法

Fig. 12は,本 実 験 で 得 られ た21/4Cr-1Mo鋼 お よ

びA508 Cl.1, A508 Cl.2, A508 Cl.3,お よびA533 Gr.

B Cl.1鋼 のKIc/KIc-usとExcess温 度 の 関 係 を ,同

じ図 中 に プ ロ ッ トした も ので あ る.同 一 鋼 種 で はFig.

8お よびFig. 9に 示 さ れ る よ うに 破 壊 じん 性 の 遷 移

挙 動 は 狭 い バ ン ドで 整 理 され るが,Cr-Mo鋼 とA508

鋼 の よ うなMn-Mo-Ni鋼 で は,全 く異 な っ たKIc/

KIc-usとExcess温 度 の関 係 が 得 られ る こ とが わ か る.

Fig. 12. Comparison between the KIc/KIc -us versus excess temperature relationship of 21/4Cr-1Mo steels tested and that of A508

or A533 steels tested.

これは鋼種に よる切欠 き感受性 の相違やひずみ速度依

存性が異なる ことに起因す るものと考え られ る.し た

が って,上 述 の方法では,化 学成分 と熱処理が同一の

材料に対 しては1本 のマス ターカーブが与え られ るが,

化学成分や熱処理が異な る場合には,鋼 種 ごとのマ ス

ター カーブが必要 とな る.し か し,こ のよ うな鋼種に

よる差異が補正で き,あ らゆ る鋼種に対 して単一 のマ

ス ターカーブが得 られれば,前 章で示 した破壊 じん性

の推定方法は よ り有用な ものとな る.

Fig. 13はRolfe-Novakの 式(1)で計算 され るKIc-us

の1/2の 値を与え る 温度 をT0と し,T-T0とKIc/

昭和61年8月 (29)

878 岩舘忠雄,田 中泰彦,竹 俣裕行,寺 島周平

Fig. 13. Relationship between KIc/KIc-us and test temperature minus T0, where T0 is the

temperature at which a half of KIc-us value is obtained.

KIc-usの 関係を示 した ものであ る.こ のよ うな整理 に

よ り,遷 移挙動は鋼種に よ らず比較的狭 いバ ン ドに整

理 されてい る.こ れ はKIc-usを 基準 と したKIc/

KIc-usの 遷移 曲線 が,材 質が異 なって も,ほ ぼ 一様

な形状を示す ことを示唆 している.し たが って鋼種 に

よらない マ スターカーブを得 るには,T0あ るいはそ

れに類す る温度を シ ャル ピーあるいは引張試験 な どの

試 験か ら推定す るこ とが必要 である.

ここで,下 部棚域を考え ると,ひ ずみ速度 の影響 は

大 き く,切 欠 き形状 の効果 は小 さい.ま た,ひ ずみ速

度の影響はBarsomら が指摘 しているよ うに,材 質 よ

りも材料 の強度 レベ ルへ の依存性が大 きい.し たがっ

て,こ こで下部棚温 度TLを 定義 し,Fig. 1に 示す

よ うにFATT温 度か らの シフ ト量 ΔT=TL-FATT

を,ひ ずみ速度 の影響を表すパ ラ メータ と考 えれば,

鋼 種に よらず同一 の遷移挙動が得 られ る可能性があ る.

TL温 度 の定義 はむずか しいが,一 例 としてBegley

らの検討 のよ うに破壊 じん性がKIc-LS=2.27σyと な

る温度を とることが考え られ る.い くつか の鋼種 につ

いて0.2%耐 力 と ΔTと の関係を求 め,Fig. 12か ら

得 られ るマスターカーブを用 いる ことに よって,鋼 種

に よらず破壊 じん性 の全遷移特性 を求 め得 る可能性 が

あ る.ま た,無 延性遷移温度NDTTに おける破壊 じ

ん性値 はほぼ一定 となるこ とか ら,NDT温 度を下 部

棚 の指標 とす ることも考 え られ る.し か し,NDT温

度 の簡便な決定法 で あるASTM E208に つ いては,

種 々の問題が生 じている.ま た,現 在 の ところ,完 全

な下部棚温度か ら上部棚温度域 までの破壊 じん性 デー

タや下部棚温度で の機械的性質 のデータがきわめて少

な い.し たが って,現 在 これ らのアプ ローチについて

は,信 頼性 のおけ るデータを中心 に検討 を続 けている

ところで ある.

6 結 言

21/4Cr-1Mo鋼 化 学 工 業 用 圧 力 容器 材 お よびA508

系鋼 原 子 炉 圧 力 容 器 構 造 部 材 を 中 心 に,破 壊 じん 性 と

シ ャル ピ ー衝 撃 遷 移 特 性 と の相 関 に つ い て検 討 し,以

下 に 示 す 結 果 を 得 た.

(1) シ ャ ル ピー衝 撃 試 験 の じん 性 破 面 率 が 最 初 に

100%に 到 達 す る温 度 を 上 部 棚 温 度 と定 義 す る と,上

部 棚 温 度 で の破 壊 じん 性KIc-usあ る い はKId-usと

シ ャル ピー 吸収 エ ネ ル ギ お よび降 伏 応 力 の 間 に 良 い相

関 が あ り,Rolfe-Novakの 関係 式 が成 立 つ.

(2) 破 壊 じん 性特 性 をKIc/KIc-usあ る い はKId/

KId-usとExcess温 度(Tｅ=T-FATT)の 関 係 で整

理 す る と,広 範 囲 に 分 散 して い た 破 壊 じん 性 特 性 は鋼

種 ご とに 狭 い バ ン ドに 整 理 で き,破 壊 じん 性 の推 定 の

た め の マ ス タ ー カ ー ブ と して 用 い る こ とが で き る.

(3) す な わ ち,シ ャ ル ピー試 験 に よ り得 られ る上 部

棚 エ ネ ルギ,FATTお よび 引 張試 験 に よ って 得 られ

る0.2%耐 力を 用 い て,Rolfe-Novakの 関 係 式 に よ り

KIc-us(KId-us)を 求 め,上 記 マ ス タ ー カ ー ブ の縦 軸 の

KIc/KIc-us(KId/KId-us)にKIc-us(KId-us)を 乗 じ,横

軸 のExcess温 度 にFATTを 代 入 す る こ とに よ っ て,

同 一 成 分 系 の破 壊 じん性 特 性 を 推 定 す る こ とが 可 能 で

あ る.

(4) 21/4Cr-1Mo鋼 お よびA508系 鋼 の 破 壊 じん 性

KIcお よびKIdを 推 定 す るた め の マ ス タ ー カ ー ブ と

して,統 計 処 理 を 行 い,KIc/KIc-us(KId/KId-us)と

Excess温 度 で 示 され る50%信 頼 限 界,95%信 頼 限 界

お よび99%信 頼 限 界 を 提 示 した.

(5) Rolfe-Novakの 関 係 式 か ら 計 算 され るKIc-us

の1/2の 値 を 与 え る温 度 をT0と し,KIc/KIc-usとT-

T0の 関 係 を 検 討 して,鋼 種 に よ らず 破 壊 じん 性 を推

定 す るた め の単 一 のマ ス タ ー カ ー ブが 存 在 す る こ とを

示 した.

(昭和60年6月26日 第3回 破壊力学シンポジウムにて講演)

参 考 文 献

1) T. Iwadate, J. Watanabe and Y. Tanaka, Transac-

tions of the ASME, 107, 230 (1985).

2) S.T. Rolfe and J.M. Barsom, •gFracture and Fatigue

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昭和61年8月 (31)