(57)【要約】【課題】切欠き強化現象を解消するように、補正係数でクリープ破断寿命を補正するでクリープ損傷評価方法の推定精度を向上すること。 【解決手段】高Ｃｒ鋼の管に対するクリープ損傷評価方法において、管各部の主応力を応力解析により求め、各部の主応力の内の最大主応力σ１を基にクリープ損傷の評価に用いられるクリープ破断寿命Ｔｒを計算し、求めた各部の主応力を基に多軸度ＴＦを計算し、多軸度と、最大主応力で評価したクリープ寿命に対する実際のクリープ寿命の比を表す補正係数と、の相関関係を示す図表を用いて、前記計算した多軸度ＴＦに対応する補正係数ｋを求め、前記計算したクリープ破断寿命Ｔｒを補正係数ｋで補正した補正後のクリープ破断寿命でクリープ損傷を評価すること。【選択図】図１
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【特許請求の範囲】
【請求項１】
高Ｃｒ鋼の管に対するクリープ損傷評価方法において、
前記管各部の主応力を応力解析により求め、
前記各部の主応力の内の最大主応力σ１を基にクリープ損傷の評価に用いられるクリープ破断寿命Ｔｒを計算し、
前記求めた各部の主応力を基に多軸度ＴＦを計算し、
前記多軸度と、最大主応力で評価したクリープ寿命に対する実際のクリープ寿命の比を表す補正係数と、の相関関係を示す図表を用いて、前記計算した多軸度ＴＦに対応する補正係数ｋを求め、
前記計算したクリープ破断寿命Ｔｒを補正係数ｋで補正した補正後のクリープ破断寿命でクリープ損傷を評価する
ことを特徴とするクリープ損傷評価方法
【請求項２】
請求項１において、
Ｙ＝Ｌｏｇ（補正係数ｋ）、Ｘ＝Ｌｏｇ（多軸度ＴＦ）とした場合に、両者の関係がＹ＝３．８８（Ｘ±０．１５）の範囲にあることを特徴とするクリープ損傷評価方法。
【請求項３】
請求項１または２において、
前記高Ｃｒ鋼の管は火力発電用ボイラの蒸気配管に溶接されるスタッブ管であり、前記スタッブ管の溶接部形状の応力集中部にクリープ損傷評価を適用することを特徴とするクリープ損傷評価方法。
【請求項４】
請求項３において、
前記スタッブ管の先端にテーパ部を設け、前記スタッブ管の肉厚ｔ１と前記テーパ部の先端の肉厚ｔ２との比ｔ２／ｔ１が０．８以下であることを特徴とするクリープ損傷評価方法。
【発明の詳細な説明】
【技術分野】
【０００１】
本発明は、火力発電用ボイラの高温の蒸気配管等で使用される９Ｃｒ鋼又は１２Ｃｒ鋼などの高Ｃｒ鋼の、特に応力集中部のクリープ損傷評価方法に関するものである。
【背景技術】
【０００２】
近年、火力発電用ボイラは高効率を目的に、蒸気温度は年々高温化する傾向にあり、最近のボイラでは蒸気配管は主蒸気／再熱蒸気で約６００℃となることから、９Ｃｒ鋼、１２Ｃｒ鋼といった高Ｃｒの耐熱鋼が使用される。しかし、これらの高Ｃｒ鋼は２．２５Ｃｒ−１Ｍｏ鋼などの従来の材料に比べて破断延性が低いため、クリープ亀裂やクリープキャビティが形成され、それらが成長して破壊することが多い。
【０００３】
図５に火力発電用ボイラの蒸気配管の管台の断面図を示す。すなわち、図５は火力発電用ボイラから高温蒸気をタービンに送る蒸気配管に対して、ボイラ内の過熱管と接続されるスタッブ管を溶接接続したときの溶接形状を表す図である。図５に示す最大損傷部位である応力集中部１のクリープ寿命評価は、図６に示す９Ｃｒ鋼環状切欠き材のクリープ破断試験結果と応力解析を用いて従来の方法で評価したクリープ予測寿命（図８のクリープ寿命と破断時間を参照）からも明らかなように、推定精度が低く困難である。ここで、図８は９Ｃｒ鋼環状切欠きクリープ試験片の試験結果と従来のクリープ寿命予測結果と比較データを示す図である。図８において、実際の破断時間Ｔｒと評価したクリープ寿命とを比較すると、その数値には大差があり、評価したクリープ寿命が過小評価されており、上述した推定精度が低くなっている。なお、図６は９Ｃｒ鋼環状切欠きクリープ試験片の形状を表す図である。
【０００４】
９Ｃｒ鋼環状切欠きクリープ試験では、図７に示すように単純に切欠き底の平均応力（公称応力と呼ばれる）を用いて評価した場合に比べて実際のクリープ破断寿命は長くなっており、いわゆる切欠き強化現象が生じている（例えば、非特許文献１を参照）。図５のように応力集中部（最大損傷部位）１が存在する構造物のクリープ寿命評価は、応力集中部１の応力だけを用いて評価するだけでは不十分である（上述した切欠き強化現象を考慮に入れていないので）。このため、切欠き等の応力集中部に適した新しいクリープ損傷評価方法の確立が望まれている。
【０００５】
図２は従来の一般的なクリープ損傷評価方法を示す手順を示す図である。図２に示されている通り、理論式や規格による計算または応力解析などにより構造物各部の応力を求め、この応力から各部のクリープ破断寿命を計算し、実機の使用時間とからクリープ損傷を求めていた（クリープ損傷＝使用時間／クリープ破断寿命）。図２のフローにあるように、主応力σからミーゼス相当応力σｍを計算し、クリープ破断寿命Ｔｒを求め、時間刻みΔｔ／クリープ破断寿命Ｔｒによってクリープ損傷を求めていた。
【０００６】
一般的にクリープ損傷を評価する場合に用いる応力は、クリープによってクリープ亀裂やクリープキャビティが形成されそれらが成長して破壊する時には最大主応力が妥当であり、比較的高応力で拡散クリープによる組織の粗大化やクリープ変形が主たるクリープ損傷の場合はＭｉｓｅｓ相当応力（式（１））が妥当だとされているが（例えば、非特許文献１を参照）、図５に示す場合のような実機構造物に対応した参照応力の見積りは必ずしも容易ではない。
【０００７】
また、適切な損傷評価応力を評価するため、混合則の相当応力(例えば、非特許文献２を参照)やHuddlestoneの相当応力(例えば、非特許文献３を参照)も提案されてきたが広く用いられてはいない。これらの方法はクリープ破断寿命の計算に用いる応力として混合則の相当応力（式（２））やHuddlestoneの相当応力（式（３））を用いている。なお、これらの評価法は本発明で採用している最大主応力を用いてクリープ破断寿命を計算する損傷評価方法とは異なるものである。
【０００８】
また、高Ｃｒ鋼の熱的損傷による劣化評価方法の従来技術として、例えば、特許文献１には、多軸度を用いてクリープ損傷を評価することが提案されている。この文献によると、耐熱鋼の寿命比と多軸度で規格化したボイドの個数密度との相関を表す予め作成したグラフを基にして、検査対象の耐熱鋼の表面に生成したボイドの個数密度から耐熱鋼のクリープ損傷の度合いを判定することが開示されている。
【０００９】
また、ボイラ設備等の大型構造体の健全性を評価する従来技術として、例えば、特許文献２には、構造体の評価箇所試験片にどの程度の荷重が何回加わると疲労亀裂がどの程度進展するかを予測することが開示されている。この文献によると、応力多軸度により非線形破壊力学パラメータを修正することにより、板厚毎の非線形破壊力学パラメータを求めずに構造体の健全性を評価することができる旨が開示されている。
【００１０】
σＭｉｓｅｓ＝（（（σ１−σ２）＋（σ２−σ３）＋（σ３−σ１））／２）１／２  （１）
σＭｉｘ＝Ｃ１・σ１＋（１−Ｃ１）σＭｉｓｅｓ                            （２）
σＨｕｄｄｌｅｓｔｏｎｅ＝σＭｉｓｅｓ・ｅｘｐ（Ｃ２（Ｊ１／ＳＳ）−１）          （３）
Ｊ１＝σ１＋σ２＋σ３
ＳＳ＝（σ１２＋σ２２＋σ３２）１／２
ここで、
σ１，σ２，σ３：主応力
σＭｉｓｅｓ：Ｍｉｓｅｓ相当応力
σＭｉｘ：混合則の相当応力
σＨｕｄｄｌｅｓｔｏｎｅ：Huddlestoneの相当応力
Ｃ１，Ｃ２：定数
【先行技術文献】
【特許文献】
【００１１】
【特許文献１】特開２００９−９２４７８号公報
【特許文献２】特開２００８−１８５４５０号公報
【非特許文献】
【００１２】
【非特許文献１】高温機器部品の損傷メカニズムと寿命評価、日刊工業新聞社発行、R.Viswanathan著、増山不二光・丸山公一共翻訳、１９９３年１２月
【非特許文献２】K.Wasmer et.al.、Multi-Axial Failure Behaviour in Advanced Steels at Elevated Temperatures.、ECF 14 - Fracture Mechanics Beyond 2000
【非特許文献３】Huddlestone R.L. 、An Improved Multi-axial Creep-Rupture Strength Criterion 、Journal of Pressure Vessel Technology Vol.107 No.4 Page887
【発明の概要】
【発明が解決しようとする課題】
【００１３】
上記の非特許文献に開示されたクリープ損傷の評価手法では、上述した切欠き強化現象を考慮に入れていないことや、実機構造物に対応した参照応力の見積りが必ずしも容易ではないことや、混合則の相当応力σmix又はHuddlestoneの相当応力σＨｕｄｄｌｅｓｔｏｎｅを用いていること等において、クリープ予測寿命の精度や取り扱いの困難さで課題が生じることが懸念される。
【００１４】
また、上記の特許文献１に記載された多軸度というのは、検査対象の耐熱鋼の表面に生成したボイドの個数密度を規格化するための多軸度であり、切欠き強化現象を表現するためのものではなく、さらに、特許文献２では試験片の板厚パラメータを応力多軸度で補正するものであり、切欠き強化現象を表現するためのものではなく、多軸度の利用方法が本発明とは異なるものである。
【００１５】
本発明は、９Ｃｒ鋼又は１２Ｃｒ鋼などの高Ｃｒ鋼の、特に応力集中部のクリープ損傷評価手法に関して、従来のクリープ損傷評価手法ではクリープ予測寿命の予測精度が大きく低下するという課題を解決するため、クリープ破断寿命を最大主応力を用いて計算し、切欠き強化現象を解消するため多軸度に関連する補正係数でクリープ破断寿命を補正するクリープ損傷評価方法を提供することを目的とする。
【課題を解決するための手段】
【００１６】
前記課題を解決するために本発明は次のような方法を採用する。  
高Ｃｒ鋼の管に対するクリープ損傷評価方法において、前記管各部の主応力を応力解析により求め、前記各部の主応力の内の最大主応力σ１を基にクリープ損傷の評価に用いられるクリープ破断寿命Ｔｒを計算し、前記求めた各部の主応力を基に多軸度ＴＦを計算し、前記多軸度と、最大主応力で評価したクリープ寿命に対する実際のクリープ寿命の比を表す補正係数と、の相関関係を示す図表を用いて、前記計算した多軸度ＴＦに対応する補正係数ｋを求め、前記計算したクリープ破断寿命Ｔｒを補正係数ｋで補正した補正後のクリープ破断寿命でクリープ損傷を評価する方法である。
【００１７】
また、前記クリープ損傷評価方法において、Ｙ＝Ｌｏｇ（補正係数ｋ）、Ｘ＝Ｌｏｇ（多軸度ＴＦ）とした場合に、両者の関係がＹ＝３．８８（Ｘ±０．１５）の範囲にあること。さらに、前記高Ｃｒ鋼の管は火力発電用ボイラの蒸気配管に溶接されるスタッブ管であり、前記スタッブ管の溶接部形状の応力集中部にクリープ損傷評価を適用すること。さらに、前記スタッブ管の先端にテーパ部を設け、前記スタッブ管の肉厚ｔ１と前記テーパ部の先端の肉厚ｔ２との比ｔ２／ｔ１が０．８以下であること。
【発明の効果】
【００１８】
本発明によれば、実際のクリープ破断寿命よりも評価によるクリープ破断寿命が過小になるという切欠き強化現象を解消するように、補正係数でクリープ破断寿命を補正することにより、クリープ損傷評価方法の推定精度を向上することができる。
【図面の簡単な説明】
【００１９】
【図１】本発明の実施形態に係る高Ｃｒ鋼のクリープ損傷評価方法の手順を示す図である。
【図２】従来の一般的なクリープ損傷評価方法の手順を示す図である。
【図３】本実施形態に係るクリープ損傷評価方法において適用するグラフであり、切欠き試験片の実際のクリープ寿命と切欠き底における最大主応力で評価したクリープ寿命の寿命比である補正係数と、多軸度ＴＦと、の間の相関関係を示すグラフである。
【図４】図６に示す９ｒ鋼環状切欠きクリープ試験片を用いたクリープ破断試験結果を基に、最大主応力で評価したクリープ寿命と実際のクリープ寿命との相関関係を示すグラフである。
【図５】火力発電用ボイラから高温蒸気をタービンに送る蒸気配管に対して、ボイラ内の過熱管と接続されるスタッブ管を溶接接続したときの溶接形状を表す図である。
【図６】９Ｃｒ鋼環状切欠きクリープ試験片の試験片形状を表す図である。
【図７】図６に示す９ｒ鋼環状切欠きクリープ試験片を用いたクリープ破断試験結果のデータを示す図である。
【図８】９Ｃｒ鋼環状切欠きクリープ試験片の試験結果と従来のクリープ寿命予測結果との比較データを示す図である。
【図９】本実施形態に係るクリープ損傷評価方法を適用した火力発電用ボイラ用９Ｃｒ鋼スタッブ管溶接部の通常の構造を示す断面図である。
【図１０】本実施形態に係るクリープ損傷評価方法を適用した火力発電用ボイラ用９Ｃｒ鋼スタッブ管溶接部の形状を改善した構成例を示す断面図である。
【図１１】本実施形態に関する９Ｃｒ鋼スタッブ管溶接部形状の改善構成例において、最大損傷部位であるスタッブ管溶接部の応力集中部のクリープ損傷比と、スタッブ管テーパ部肉厚ｔ２及びスタッブ管肉厚ｔ１の肉厚比ｔ２／ｔ１と、の関連を示す特性図である。
【図１２】本実施形態に関する９Ｃｒ鋼スタッブ管溶接部形状の改善構成例において、最大損傷部位であるスタッブ管溶接部の応力集中部のクリープ損傷比と、開先角度θと、の関連を示す特性図である。
【発明を実施するための形態】
【００２０】
本発明の実施形態に係る高Ｃｒ鋼のクリープ損傷評価方法について、図面を参照しながら以下説明する。まず、本実施形態に係る高Ｃｒ鋼のクリープ損傷評価方法に関する基本的概念とその沿革について説明する。
【００２１】
本実施形態に係るクリープ損傷の評価方法の対象物となる高Ｃｒ鋼スタッブ管の溶接部形状について図５を参照しながら説明する。本実施形態に関する高Ｃｒ鋼の応力集中部の一例として、火力発電用ボイラの９Ｃｒ鋼スタッブ管溶接部形状を図５に示す。
【００２２】
図５において、ボイラからタービンへの高温蒸気の通路となる配管３に対して、ボイラからの高温蒸気を導く高Ｃｒ鋼スタッブ管２が溶接により接合されており、溶接により溶接金属４と熱影響部５が形成されている。溶接止端部１は応力集中部であるため発生応力が大きくなり、クリープ損傷の最大損傷部位となる。このようなスタッブ管２の溶接部形状のクリープ損傷評価を実施する場合、従来は図２に示すフローチャートに従ってクリープ損傷を評価していた。
【００２３】
すなわち、図２に示すように、応力集中部における例えばｘ，ｙ，ｚ軸の主応力σ１，σ２，σ３を計算し、この主応力を基にＭｉｓｅｓ相当応力σｍを計算し、σｍからクリープ破断寿命Ｔｒを計算し、時間刻みΔｔ毎のクリープ損傷Δｔ／Ｔｒを計算し、この手順を繰り返して累積クリープ損傷を求めていた。しかしながら、そのクリープ損傷の推定誤差は最大損傷部位１が応力集中部であるために大きくなっていた。
【００２４】
そこで、火力発電用ボイラの主配管等の管台の溶接部に代表されるような応力集中部は応力の多軸度ＴＦが大きく、クリープボイドが発生・成長して破損に至る損傷形態であることから、クリープ損傷を評価する場合に必要なクリープ破断寿命の計算に用いる応力は、最大主応力（主応力σ１，σ２，σ３の内の最大主応力σ１）が適切であると考えられるようになってきた。
【００２５】
しかしながら、単純に最大主応力を用いてクリープ破断寿命を計算してクリープ損傷を評価すると、従来の文献(例えば、C.A.Schulte、Predicting Creep Deflections of Plastic Beams、Proc. ASME Vol.60、pp.895-904)等の検討結果から明らかなように、クリープ寿命を過度に短時間側に予測してしまうこととなる。一方で、９Ｃｒ鋼、１２Ｃｒ鋼といった高Ｃｒ鋼はクリープ破断強度が切欠き強化現象（切欠き底の公称応力を用いた評価によるクリープ破断寿命＜実際のクリープ破断寿命）を示すことが知られている（背景技術欄の非特許文献１を参照）。
【００２６】
そこで、本発明の実施形態では、最大主応力を用いると過度に短時間側に予測してしまうクリープ破断寿命について、切欠き強化現象の考えに基づいて補正することで、予測精度が著しく向上することを見いだした。さらに、切欠き強化現象の度合いは多軸度ＴＦ（多軸度は下記の式（４）を参照：端的に言えば、応力における軸の方向性が強いか否かを表すもの、以下、ＴＦと称することもある）と良い相関関係にあること見いだした。このように、本発明の実施形態は、上述の補正係数を多軸度ＴＦの関数として表現し、最大主応力を用いて算出したクリープ破断寿命を補正することで、クリープ損傷評価手法の予測精度を向上させたものである。
【００２７】
具体的な実験結果を用いて本実施形態の概念を再度説明する。図４は図６に示した９ｒ鋼環状切欠き試験片を用いたクリープ破断試験結果を示すグラフである。縦軸は実際のクリープ破断時間であり、横軸は応力集中部である切欠き底における軸方向の最大主応力で評価した場合のクリープ破断寿命である。９ｒ鋼環状切欠きクリープ試験は切欠き強化現象を示すために、実際のクリープ破断試験結果は切欠き底における軸方向の最大主応力で評価したクリープ破断結果よりも全ての試験片で長寿命となっていた。この切欠き強化現象の度合いは、次の式（４）で計算される切欠き底における多軸度ＴＦが大きいほど強くなり（実験結果で知見）、両者の間には両対数において直線関係の良い相関関係があった。
【００２８】
ＴＦ＝（σ１＋σ２＋σ３）／σＭｉｓｅｓ  （４）
ここで、
σＭｉｓｅｓ＝（（（σ１−σ２）＋（σ２−σ３）＋（σ３−σ１））／２）１／２
σ１＞σ２＞σ３
σ１，σ２，σ３は主応力で、特にσ１は最大主応力と呼ばれている。
【００２９】
上述の切欠き強化現象の度合いを補正係数と呼ぶこととし、「補正係数＝実際の切欠き試験片のクリープ寿命／切欠き底における最大主応力で評価したクリープ寿命」で定義すると、図３に示すように補正係数と多軸度ＴＦとの間には両対数上で直線関係のよい相関関係があり、Ｙ＝３．８８・Ｘとなった。ここで、ＹはＬｏｇ（補正係数）であり、ＸはＬｏｇ（多軸度ＴＦ）である。本発明の実施形態ではこの補正係数を材料のクリープ破断強度のばらつきを考慮してＹ＝３．８８・（Ｘ±０．１５）の範囲とした。ここで、Ｘ±０．１５はFactor of 2の範囲（誤差が１／２〜２倍の範囲、図３の破線の範囲）に相当し、クリープ破断強度に対するばらつきとしては一般的なものである。このように、上述の多軸度ＴＦに関連する補正係数を用いてクリープ損傷を補正する。
【００３０】
本発明の実施形態に係るクリープ損傷評価手法のフローチャート（詳細は後述する）を図１に示す。今回、フローチャート中の補正係数は平均線であるＹ＝３．８８・Ｘで計算している。図１のフローチャートに基づいて９ｒ鋼環状切欠き試験片のクリープ予測寿命についてＦＥＭ解析を用いて評価した結果、全ての環状切欠き試験片において予測精度はFactor of 2の範囲（誤差が１／２〜２倍の範囲）であり、誤差が２倍〜数十倍もある従来の方法（図８に示す評価したクリープ寿命と破断時間を比較参照）よりも極めて高精度で予測可能であった。
【００３１】
次に、本発明の実施形態に係る高Ｃｒ鋼の応力集中部におけるクリープ損傷評価方法の適用例として、火力発電用ボイラの９Ｃｒ鋼スタッブ管溶接部形状を取り上げて、そのクリープ損傷評価方法について説明する。本実施形態では、図１に示すフローチャートに従ってクリープ損傷を評価することで応力集中部のクリープ寿命推定精度を向上させた。
【００３２】
まず、応力解析により構造物各部の応力を求め、各部の主応力σ１，σ２，σ３を求める。さらに、上記の式（４）により多軸度ＴＦを計算し、図３を用いて補正係数を求める。ここで、補正係数はＬｏｇ（補正係数）＝３．８８・Ｌｏｇ（多軸度ＴＦ）の関係式から求めることができる。
【００３３】
また、最大主応力σ１からクリープ破断寿命Ｔｒを求め（例えば、公知の手法であるNIMSクリープデータシートＮｏ．４３などを用いて）、上述の補正係数でクリープ破断寿命を補正することで、補正後のクリープ破断寿命は（Ｔｒ×補正係数）となる。これらの手順を時間刻みΔｔ毎に実施し、Δｔの間におけるクリープ損傷ΔΦｃ＝Δｔ／（Ｔｒ×補正係数）を計算する。以上を所定時間まで繰返し、ΔΦｃを累積して累積クリープ損傷Φｃを求める。
【００３４】
以上の手順によるクリープ損傷評価方法を用いた場合の効果について説明する。公知のＦＥＭ応力解析結果から図２に示す従来の一般的なクリープ損傷評価方法を用いた場合、最大損傷部位のクリープ損傷が１となるクリープ時間は約４５，０００時間であった。これに対して、本実施形態に係るクリープ損傷評価方法用いた場合、最大損傷部位のクリープ損傷が１となるクリープ時間は約８６、２００時間であった。なお、クリープ試験による試験体の破断時間（漏洩発生時間）は約８６，０００時間であることから、本実施形態に係るクリープ損傷評価手法を適用した場合には、クリープ寿命の推定誤差が従来方法における４８％から１％未満へと大きく向上していることが確認できる。
【００３５】
次に、本発明の実施形態に係るクリープ損傷評価方法を適用した火力発電用ボイラ用９Ｃｒ鋼スタッブ管溶接部の形状を改善した構成例について、図１０を参照しながら以下説明する。図９は本実施形態に係るクリープ損傷評価方法を適用した火力発電用ボイラ用９Ｃｒ鋼スタッブ管溶接部の通常の構造を示す断面図であり、図９に示す通常構造との対比で、図１０に示す改善構成例を以下説明する。
【００３６】
すなわち、図１０は最大損傷部位である応力集中部１のクリープ損傷を低減させたスタッブ管溶接部形状の改善構成例を示す図である。この改善構成例はスタッブ管２の先端にテーパ部を設け、配管３との溶接時において発生する未溶着部１０を減少させた構造となっている。
【００３７】
図１１は、本実施形態に関する９Ｃｒ鋼スタッブ管溶接部形状の改善構成例において、最大損傷部位であるスタッブ管溶接部の応力集中部１のクリープ損傷比と、符号８で示すスタッブ管テーパ部肉厚ｔ２及び符号６で示すスタッブ管肉厚ｔ１の肉厚比ｔ２／ｔ１と、の関連を示す特性図であり、図１２は本実施形態に関する９Ｃｒ鋼スタッブ管溶接部形状の改善構成例において、最大損傷部位であるスタッブ管溶接部の応力集中部１のクリープ損傷比と、符号９で示す開先角度θと、の関連を示す特性図である。
【００３８】
図１１と図１２から分かるように、開先角度θが大きくなることで溶接金属の溶着量が増加し、応力集中部１の発生応力が低減されるためクリープ損傷が小さくなっている。一方、肉厚比ｔ２／ｔ１が小さくなると溶接部の未溶着長さが小さくなり、応力集中部の主な応力成分であるスタッブ管軸方向の応力が大きく低減されるため最大損傷部位の発生応力が低減されてクリープ損傷が小さくなる。
【００３９】
図１１に示す特性によると、肉厚比ｔ２／ｔ１が０．８以下でクリープ損傷比は、テーパがない場合（ｔ２／ｔ１＝１．０）に比べて約半分以下の値になっている。また、肉厚比ｔ２／ｔ１が０．８〜１．０間に比べて改善効果が大きいことから、肉厚比ｔ２／ｔ１は０．８以下とすることが望ましい。一方、図１２に示す特性によると、開先角度θの増加に伴ってクリープ損傷比は小さくなっている。開先角度θが４５°以上では、クリープ損傷の改善効果が飽和していると考えられることから、開先角度θは４５°以上とすることが望ましい。
【００４０】
したがって、火力発電用ボイラの９Ｃｒ鋼スタッブ管溶接部形状はスタッブ管テーパ部肉厚ｔ２とスタッブ管肉厚ｔ１との肉厚比ｔ２／ｔ１を０．８以下とし、及び／又は、スタッブ管テーパ部の開先角度θを４５°以上とすることで、最大損傷部位である応力集中部のクリープ損傷は大幅に減少し、構造物の信頼性を著しく向上させることができる。
【符号の説明】
【００４１】
１  応力集中部（最大損傷部位）
２  スタッブ管
３  配管
４  溶接金属
５  熱影響部
６  スタッブ管肉厚ｔ１
７  配管肉厚
８  スタッブ管テーパ部肉厚ｔ２
９  開先角度θ
１０  未溶着部
【図１】
2013148540.tif 000003
【図２】
2013148540.tif 000004
【図３】
2013148540.tif 000005
【図４】
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【図６】
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【図７】
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【図８】
2013148540.tif 000009
【図９】
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【図１０】
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【図１１】
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【図１２】
2013148540.tif 000013
【図５】
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