(57)【特許請求の範囲】
【請求項１】
シリンダ状側壁と閉端部を有し、運用圧力の時に該閉端部の若しくはこれに隣接する部分の内面若しくは外面に少なくとも１つのピーク応力領域を有するアルミニウム若しくはＡｌ合金の圧力容器の処理方法であって、
その方法は、上記少なくとも１つのピーク応力領域を塑性変形させるに充分であって、且つ側壁の塑性変形が、側壁の内面又はその内面に近接したとある領域のうちの壁厚みの２５％未満の範囲に制限されるような圧力を加えることによって、容器の内側に室温で自緊を施すことを含み、
これにより、自緊処理された圧力容器は、圧力上昇時に、ピーク応力領域が圧力容器の材料内部に位置し、容器内面若しくは外面には位置しない、という性質を有することを特徴とする圧力容器の処理方法。
【請求項２】
アルミニウムが、７０００系、若しくは６０００系、若しくは２０００系の合金である請求項１に記載の方法。
【請求項３】
圧力容器が後方押出により成形されたものである請求項１又は２に記載の方法。
【請求項４】
金属の塑性変形は、閉端部が該側壁に接合されている内側ナックルで行われ、及び／又は閉端部の外面で容器の軸方向に行われる請求項１ないし３いずれかに記載の方法。
【請求項５】
加える圧力が、容器の側壁を塑性変形させる程には大きくない請求項１ないし４いずれかに記載の方法。
【請求項６】
シリンダ状側壁とその側壁にナックルで接合された閉端部とを有し、 圧力上昇時に、１つ以上のピーク応力領域が、容器のナックル及び／又は閉端部の材料内部に、内面又は外面から壁面の厚さの２５％未満の距離だけ離れて位置して、ナックル又は閉端部の内面若しくは外面には位置しない、という性質を有するアルミニウム又はＡｌ合金の圧力容器。
【請求項７】
アルミニウムが６０００系、若しくは７０００系の合金である請求項６に記載の圧力容器。
【請求項８】
圧力容器は、圧力上昇時に、シリンダ状側壁内の局部的な応力が壁部の内面から外面に向かって低下するような性質を有している請求項６又は７に記載の圧力容器。
【発明の詳細な説明】
本発明は、例えば、高圧ガスシリンダのような圧力容器に関する。
こういう圧力容器は一般にアルミニウム、鋼及び複合材料により製造される。これらの容器は優れた破面と疲労特性を持つことが必要である。容器内圧力の繰り返されるサイクリングは、容器を曲げる原因となり、曲げることは金属表面に現れる割れの伝播を促進する。そのような容器における疲労割れの発生と成長は、圧力サイクリングが最大曲げを起こす（歪みに変化する）点で発生する。本発明は、圧力容器が疲労に対する抵抗性を改良し、早期の破壊による破損を防ぐための処理に関する。
チューブやシリンダの疲労抵抗性を改良するために確立された方法は、オートフレッタージュ法として知られている。この方法は、シリンダやチューブの内径内に、内側表面で金属が塑性変形するのに十分な圧力を加えることを含む。この技術は内径付近に圧縮残留応力を生じ、そのため、内圧の繰返し荷重を受けるチューブやシリンダの疲労抵抗性を高める。この技術は少なくとも７０年の間、長尺厚肉チューブを造ることに適用されてきた。
オートフレッタージュ法は、フルラップシリンダ（full wrap cylinders）として知られる圧縮容器にも適用されてきた。それによって、一般的に完全に薄い壁に囲まれた金属、例えば、アルミニウムの内張り部は圧縮にかけられる。本発明は、そのような種類のフルラップシリンダ（full wrap cylinders）には関係しない。
米国特許３４３８１１３は、容器の許容内圧負荷を増加させる目的をもって、オートフレッタージュを金属圧力容器への適用を記述している。その発明は、高い温度で容器にオートフレッタージュを実施することを含む。
高圧ガスシリンダのような、特に平らな底をもつ圧力容器の疲労破壊は、シリンダ状ではなく、容器の閉端部で、或はその付近で普通に起こる。本発明は、オートフレッタージュ技術は、そのような閉端部をもつ容器の疲労性能を改良するために使えるかもしれないというアイデアから始まった。
一の態様として本発明は、シリンダ状の側壁と一閉端部を持ち、運用圧力の時に、前述の閉端部の内表面又は外表面、あるいはその付近に位置する少なくとも一つのピーク応力の領域を持つアルミニウム又はＡｌ合金の圧力容器の処理方法を供給する。その方法は、容器の内部を、前述の少なくとも一つの領域を塑性変形するに十分な圧力を加えることによって、オートフレッタージュ法を適応することを含み、該塑性変形は壁厚みの２５％未満に規制される。それによって、処理された圧力容器は、高い圧力の時に、それぞれのピーク応力の領域が内面又は外面からの壁厚みの２５％未満の距離に該内表面又は外表面から移動するという特性を持つ。
ピーク応力の領域は、その領域から距離が増えるに従って、全方向において応力が減少する部分として定義される。
この処理の効果は、応力励起（stress raisers）（以下に議論される）の範囲内で、ピーク応力の絶対値（シリンダが、大気圧より高くオートフレッタージュ法における圧力より低い圧力下におかれているとき）を下げること、及びピーク応力の位置を、容器の表面から離すことである。上に述べたように別の態様として、本発明は、軸、シリンダ状側壁及びナックルで側壁に接合した閉端部を持ち、そして高い圧力でピーク応力の領域が、容器の構成要素内であって内面又は外面からの壁厚みの２５％未満の距離に内表面或は外表面から移動し、ナックルに及び／又は容器の軸状で閉端部に、位置するという特性を持つアルミニウムまたはＡｌ合金の圧力容器を提供する。好ましくは、前述のピーク応力の範囲は、容器の構成要素内において、内表面あるいは外表面から少なくとも０．５ｍｍ移動するものである。
表面の疵は亀裂、小孔、折れ目であり、典型的に１−200μｍの深さまでになる。もし、ピーク応力の領域とこれらの表面疵の位置が一致すると、疵は伝播する傾向にある。ピーク応力の領域が容器の構成要素内に少なくとも０．５５ｍｍ移動することは、この問題を軽減するあるいは避けることになる。
オートフレッタージュ法は、通常環境温度で行なわれる。実質的に環境より高い温度で、アルミニウムのクリープ特性はさらに明確になり、これはオートフレッタージュ法の有利な効果を減少させるものである。
容器は、ふさわしい形状に形成でき、機械的強さ、強靱性、疲労および耐食性のような特性を十分に供与できるアルミニウム（アルミニウムが主成分である合金を含む）材料からなる。アルミニウム合金の中で、２０００、５０００、６０００及び７０００シリーズのものは、圧力容器を造るために使用されてきたもので、この発明にとっても好ましい。容器は押出によって形成されるのが好ましい。
本発明によれば熱間押出成形法は可能であるが、冷間又は温間押出成形法のほうがより低い工程コストなので好ましい。冷間又は温間押出成形法はまた、強さと強靱性という特性のより良い組合せをもつ押出品を成形する。好ましい技術は後方押出成形法である。この技術は、一般的に円筒状で平行な側壁を持つ凹部と、及びラムと側壁間の間隙が押出品の希望する厚さと等しいままにしてある、凹部に挿入されるラムとの使用を必要とする。押出成形ビレットは凹部内に配置される。ラムはビレット内に挿入され、後方へ希望する中空体の押出の効果をもたらす。ラムの前方への動きは、押出中空体の希望する底の厚さと凹部の底からの距離が等しくなったときに止まる。押出成形のスピードは、押出品が凹部から出てくるスピードであり、臨界ではなく、典型的に５０−５００ｃｍ／ｍｉｎの範囲である。潤滑は実質的に必要な押出圧を減じる。
最初の押出品は、底部、平行な側壁及び開放状態の上部を持つカップ状である。上部はスエージングやスピニングによって首を形成するに先立って、四角形にされ、加熱され、典型的には誘導加熱によって３５０−４５０℃に加熱される。その結果物である中空体は溶体化熱処理され、一般的には冷水で急冷され、最後に時効化される。
後方押出成形法の必要条件は、結果物である容器の閉端部の形、特に底と、底の円筒状側壁が結合するナックル部の形を大いに制約する。他の製造技術は、容器の別の幾何学的形状を制約する。
発明者等は有限要素分析を行なった。この分析は中空体内におけるピーク応力が２つの部位に位置していることを明らかにした。：一つは底と側壁が結合しているナックル部で、容器の内表面上で：もう一つは底の中心部で、容器の外表面上で。これらの応力励起の相対値は、シリンダの壁と底の厚さ、寸法、特に容器の直径及び選ばれた特殊な底の幾何学的形状、特にナックル部の内側底部の半径に依存する。本発明方法は、これらの範囲の一方又は双方で金属を塑性変形させるために十分に、容器内に圧力を加えることを含む。加えられる圧力は、明らかに容器が破裂するほどまで大きなものであってはならないし、好ましくは、底やナックルの厚み全てが金属塑性変形を起こすために必要とされる圧力よりも低いものである。加えられる圧力は、容器の側壁を塑性的に変形するほど重大でないものであろう。代わりに、側壁中の金属塑性変形は、それ自身の内表面の領域、或はその付近に、例えば、壁厚の２５％より少なく、好ましくは１０％より少ない領域に、限定すべきである。
疲労性能を改良するためのオートフレッタージュ法の有効性は、圧力容器の閉端部のデザインに依存するものである。従って、例えば、半球状の閉端部を持つ圧力容器はピーク応力の領域を持たないし、ここに述べたオートフレッタージュ法の利点も示さない。さらに、通常、圧力容器の閉端部は、半楕円体或は深皿型をもち、これらの疲労抵抗性は、一般的に、ここで述べたオートフレッタージュ法によって改良することができる。これらの形の端部のさらなる説明のために、参考文献がASME boiler and Pressure Vessel Publication Code 1, Section VIII, Divisions 1 and 2に示されている。端部の形による効果は、下の実施例７でさらに述べた。そこで説明したように、明確な利点は、その疲労特性がオートフレッタージュ法により改良することができる、ナックルによってシリンダ状側壁と結合された一閉端部を持つ圧力容器を設計することから生じる。
アルミニウム高圧ガスシリンダは、普通、圧力供給時に、シリンダ状側壁における応力は合金降伏応力の半分も超えないし、シリンダ破壊圧力は、作業中の圧力の少なくとも２．２５倍であるように設計されている。例えば、４５０ＭＰａの降伏強さを持つ７０００シリーズの合金シリンダでは、デザインは壁応力が２２５ＭＰａを超えないようなものであるべきである。必要とされる破壊圧力に関心を向けてみると、シリンダ状側壁の内表面が降伏し始めるのに必要な過剰圧力の程度を計算することは可能である。（運用圧力の時の壁応力は、オートフレッタージュの効果を伴っていなければ内表面の応力よりも高い）。４５０ＭＰａの降伏強さで壁圧が７．９ｍｍである１７５ｍｍ直径の７０００シリーズ合金シリンダについての計算結果は、シリンダ側壁中の応力が降伏応力を超える前に破壊圧力の少なくとも８５％、しばしば９５％以上の与圧が必要とされることを示している。従って、オートフレッタージュ法によるこれらのシリンダの処理は、側壁中の塑性変性を引き起こさない条件下で可能である。実際に、そのような処理は都合のよいものであり、実際の破壊圧力に近い圧力でのオートフレッタージュ処理は、材料特性の変わりやすさのために製造時に問題を引き起こすであろう、例えば、望まないシリンダの永久膨張を引き起こす（BS 5045: Part 3: 1984, Section 20.4, Volumetric Expansion Test）ゆえに商業用工程としては勧められない。
オートフレッタージュ法での圧力は、容器の破壊圧力の７５から９５％、例えば７５から９０％であるらしい。過剰圧力の効果の有限要素分析は、適正な種類の残留応力が得られることを示すために行なうことができる。
有限要素分析（FEA）は、厳密な分析方法によって分析するにはあまりにも複雑である構成や要素の中の応力や歪みを決定するために、有用で強力な技術である。この技術を用いて、構成や要素は種々のタイプ、サイズ、形の多くの小部分（有限要素数）に分解される。その要素は、変位（１次又は２次等）について単純なパターンを持つと仮定され、通常、要素の角や縁に位置するノード"nodes"で結合される。その要素は、それ故、構造力学、例えば膨大な連続方程式をもたらす力の平衡及び変位の連続性等の基本的規則を使って数学的に組立てられる。コンピューターの助けを借りてこの膨大な連続方程式を解くことにより、圧力下での構成や要素の変位した形を得られる。それを基にして、応力や歪みを計算することができる。（参照"The Finite Element Method", 3rd Edition, the third expanded and revised section of "The finite element method in Engineering Science", O C Zienkiewicz, McGraw Hill Book Company（UK）Ltd, 1977）。
そんな有限要素分析の結果は、添付している図のうちの図１と２に示し、夫々の図は、２４．１ＭＰａに最加圧されたアルミニウム高圧ガスシリンダのシリンダ状側壁の底部分、ナックル部及び底半分のフォンマイゼス応力プロット（von Mises Stress Plot）である。これらの図には市場で手にいれることのできるANSYSコンピュータープログラム、バージョン5.0又は5.1が一般に使われている。
これら図１と２は、特殊な底断面を持ち、４９．７から５１．８ＭＰａの破壊圧力及び仮定される作動圧力が２４．１３ＭＰａ（即ち、通常のデザインでの運用圧力の１．１７倍）である１７５ｍｍ直径シリンダの部分を示す。残留応力のフォンマイゼスプロット（von Mises plot）は、応力分布の有用なガイドである。それぞれの図において、圧力容器の壁と底内の計数ラインは応力値に等しい線であり、値はＡからＩの文字によって示している。
図１を参照して、最も高いフォンマイゼス応力成分は、内側ナックル半径部の内面（３７１ＭＰａ）と、底部中心の外面（３７７ＭＰａ）で示される。
図２は、４４．８２ＭＰａ（即ち、理論的な破壊圧力の９０％）のオートフレッタージュ処理後の２４．１３ＭＰａの仮定した作用圧力の位置を示している。ナックルでの最大フォンマイゼス応力は、１４５ＭＰａに低下して、内面から２・３ｍｍ離れた位置にある。底部中心での最大応力は、２８２ＭＰａ以下の値に低下し、今や外面から数ｍｍの位置にある。両方の場合で、最大応力成分の深さは、如何なる同様の表面割れの深さよりはるかに大きくなっている。これら２つの効果、ピーク応力の低下とその位置変化は、表面割れから疲労割れを始めるに必要な荷重サイクル数の著しい増加に導く筈である。
これらのコンピュータによる予測は、以下の例で証明するように、現実に起こっている。
ガスシリンダ中の如何なる点も、複雑な応力状態にある。即ち、円周方向、半径方向及び軸方向における応力のように、各点は一方向以上の応力を受けている。
一点における応力の記述と主応力：
固体力学において、選んだ座標系である点を中心にし各面が軸に垂直な微小立方体の要素又は構造の内にあるその点での応力を記述するのが便利である。応力は、立方体の表面に作用する３つの法線応力と６つの剪断応力に分解される。座標系とその方向の選択は幾らか任意的か又は解析の便宜のためであるから、法線と剪断の応力のレベルは、座標系の方向とともに変えることができる。座標系の特別な方向が存在する。この特別な座標系に直線をなす微小立方体の表面の上では、分解法線応力だけがあって、分解剪断応力は存在しない。これらの特別な分解法線応力は、主応力（σ1，σ2，σ3）と呼ばれる。最大主応力（σ1）は、３つの主応力の中で最も大きく、最小主応力（σ3）が最も小さい。
フォンマイゼス応力：
アルミニウム合金等の靱性材料の機械的性質（弾性係数、降伏応力、加工硬化性、及び降伏点を越えた組成変形能など）は、通常は引張試験を通じて確立されている。引張試験は、一軸応力条件で実施され、応力−歪み曲線が得られる。多軸応力のかけられた要素又は構造について応力解析を行うために、フックの法則がもはや成立しない材料降伏と塑性変形の状況で、多軸応力−歪み関係と一軸応力−歪み関係との間の相関関係を確立する必要がある。フォンマイゼスは、靱性材料のために最も適したものとして一般に受け入れられている降伏基準を提案した。
降伏点を越えると、フォンマイゼス応力と等価歪み（フォンマイゼス応力と同様の形で規定される）は、引張応力−歪み曲線に従うだろう。そのために、フォンマイゼス応力は、要素又は構造のどの点においても応力状態の厳密さを評価するために広く使用されている。ただし、要素又は構造が主として静水圧的な張力下にある時は別である。ガスシリンダはそのような応力条件にはない。
添付図面を参照すると、
図１と２は、上述したように、アルミニウムガスシリンダの一部のフォンマイゼス応力のプロットを示す。
図３、４及び５は、試験圧力で破壊に至るサイクルの棒グラフであり、シリンダ設計とオートフレッタージュの疲労寿命に及ぼす効果を示す。
図６と７は、以下の実施例４と５で試験した高圧ガス容器の断面図である。
図８ａと８ｂはね実施例１中で参照した底部と曲げた底部のデザインを示す。
以下の実施例は、本発明を説明する。全ての場合に、オートフレッタージュは；周囲温度でなされ；容器の閉端部での最大応力の領域を外面ないし内面から少なくとも０．５ｍｍに離れて移動させ；容器のシリンダ状側壁の塑性変形を起こさなかった。
実施例１
７０００シリーズの合金がこの研究に使用され、Ｚｎ５．９６％、Ｍｇ２．０１％、Ｃｕ１．８７％、Ｃｒ０．２０％、Ｆｅ０．０６％、Ｓｉ０．０３％、残部Ａｌの組成であった。ビレットが４７５から４８５℃で均質化され、環境温度に空冷され、後方に冷間押出しされた。ネッキングがなされて高圧ガスシリンダに成形し、４７５℃で１時間の溶体化熱処理がなされ、冷水中焼入れし、次いで、１１０℃で８時間とその後の１８０℃、４．２５時間の時効を行い、その結果０．２％耐力の値４５０ＭＰａとなった。
８５％オートフレッタージュ過剰加圧が使用された時、耐力試験圧力（３４．５ＭＰａ）での破壊に至る荷重サイクル数が増加し、この増加は、他の選択可能なもの、例えば、内側ナックル半径の増加及び／又は矩形外側底部よりも角度つき外側底部の導入が、サイクル寿命を増加させるために使用されたときは一貫して生じた。その結果が、下の表１にまとめてある。サイクル寿命の増加を除いて、過剰加圧は、破壊モードを、過剰加圧がない場合の底部の分離から、過剰加圧後にシリンダが一体に維持しながら放射状の割れからの漏れに、変化させることが判った。
0003857310.tif 000002
平坦な底部と角度をつけた底部とが、それぞれ図８ａと８ｂに分けて示されている。
この研究のさらなる結果が、添付した図３、４及び５に示され、各々棒グラフであるが、棒の長さが試験圧力で破壊するサイクル数を示す。
ｘ軸の情報は以下にリストにした：−
ＡＭＢ      −  室温で押出したビレット
１３５℃    −  押出に先立ち１３５℃に加熱したビレット
１３        −  内側ナックル半径１３°
１５        −  内側ナックル半径１５°
角          −  外側底部形状    角部
平          −  外側底部形状    標準
試験の結果のデータは：−
図３  ：  シリンダのデザインと押出し温度の試験圧力での破壊性能に及ぼす効果
図４  ：  図３  ＋  破壊圧力の７０％でのオートフレッタージュの効果
図５  ：  図３  ＋  破壊圧力の８５％でのオートフレッタージュの効果
実施例２
オートフレッタージュ試験が、実施例１におけるのと同じ寸法でアルミニウム６０６１合金シリンダについて実施された。試験条件は以下の如し：
運用圧力    −１２．４ＭＰａ
試験圧力    −２０．７ＭＰａ
オートフレッタージュ圧力    −２７．６ＭＰａ
最小破壊圧力                −３１．０ＭＰａ
実際の破壊圧力              −３５．２  −  ３５．９ＭＰａ
疲労試験の結果は、次の表２と３とにまとめてある。
0003857310.tif 000003
0003857310.tif 000004
実施例３
オートフレッタージュ試験が、実施例１で述べた経路を使用して組み立てた７ＸＸＸシリーズ合金のシリンダについてなされた。この例では、使用された合金組成は、Ｚｎ５．９１％、Ｍｇ１．５％、Ｃｕ２．０３％、Ｃｕ０．２０％、Ｆｅ０．１１％、Ｓｉ０．０７％、残部Ａｌであった。シリンダの寸法は、外径２０３ｍｍ、壁厚み１０．７ｍｍ、底部厚み１６ｍｍ、長さ１０１６ｍｍであった。
実際の破壊圧力（５７．８±０．１ＭＰａ）の０、７５、８５及び９５％の４水準のオートフレッタージュが実施された。試験圧力３１と３７．２ＭＰａを使用して得られた疲労試験結果は、次の表４にまとめた。
0003857310.tif 000005
実施例４
オートフレッタージュ試験が、実施例１で述べた経路を使用して組み立てた７ＸＸＸシリーズ合金のシリンダについてなされた。この例では、使用された合金組成は、Ｚｎ６．０１、Ｍｇ２．００、Ｃｕ１．９７、Ｃｒ０．２０、Ｆｅ０．１１、Ｓｉ０．０６（wt%）、残部Ａｌであった。
シリンダの寸法（図６）は、次のとおり：−
外径          １７６ｍｍ
平均壁厚み    ８．９ｍｍ
底部厚み      １２．５ｍｍ
全長さ        ６００ｍｍ
論理的破壊圧力（例えば、実施例１−３で使用したような実際の破壊圧力ではない）の０、８０、８５及び９０％の４水準のオートフレッタージュが実施された。試験条件とシリンダの仕様は以下にリストした：−
運用圧力            ２０ＭＰａ
試験圧力            ３０ＭＰａ
最小理論破壊圧力    ４８．２ＭＰａ
実際破壊圧力        ５１．０ＭＰａ
オートフレッタージュ圧力  ０、３８．６、４１．０、及び４３．４ＭＰａ
運用圧力と試験圧力で得られた疲労試験結果は、表５にまとめた。
0003857310.tif 000006
実施例５
オートフレッタージュ試験は、６０６１外周巻きのガスシリンダについて始められた。シリンダの仕様は次の通りである：−
水容量                    ５１
アルミニウムシリンダ
外径          １４０ｍｍ
平均壁厚み    ５．９ｍｍ
底部厚み      ８．１ｍｍ
全長さ        ４６５ｍｍ
アルミニウムシリンダの導体部分に厚み１．１５ｍｍガラス繊維コンポジット外包みを取着
オートフレッタージュ試験は、試験圧力の１１８％（標準処理、最小理論破壊圧力の７１％）、最小理論破壊圧力の８０％、最小理論破壊圧力の９０％の３水準で使用された。
試験条件とシリンダの仕様は下に掲げた：−
運用圧力            ２０ＭＰａ
試験圧力            ３０ＭＰａ
最小理論破壊圧力    ５０ＭＰａ
疲労試験結果は表６にまとめた。
0003857310.tif 000007
実施例６
オートフレッタージュ試験が、実施例１で述べた経路を使用して組み立てた７ＸＸＸシリーズ合金のシリンダについてなされた。
合金組成は次の通り：−
Ｚｎ５．９９％    Ｍｇ１．９９％    Ｃｕ２．００％  Ｃｒ０．２０％
Ｆｅ０．０７１％  Ｓｉ０．０５１％  (wt%）  残部Ａｌ
シリンダの寸法（図６）は、次のとおり：−
外径                １７６ｍｍ
平均壁厚み          ８．９ｍｍ
底部厚み            １２．５ｍｍ
全長さ              ６００ｍｍ
容量                １０１
オートフレッタージュは、実際の破壊圧力の９０％で実施された。
試験条件とシリンダの仕様は以下にリストした：−
運用圧力            ２０ＭＰａ
試験圧力            ３０ＭＰａ
最小理論破壊圧力    ５０．７ＭＰａ
実際破壊圧力        ５６．６ＭＰａ
オートフレッタージュ圧力  ０と５０．９ＭＰａ
運用圧力と試験圧力で得られた疲労試験結果は、表７にまとめた。
0003857310.tif 000008
実施例７
オートフレッタージュによるシリンダの底部領域への圧縮応力の導入は、シリンダ底部と特にナックル領域のデザインにより支配される。このことは、各々作動圧力２０ＭＰａで１７６ｍｍの外径、壁厚み８．９ｍｍ、及び最小底厚み１２．５ｍｍを有し、違ったデザインの３つのガスシリンダを参照して例証される。各容器の底部の外面は実際上は平坦であった。各容器の底部の内側形状は、次のようであった。
ａ）    これは、図６に示した内側半楕円形低部形状であった。底部の内面は深さ（３０．５ｍｍの寸法Ｑ）を有する凹面状であった。
ｂ）    これは、底部深さ３６．８５ｍｍの深皿型底部形状であった。
ｃ）    これは、底部深さ４９．５７ｍｍの別の深皿型底部形状であった。
これらのガスシリンダのナックル領域でのフォンマイゼス応力値は、計算されており、その結果は、表８にまとめてある。使用したオートフレッタージュ圧力は実際の破壊圧力の９０％であったことに注意すること。
半楕円形状ａ）は、２０ＭＰａの運用圧力を受けたときナックル領域の内面で３６０ＭＰａのピーク応力を生じ、３０ＭＰａの試験圧力では、４４１ＭＰａのピーク応力を生じる。しかし、実際の破壊圧力の９０％でのオートフレッタージュの後は、ピーク応力は、ナックルの領域内でそれぞれ２１４ＭＰａと２８８ＭＰａに、ナックル領域の内面でそれぞれ１５１ＭＰａと２４２ＭＰａに低下する。
深皿型底部形状は、一般的に、操作圧力でより低い応力を示した。こうして、深皿型底部形状ｂ）は、ナックル領域の外面でのピーク応力を運用圧力で２２７ＭＰａ、試験圧力で３４１ＭＰａになる。しかしながら、オートフレッタージュがこれらの応力を低下させるのにまだ有効である。実際の破壊応力の９０％のオートフレッタージュの後では、これらの応力は、ナックル領域内でそれぞれ１８０ＭＰａと２５６ＭＰａであり、ナックル領域の面では、それぞれ１６１ＭＰａと２５０ＭＰａである。
これらａ）とｂ）の両方の場合で、底部中心での外面でまたはその近傍で応力レベルは、同様に低下する、即ち、オートフレッタージュはこの領域においても圧縮応力を導くのである。
ａ）とｂ）の形状において、オートフレッタージュ後のピーク応力の領域は、容器の外面から０．５ｍｍ以上ナックル内に位置している。
内側深皿型底部形状ｃ）は、上で議論した両方の形状よりも、操作圧力で応力を低減するのにもっと有効である。こうして、運用圧力では、ＦＥ解析で予測した最も高い応力は、ナックル領域の内面にあり、１９７ＭＰａと測定された。実際の破壊圧力の９０％でオートフレッタージュした後のこの応力の低下はない（さらに高いオートフレッタージュ圧力では応力の低下に有効であったであろう）。
深皿型底部形状ｃ）は標準的な操業条件に関しては他の２つの例を越えた利点があり、即ち、低い応力であり、また、以下のような幾つかの不利な点もある。
ｉ）    応力はオートフレッタージュでは低下できない。
ii）    最大応力はナックル領域の内面にあり、それはシリンダ壁の内部に移動させることはできない。
iii）    ナックル領域での表面応力レベルは、楕円形状ａ）と深皿形状ｂ）のために、オートフレッタージュ後に低くなる。
iv）      機械加工なしに、深皿型底部形状ｃ）をもつ平底シリンダの重量は、他の２つの形状ａ）とｂ）のどちらよりも大きくなる。
0003857310.tif 000009
【図１】
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【図２】
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【図３】
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【図４】
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【図５】
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【図６】
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【図７】
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【図８】
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