平成 28 年度

佐賀県工業技術センター研究報告書

水素環境下における金属材料の疲労強度特性と破壊メカニズムに関する研究
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第１報

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材料環境部
永石尚昭 円城寺隆志
九州大学大学院工学研究院
松永久生

国内では，金属材料の疲労寿命特性に及ぼす水素ガス環境の影響について，主に平滑丸棒試験片を用いて検討が進められている．これに対し，国外では，環状切欠き丸棒試験片を用いた方法 1)が提案され，検討が進められている．得られた疲労寿命特性を水素ガス中で使用される部材の疲労強度設計に適用するためには，それぞれの疲労試験の物理的・力学的な意味を疲労き裂の発生・進展の現象として正しく理解することが不可欠である．本
研究では，ASTM G142 2)に規定されている環状切欠き試験片を用い，水素ガス中，大気中における低合金鋼 SCM435 およびオーステナイト系ステンレス鋼 SUS304 の疲労寿命特性を取得した．さらに，それぞれの疲労き裂進展特性から環状切欠き丸棒試験片の疲労寿命を予測した結果，水素ガス中における疲労き裂進展特性と疲労寿命特性の関係は鋼種によって異なることが明らかとなった．

1. はじめに水素エネルギー関連機器の構成部材として，金属材料の幅広い利用が期待されているが，水素環境下において強度や延性が低下する水素脆化が問題となるため，使用できる金属材料は制限されているのが現状である．国際的に見ても，高圧水素機器の強度設計指針や材料の水素適合性試験の規格について統一がなされておらず，現在，国内外で議論が活発化している．
乗用車の自動車用圧縮水素容器関連では，GTR(Global Technical Regulation)-Phase Ⅱにおいて，材料の水素適合性試験法を統一する必要があるとされており，CHMC-1 や SAE-J2579 をベースに国際調和に向けた検討が始まっている 3)．金属材料の場合，
CHMC-1 4)では環状切欠き丸棒試験片を用いて水素環境下における疲労寿命特性を評価し，水素エネル
ギー関連機器の安全係数の考え方へ反映するとしている．日本では従来から平滑丸棒試験片を用いて評価を行ってきており，今後，水素適合性試験法の国際的な調和に向けて議論を進めるためには，日本においても環状切欠き丸棒試験片の疲労寿命特性について十分に把握し，その物理的意味を理解しておく必要がある．
図 1 に典型的な疲労き裂の発生と進展過程の模式図を示す．疲労破壊という現象は，一般的に疲労き裂の発生とそれに続くき裂の進展の段階にわけることができる．切欠きの無い平滑丸棒試験片にて取得された疲労寿命 Nf はき裂の発生寿命 Ni とき裂の進展寿命 Np の合計 (Nf = Ni + Np) となる．疲労き裂は表面において発生し，初期(第 1 段階)は繰返し荷重方向に対して傾いて進展する．ある程度進展した後(第 2 段階)には，繰返し応力軸に対して垂直方向に進展する．また，第 2 段階における疲労き裂進展特性はパリス則 (da/dN = C Km) で近似することができる．一方で，CHMC-1 に用いられるような環状切欠き丸棒試験片で取得された疲労寿命は，環状切欠きの形状によってはそれが環状き裂とみなされ，き裂の発生寿命 Ni ≈ 0 となり，疲労寿命の大半をき裂の進展寿命 Np が占める可能性がある．

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図 1 典型的な疲労き裂の発生と進展過程

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山辺らは，環状切欠き丸棒試験片を用い，将来的には燃料電池自動車の部品材料としても使用される可能性のある低合金鋼 SCM435 の 115MPa 水素ガス中および大気中における疲労寿命特性を取得し，疲
労き裂進展特性から予測される疲労寿命特性と比較した結果，両者はよく一致することを示している 5)．
つまり，環状切欠き丸棒試験片を用いて取得された
SCM435 の疲労寿命は，その大半をき裂の進展寿命Np が占めることを意味する．一方で，オーステナイ
ト系ステンレス鋼 SUS304 のように，SCM435 よりも降伏応力が低い材料については未検討である．
そこで本研究では，ASTM G142 で規定されている環状切欠き丸棒試験片を用い，0.7MPa 水素ガス中における低合金鋼 SCM435 およびオーステナイト系ステンレス鋼 SUS304 の疲労寿命特性(S-N 特性)を取得した．SUS304 については，大気中における疲労寿命特性も取得した．また，CT(Compact tension)試験片を用いて，水素ガス中および大気中での疲労き裂進展特性(da/dN-K) を取得した．さらに，取得した
疲労き裂進展特性を使って環状切欠き丸棒試験片の疲労寿命特性を予測した．環状切欠き丸棒試験片によって取得された疲労寿命特性は，き裂進展寿命が支配的なのか，き裂発生寿命も含むのか検討した．の形状および寸法を図 3 に示す．SUS304 については，大気中および 0.7 MPa 水素ガス中で試験を行った．試験温度は全て室温である．なお，SCM435 については，3.2 に述べる疲労寿命予測に必要なデータは先行研究 7)にて取得されたデータを参照した．
表 1 供試材の化学成分 (mass%, 残部は Fe)
CSiMnPSSCM4350.33

0.230.780.0110.006

SUS3040.06

0.420.840.0300.002

NiCrMo-1.10.298.118.2-

表 2 供試材の引張特性
0.2%耐力 (MPa)

引張強さ (MPa)伸び (%)

SCM43568086120SUS30427462863

2. 実験方法
2.1 供試材および試験片
供試材は低合金鋼 SCM435 およびオーステナイト系ステンレス鋼 SUS304 である．表 1 に各材料の化学成分を，表 2 に引張特性を示す．
2.2 疲労試験方法
疲労試験は高圧ガスチャンバーを備えた油圧サー
ボ引張圧縮疲労試験機((株)島津製作所製サーボパル
サーEHF-E 型)を用い，試験周波数 f = 1 Hz，応力比R = 0.1 で行った．試験片の形状および寸法を図 2 に示す．試験片は直径が 12.8 mm の丸棒の中央部に，深さ 3.2 mm の環状 V 字切欠きを有している．切欠き先端半径は 0.083 mm であり，応力集中係数 Kt は6.6 6)である．SCM435 については，大気中 5)，0.7 MPa
水素ガス中，および 115 MPa 水素ガス中 5)で試験を行った．SUS304 については，大気中および 0.7 MPa
水素ガス中で試験を行った．試験温度は全て室温である．
2.3 疲労き裂進展試験方法
疲労き裂進展試験は高圧ガスチャンバーを備えた油圧サーボ引張圧縮疲労試験機を用い，P 一定，試
験周波数 f = 1Hz，応力比 R = 0.1 で行った．試験片－2－(mm)
図 2 環状切欠き丸棒試験片

形状・寸法(mm)
図 3 CT 試験片

形状・寸法

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3. 実験結果と考察
3.1 疲労寿命特性と疲労き裂進展特性
図 4，図 5 に，SCM435 および SUS304 について大気中および水素ガス中で取得した疲労寿命特性を示す．応力振幅σa は荷重振幅を切欠き底の最小断面積で割って求めた．各図中には，円周切欠きを同一深さの円周き裂とみなし，da/dN−ΔK 関係から疲労寿命を予測した結果を実線および破線で，ΔKth の値を用いて疲労限度を予測した結果を鎖線で示している．
予測方法については 3.2 にて述べる．
いずれの材料についても，比較的低寿命の領域（Nf< 105）においては水素ガス中の疲労寿命は大気中と比べ低下した．一方，高寿命側の領域（Nf > 105）においては疲労寿命の低下は小さく，疲労限度の低下は確認されなかった．

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図 6，図 7 に大気中および水素ガス中におけるSCM435 と SUS304 の疲労き裂進展特性 da/dN-K を示す．SCM435 では，低K 領域でき裂進展速度の加速がほとんど見られないが，高K 領域では，明らかな加速が見られた．SUS304 についても，水素ガス中で加速が見られた．よって，水素ガス中において，疲労き裂進展速度が加速することが，水素ガス中における疲労寿命が大気中と比べ低下する原因であると考えられる．

5)5)

図 6 SCM435 の疲労き裂進展特性 7)

図 4 SCM435 の疲労寿命特性9)

図 7 SUS304 の疲労き裂進展特性

図 5 SUS304 の疲労寿命特性－3－

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3.2 疲労き裂進展特性から予測される環状切欠き丸棒試験片の疲労寿命特性
本研究において，試験片の環状切欠きを環状き裂とみなし，疲労寿命は第 2 段階における疲労き裂の進展寿命 Np のみであると仮定し，CT 試験片で取得した疲労き裂進展特性を用いて環状切欠き丸棒試験片の疲労寿命特性を予測した．予測結果と 3.1 に示した実験結果を比較することで，環状切欠き丸棒試験片によって取得された疲労寿命特性が，き裂進展寿命が支配的なのか，き裂発生寿命も含むのか判断できる．
第 2 段階におけるき裂の進展速度 da/dN(m/cycle)と応力拡大係数範囲 K (MPa・m0.5)の関係は式(1)のパリス則 10)で表される．ここで，C，m は材料定数である．
d𝑎𝑎= 𝐶𝐶 ∙ ∆𝐾𝐾 𝑚𝑚d𝑁𝑁(1)また，引張を受ける丸棒の環状き裂の応力拡大係数 KI は式(2)11)より求まる．
π𝑑𝑑𝑑𝑑
𝐾𝐾I = 𝐹𝐹I 𝜎𝜎net √𝐷𝐷(2)113𝐹𝐹I = (1 + 𝜆𝜆 + 𝜆𝜆2 − 0.363𝜆𝜆3 + 0.731𝜆𝜆4 )228{1 + 0.1 (𝜆𝜆 =𝑑𝑑𝐷𝐷,

122𝑐𝑐
2𝑐𝑐 2) (1 − ) }𝐷𝐷𝐷𝐷𝑐𝑐 =𝐷𝐷 − 𝑑𝑑2(3)また，それぞれの疲労限度th については，疲労き裂進展試験から取得されたKth (SCM435 についてはKth = 7.4 8), SUS304 についてはKth = 4.0 9))および式(5)を用いて求めた．先述したとおり，予測結果は図 4，図 5 に実線と破線，および鎖線で示している．
∆𝜎𝜎𝑡𝑡ℎ =∆𝐾𝐾𝑡𝑡ℎ√𝜋𝜋𝑎𝑎0(5)SCM435 では，疲労限度を含めた疲労寿命予測結果は概ね実験結果と一致したが，SUS304 では一致しなかった．SUS304 の予測結果が実験結果と一致しない理由としては，塑性域寸法(小規模降伏条件)や，繰返し塑性変形挙動の違いから説明できると考えられるが，今後の検討課題としたい．
4. おわりに環状切欠き丸棒試験片を用い，水素ガス中，大気中における SCM435 および SUS304 の疲労寿命特性を取得した．SUS304 については，CT 試験片を用い，水素ガス中，大気中における疲労き裂進展特性を取得した．また，環状切欠き試験片の疲労寿命特性とCT 試験片を用いた疲労き裂進展特性の関係について検討した結果，以下の知見が得られた．
・低寿命領域（Nf < 105）：水素ガス中の疲労寿命は大気中と比べ低下した．
・高寿命領域（Nf > 105）：水素ガス中の疲労寿命は大気中と比べ低下した．しかし、その低下は低寿命領域に比べ小さい．
・SCM435 について，実験結果と予測結果は，疲労限度を含め概ね一致した．一方，SUS304 については一致しなかった．両者の違いは，き裂の発生，き裂先端の降伏状態や，繰返し塑性変形挙動の違いから説明できると考えるが，今後の検討課題である．

ここで，D は丸棒の直径，net は切欠き底における応力，d はノッチ底直径である．
大気中および水素ガス中における da/dN-K 関係を累乗近似し，パリス則のパラメータ C, m を決定した．近似線を実線および破線で図 6，図 7 に示す．
次に，き裂長さ a について初期き裂長さ a0 から最参考文献
終き裂長さ af まで，き裂の進展寿命 Np について 01) San Marchi C, Somerday BP, Nibur KA.
からき裂進展寿命まで積分すると，式(4)が得られる．
Development of methods for evaluating hydrogen𝑎𝑎𝑓𝑓
1compatibility and suitability. International Journal
𝑁𝑁p = ∫∆𝑎𝑎(4)𝑎𝑎0 𝑑𝑑𝑑𝑑 ⁄𝑑𝑑𝑑𝑑of Hydrogen Energy 2014; 39: 20434-20439.
2) ASTM. G142-98 (Reapproved 2011) Standard test
環状切欠き丸棒試験片の場合，切欠きを環状き裂
method for determination of susceptibility of metalsとみなし，a0 は切欠き深さとし，式(4)を用いて各条
to embrittlement in hydrogen containing
件下における環状切欠き丸棒試験片の疲労寿命を求
environments at high pressure, high temperature, orめた．

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both. West Conshohocken, PA: ASTM international
2011.
3) Yamabe J, Matsunaga H, Matsuoka S. Strengthdesign
method of components used in high-pressurehydrogen gas in consideration of safety andeconomy. Journal of the Japan Welding Society
2016; 6: 332-336.
4) ANSI/CSA, CHMC 1-2014. Test method forevaluating material compatibility in compressedhydrogen applications – phase 1 – metals.
Mississauga, ON: Canadian Standards Application
2014.
5) Yamabe J, Matsunaga H, Furuya Y, Hamada S, Itoga
H, Yoshikawa M, Takeuchi E, Matsuoka S.
Qualification of chromium-molybdenum steel basedon the safety factor multiplier method in
CHMC1-2014. International Journal of Hydrogen
Energy 2015; 40: 719-728.
6) 野田尚昭, 西谷弘信, 高瀬康, 篠崎正孝. 切欠き形状の全範囲に対して正確な応力集中係数を与える計算式 (鋭い60°V形および鈍い円弧形切欠きを有する丸棒引張試験片). 日本機械学会
論文集 A編 1997; 63: 1926-1931.

佐賀県工業技術センター研究報告書7) 宮本泰介, 松尾尚, 小林信夫, 向家佑貴, 松岡三郎. 高圧水素ガス中におけるSCM435鋼の疲労寿命特性と疲労き裂進展特性. 日本機械学会論文集 A編 2012; 78: 531-546.
8) 竹内悦男, 古谷佳之, 蛭川寿, 松尾尚, 松岡三郎. 水素ステーション蓄圧器用SCM435鋼の疲
労き裂進展特性に及ぼす水素の影響. 日本機械学会論文集 A編 2013; 79: 1030-1040.
9) NIMS. Data sheets on fatigue crack propagation
properties for butt welded joints of SUS304-HP(18Cr-8Ni) hot rolled stainless steel plate - Effect ofStress Ratio -. NRIM Fatigue Data sheet No. 54
1986.
10) Paris PC, Erdogen F. A critical analysis of crack
propagation laws. Transactions of the ASME. Ser.
D, Journal of basic engineering 1963; 85(4):528-534
11) Nishitani H, Noda N. Tension of a cylindrical bar
having an infinite row of circumferential cracks.
Engineering Fracture Mechanics 1984; 20(9):675-686.

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