666に安全側評価）する傾向にあり，特に，降伏比（＝降伏応力/引張強さ）の高い高強度鋼においてこの傾向が著し

はじめにい．これは，破壊靭性試験片と構造要素の塑性域の発達
我が国では，溶接鋼構造物の不安定破壊評価手法とし様式の違いから，破壊靭性試験片の塑性拘束が構造要素て日本溶接協会規格 WES2805 1) があり，これまで船舶やに比べて厳しいことが原因している．最近，この塑性拘低温貯槽，海洋構造物，パイプラインなどの破壊評価に束差を補正して，破壊靭性試験結果から構造要素の破壊性

多くの適用実績がある．WES2805 は1976年に制定され，能をより適正に評価する手法が ISO 規格（ISO 27306 11)）

き裂先端開口変位（CTOD）を破壊駆動力として用いるとして公開された．

CTOD 設計曲線を採用している．1980年に信頼性評価工以下では，WES2805 の破壊評価手順，FAD 法による学の概念を取り入れて一部改正，1997年に破壊力学・破溶接継手の破壊評価手順（BS7910 を例に記述），および，

壊靭性評価手順の進歩をふまえて全面改定された後，最ISO27306 の塑性拘束補正手法ついて簡単に述べる．

近の破壊力学研究の成果に基づいて評価精度向上を図る
べく2007年に２度目の全面改定がなされた．

日本溶接協会規格 WES2805

CTOD 設計曲線を用いる破壊評価法は，BurdekinStone の研究 2) を基に英国溶接研究所（TWI）で提案されWES2805 は，構造的不連続部などの応力・ひずみ集中た方法で，本家の英国では規格ドラフトの PD6493 に採部から比較的大きな塑性変形を伴って脆性破壊が生じる

用されていた．しかし，1991年の PD6493 改訂版から破場合の破壊評価法で，構造要素に作用するひずみからき

3)

壊評価線図 FAD（Failure Assessment Diagram）を用

裂先端開口変位（CTOD, δ）を求め，それを材料の破壊いる方法に切り替わり，現在の英国規格 BS7910 4) となる

抵抗値（破壊靭性値）δcr と比較することで，当該構造かに 至 っ て い る ． FAD は ， 英 国 中 央 電 力 庁 CEGBらの脆性破壊の可能性を判断する．WES2805 は，他の破（Central Electricity Generating Board）の R6 アプロ

壊力学的手法と同様に，①き裂を有する構造要素の破壊ーチ 5)（最新版は文献 6)）に導入されたのが最初で，現在限界評価，②構造要素の健全性確保のための材料の必要では，BS7910 の他，欧州統一破壊評価手順である FIT-

破壊靭性値の評価，③構造要素の欠陥許容限界評価，のNET 7，8)，その前身の SINTAP 9)，米国石油協会（API）

３様式の破壊評価に適用できるが，ここではき裂やきずと機械学会（ASME）の合同規格 API 579-1/ASME FFS-などの欠陥許容判定（図１）を例にとって評価手順を概

1

説する．

10)

など，欧米の供用適性評価（Fitness-for-Service

Assessment）手順に広く採り入れられている．

（1）欠陥寸法の特性化

これらの破壊評価法では，「破壊靭性試験片の破壊抵抗検査で見つかる欠陥は表面欠陥，埋没欠陥，板厚貫通値（破壊靭性値）＝構造要素の破壊抵抗値」とする破壊

欠陥など様々であるが，それらをすべて無限平板に存在基準が一般に適用されている．しかし，この破壊基準でする等価な板厚貫通き裂へと置き換える．この置き換え

は，しばしば構造要素の実破壊性能を過小に評価（過度には線形弾性破壊力学を適用し，欠陥像をモデル化した
き裂と応力拡大係数 K が等しくなる無限平板の板厚貫通き裂の寸法を求める（これを等価貫通き裂寸法という）．欠陥は厳しめにモデル化し，欠陥像を覆う半楕円表
40

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南：溶接構造の健全性評価

667

図1 WES2805 による欠陥評価手順

面き裂（表面欠陥の場合），楕円き裂（埋没欠陥の場合），

表1

溶接残留応力によるひずみε2 の評価のための係数αR

板厚貫通き裂（部材厚さの 1/2 を越える深さの表面欠陥の場合など）にモデル化する．表面欠陥や埋没欠陥では，
K 値がき裂前縁に沿って変化するので，その最大値 Kmaxを適用する．
（2）き裂の作用ひずみの評価
き裂に作用するひずみ（局所ひずみ）εを次式で算定する．
………………
（1）
ここで，ε1：境界力によるひずみ（き裂に作用する公称の応力/縦弾性係数 E），ε2 ：溶接残留応力によるひず存在するき裂の CTOD は，残留応力のない平板が 0.6εY

み，ε3：応力・ひずみ集中によるひずみ増分．

の作用ひずみを遠方で受ける場合の CTOD にほぼ等しい

溶接残留応力によるひずみε2 は，ことによる）………………
（2）

また，応力・ひずみ集中によるひずみ増分ε3 は，評価対象部のひずみ集中係数用いてで定義し（εY：材料の降伏ひずみ），係数αR は，き裂の………………
（3）

種類と溶接線に対するき裂の方向に応じて表１で与える．（例えば，溶接線に直角なき裂ではαR＝0.6 となってで評価する．ひずみ集中係数

いるが，これは溶接部近傍で溶接線方向に材料の降伏応

的な弾性応力集中係数と材料のひずみ硬化指数 n から求力レベルの残留応力が存在した場合，その残留応力場にめる（詳細は WES2805 を参照）．

は，評価対象部の平均

溶接学会誌 第 79 巻（2010）第 7 号

41

668

ながらも，多分に決定論的立場をとっており，最終的には安全側の判定となるように工学的単純化を図っている．しかしながら，国内外の構造設計や欠陥評価基準 4，18)
において，強度や外力の不確実性を考慮した信頼性工学的手法が開発されており，WES2805 でもそれに対応すべ
く，評価の信頼性を一定に保つための部分安全係数を採り入れた手順を附属書で示している．

FAD（ Failure Assessment
Diagram）法
3.1

FAD 法の概要

FAD 法は，次の二つの評価基準① 線形弾性破壊力学による破壊評価：応力拡大係数 K が
材料破壊靭性値（FAD 法では破壊靭性値を Kmat と表
図2 WES2805 の CTOD 設計曲線と鋼管T継手に存在する
き裂への適用記）に達したときに脆性破壊が発生，② 塑性崩壊による limit load 評価：外荷重 F が崩壊荷重
FL に達したときに塑性崩壊が発生，を上下限として，その中間域（通常は中間域の破壊現象
が多い）の破壊を横軸に load ratio Lr(=F/FL )，縦軸に
fracture ratio K r (=K /K J=K /Kmat ) をとった破壊評価曲線（3）き裂の破壊駆動力の評価
無限平板の板厚貫通き裂（長さ）に特性化された

FAC（Failure Assessment Curve）

き裂の破壊駆動力を，次式の CTOD 設計曲線（図２）で………………
（6）

評価する．

を用いて，完全脆性破壊から塑性崩壊までを包括的に評……
（4）価しようとする手法である．ここで，K ：評価対象部材の応力拡大係数（負荷レベルによらず弾性体での K 評価式を適用），
K J：評価対象部材の J 値（弾塑性破壊力学パラメー

この CTOD 設計曲線は，多くの数値解析と大型実験の結果をもとに決定されている．ここで，ひずみεは式 (1) でタ）から換算した応力拡大係数算定されるが，このひずみεはき裂の存在しない場合にで，FAC はいわば応力拡大係数の弾性成分と弾塑性成分

き裂想定部に働く局所ひずみである．このような局所ひの比を表している（ある荷重レベル F で破壊が生じたとずみを適用するのは，評価対象部が元々無欠陥状態で構すると，その時の K r は破壊時の K/K J であり，結局，各造として予期されるひずみに耐えればよいとの思想に基

荷重レベルでの K/K J を連ねた曲線が FAC として得られづく．

ることになる）．通常，評価対象部材の弾塑性破壊限界（4）材料の破壊靭性値δcr の決定

は，破壊靭性試験片の弾塑性破壊限界 Kmat と等しいと考CTOD 破壊靭性試験によって，評価に用いる材料の破えるので，FAD では K J は Kmat で置き換えられる．
応力拡大係数 K の代わりにき裂先端開口変位 CTOD

壊靭性値δcr を決定する．CTOD 破壊靭性試験は，WES
1108 12) または WES 1109 13) によるが，これらに準じる試験を指標にすると，縦軸の fracture ratio は

規格（ISO 12135 14) や BS 7448 15，16) など）を用いて行ってと表記されるが，もよい．破壊靭性値δcr は，評価温度における３個の試験たものと同じである．ここで，より結局 FAC は K を指標とし：評価対象部材の結果の最低限界 CTOD を採用する．同一試験条件においCTOD の弾性成分，δmat：評価対象部材の CTOD 弾塑性

て３個以上の試験データがあるときには，３個の最低値

破壊靭性値．

と等価な値（MOTE）17) を用いる．

では，応力拡大係数 K から

なお，破壊靭性試験をしようとも，やむを得ない理由

は，例えば平面応力状態にある広幅平板で算出される（σY：材料の降伏応力）．

でそれができない場合には（既設構造物で破壊靭性試験デDugdale モデル 19) を用いて，FAC について考える．

ータが残されていない場合など），シャルピー衝撃試験結Dugdale モデルによると，長さ 2c の貫通き裂を有する無果から破壊靭性値δcr を推定する手順が与えられている．

限平板が遠方でき裂に垂直に負荷（作用応力σ）を受け（5）判るとき，CTOD は次式で算出される．

定以上の手順で求まったき裂の破壊駆動力が次の条件………………
（7）………………
（5）を満たす場合，当該欠陥は許容されると判断する．
WES2805 は，材料強度や外力の不確実性は念頭に置き
42

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降伏規模によらず，δmat＝Kmat2 /EσY を満たすδmat(Kmat)で破壊すると考えると，

南：溶接構造の健全性評価

669(a) 構造部材の破壊安全性評価

図3 PD6493（1991, 1997年版）レベル2 FAD………………
（8）となり，作用応力σのときの応力拡大係数（負荷レベルによらずに K の弾性解を適用した見かけの応力拡大係数）を適用すると，次式が導かれる．
……
（9）
Dugdale モデルでは，塑性崩壊は作用応力σ＝σY の時と(b) 材料の必要破壊靭性値の決定
図4

FAD 法による破壊評価の概念図（σD：設計応力）なるが，塑性崩壊は部材のネット断面平均応力σnet（き裂を除く残り断面の平均応力）が材料の流動応力σflow（＝(σY＋σT)/2：降伏応力と引張強さの平均値）に達したとと判断する．当該構造部材が破壊に至らないための材料

きに起きるとする考え方が一般的で，1991年および1997の必要破壊靭性値 KmatR (δmatR) も，評価点が FAC の内側

年の PD6493 では，式 (9) において Sr＝σref /σflow と置いたに存在するように Kmat (δmat) を選定することで決定できものをレベル 2FAD に適用している（σref は部材の参照

る．

応力で，通常σnet が用いられる）．こうして得られるFAC

このように，FAD 法は，構造部材の応力拡大係数 K のを図３に示す．Dugdale モデルによる FAC は，Sr の大弾性解を用いるだけで脆性破壊から塑性崩壊までを包括きな領域では精度が不十分なため，1999年に PD6493 が的に評価できるようにしているのが特徴である．き裂部BS7910 と改訂されてからは採用されず，後述の形の材の応力拡大係数 K の算定には，一般にハンドブック 20)

FAC となっている．

を用いる．

FAD 法による破壊評価は次のように行う（図４）．き裂

FAD 法によって構造部材の破壊安全性評価を行うにを有する構造部材の破壊駆動力を，負荷レベル（降伏規は，破壊評価曲線 FAC をいかに定めるかがポイントであ模）によらず応力拡大係数 K の弾性解（または CTOD

り，各国の機関 4，6，7，10) では多くの研究をもとに破壊評価の弾性成分）で評価する．従って，破壊駆動力としての結果が安全側となるように FAC を与えている．

は，load ratio L r（図４で3.2

BS7910-FAD による溶接継手の破壊評価手順

英国規格 BS7910-2005 4) では，破壊評価のレベル分けをはL r＝σref /σY）に対して線形に変化する． ここで，材料した FAD を導入している（図５）．

の破壊靭性値 Kmat が与えられたとき，設計荷重 FD（設計Level 1 : Simplified assessment

応力σD）に対して，の評価点が FAC の内側に位置すれば当該FAD 法を用いる場合（Level 1A）と，用いない場合（Level 1B）があり，FAD 法を適用する場合は，FAC
を次のように設定する．

構造部材は破壊しない（安全），の評価点が FAC の外側に位置すれば当該構造部材は破壊する（非安全），……
（10）
ここで，Sr＝σref /σflow（σref : 部材の参照応力で，通常，
ネット断面の平均作用応力σnet を用いる，σflow : 流動応力
溶接学会誌 第 79 巻（2010）第 7 号

43

670

(a) レベル1A FAD(b) レベル2A FAD
図5

表2

BS7910 による破壊評価線図

BS7910 における溶接残留応力の取扱い(a) レベル1A FAD
図6(b) レベル2A FAD
残留応力の影響を考慮した BS7910 の破壊評価線図（= (σY +σT) / 2）．Level 1A の評価は，旧 PD6493 3) と整

ここで，Lr＝σref /σY，塑性崩壊限界 Lr, max＝(σY +σT)/2σY，合している．

E : 縦弾性係数，εref : 真応力-真ひずみ曲線上でσref（ネLevel 2 : Normal assessment

ット断面の平均作用応力σnet）に対応するひずみ．

材料の応力-ひずみ曲線に関する情報がない場合（Level

Level 2 評価は，加工硬化の大きな材料や，延性き裂成2A）と，ある場合（Level 2B）に対して，FAC を次のよ

長 を 伴 う 場 合 の 破 壊 評 価 に 向 い て い る （ 式 (12) はうに設定している．

Ainsworth の平面応力状態での J 積分の近似解 21) をベースにしている）．Level 2B を適用する場合は，材料の真応力-真ひずみ曲線が必要で，σref に対応するεref は真応
力-真ひずみ曲線より算出する．一方，Level 2A の FAC
………
（11）

は，Level 2B の FAC を基礎として，種々の材料・部材
形状に対して安全側の破壊評価となるように定式化され

………
（12）

ている．もし，Level 2B よりも精度の高い評価を行いた
い場合（Level 3 評価）には，当該構造部材の FAC を３

44

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南：溶接構造の健全性評価

671

次元弾塑性 FEM 解析で求める．
溶接継手の破壊評価を行うときには，破壊駆動力の K rは次式で算定する．
………………
（13‐1）……………
（13‐2）
ここで，K：外力による K 値，KR：溶接残留応力によるK 値，ρ：１次応力と残留応力などの２次応力が存在する場合の塑性補正係数で，0 < L r < 1.05 では概ね ρ<
0.2，1.05 ≤ L r ではρ＝0（詳細は BS7910 の Annex R 参照）．KR の解析に用いる残留応力は，表２のように設定する．

図7

広幅引張平板と破壊靭性試験片のき裂先端近傍の応力状態の比較（広幅平板が大きな塑性域を伴う変形レベルでの比較）

溶接部の強度的ミスマッチは，継手の塑性崩壊荷重に影響を及ぼしうる．強度的ミスマッチの影響も考えた
Level 2 評価を行う場合は（塑性崩壊に近い破壊モードを取り扱う場合と思われる），load ratio を L r＝F / FL mis で評価する．ここで，FL mis は強度的ミスマッチを有する場
合の塑性崩壊荷重 22)．なお，破壊靭性値 Kmat も強度的ミスマッチの影響を受ける場合があるので，FAD 評価に適用する破壊靭性値 Kmat には注意が必要である旨がコメントされている（BS7910 Annex I）．
これらの因子の影響を考えた，溶接継手の破壊評価曲線を図６に概念的に示す．

構造要素の破壊性能評価における拘束緩和補正（ISO 27306）
4.1

従来の破壊力学的手法の問題点

上述した破壊力学的手法では，「破壊靭性試験片の破壊

図8 等価 CTOD 比βの定義25)

抵抗値（破壊靭性値）＝構造要素の破壊抵抗値」とする
破壊基準が一般に適用される．しかし，最近の製鋼技術

この問題を打破し，き裂材の形状，寸法，負荷様式にの進歩によって多岐の特性をもつ鋼材が開発され，それよらず材料固有の破壊抵抗値を評価できるパラメータとらが適用される構造様式も変化に富むようになると，従してワイブル応力 23) が提案され，その有効性が検証されて来の破壊力学的手法では十分に対応しきれなくなってききた 24)．しかし，ワイブル応力は３次元 FEM 解析を併用た．それは，従来法によると過度に安全側の評価結果

した数値解析を必要とし，一般の構造設計者，技術者に（構造破壊性能の過小評価，または材料要求破壊靭性値

は馴染み難い．そこで，図８に示すように，き裂をもつの過大評価）となりがちなことである．この傾向は降伏構造要素と破壊靭性試験片が等価なワイブル応力を呈す比（＝降伏応力/引張強さ）の高い高強度鋼において特にる CTOD の対応関係を考えた等価 CTOD 比 25)

著しく，大型構造物への高強度鋼の適正利用を阻害する………………
（14）

要因の一つになっている．
従来の破壊評価手法が過度に安全側の評価結果を与えがちなのは，破壊靭性試験片と構造要素の塑性拘束の違いを考慮していないことによる．破壊靭性試験片は曲げ

ここで，δ：破壊靭性試験片の CTOD,
δWP：破壊靭性試験片と同ワイブル応力レベルとなる構造要素の CTOD

負荷による中立軸の存在のために強変形領域がき裂先端が提案され，その工業化を図った手法 26) が2009年５月に近傍に限られ，周囲との変形差の大きな状態を示す．言ISO 規格（ISO 27036 11)）として誕生した．

い換えれば，き裂先端近傍の塑性域が周囲の弾性域に拘本規格は，経済産業省基準認証研究開発事業「鉄鋼材束された状態（塑性拘束の強い状態）にある．これに対料の破壊靭性評価手順の標準化, IST プロジェクト」（期して，構造要素の負荷形態は主に引張で，塑性域が自由間：2002年11月〜2005年３月，プロジェクトリーダー：に発達できるため，き裂先端近傍の拘束が緩和されやす

南二三吉，研究開発実施団体：㈶金属系材料研究開発セい（図７）．このような拘束緩和によって，構造要素ではンター）の成果をもとに規格化をはかったもので，プロ

き裂先端近傍の応力レベルが破壊靭性試験片ほども高く

ジェクト名称にちなんで IST 手法と呼んでいる．以下，ならず，脆性破壊限界が見かけ上大きくなる．

その概要を述べる．
溶接学会誌 第 79 巻（2010）第 7 号

45

672

図9

26)
CTOD 破壊靭性値の拘束緩和補正手法（IST method）

26)
図10 等価 CTOD 比βの算定フロー（レベル II, III 評価）

46

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南：溶接構造の健全性評価

673

4.2

ISO27306 の骨子

等価 CTOD 比βは，き裂寸法・形状や材料の降伏比

ISO 27036（IST 手法）は，脆性破壊が問題となる鋼構

YR などの関数としてノモグラフで与えて標準化してい造物全般を対象とし，標準破壊靭性試験片（0.45 ≤ a0/W

る．βは， 0 <β< 1 の範囲にあり，降伏比 YR の高い鋼

≤ 0.55 の三点曲げ，あるいは，コンパクトタイプの破壊材（高強度鋼），靭性レベルの高い鋼材（厳密には形状パ靭性試験片，a0：疲労予き裂を含む初期き裂長さ，W：ラメータ m の大きな鋼材）ほど小さくなる傾向にある

試験片幅）で得られる CTOD 破壊靭性値を，構造要素の（従来の評価手法では常にβ＝1）．

等価な限界 CTOD（破壊駆動力としてのワイブル応力が等 価 CTOD 比βを 用 い る と ， 構 造 要 素 の 破 壊 限 界

等価な CTOD）に換算する手順，あるいはその逆手順をCTOD, δWP, cr は，破壊靭性試験片の限界 CTOD, δcr から与えるものである．破壊駆動力が等価な CTOD への換算

δWP, cr＝δcr/βと算定され，これによって構造要素の塑性は，等価 CTOD 比βを用いて行う．

拘束緩和を補正した破壊評価が行える．また，想定欠陥

構造要素としては，広幅引張平板とみなせるような，に対して構造要素が破壊しないための必要破壊靭性δcrR

部材寸法（長さ，幅）に比べて十分小さいき裂をもつ次（標準破壊靭性試験片の必要限界 CTOD）は，構造要素の４タイプの構造要素を対象とする．

の必要抵抗δWP, crR からδcrR＝β･δWP, crR と算出され，従来CSCP（中央表面き裂平板）：第３者による表面傷を想定した広幅構造要素

よりも合理的な破壊靭性要求が可能となる．
図９に，この手法の位置づけを，破壊靭性試験結果か

ESCP（端部表面き裂平板）：部材端部の幾何学的応力ら構造要素の破壊性能を評価するフローを例にとって示

集中部から疲労や地震による繰返し荷重で生す．破壊靭性試験は既存の手順（ISO 12135 など）に従じる表面き裂を想定した広幅構造要素って行い，構造要素の破壊性能評価には各国で十分にオ

CTCP（中央貫通き裂平板）：中央表面き裂平板でき裂が十分深くなったものを想定
ETCP（端部貫通き裂平板）：端部表面き裂平板でき裂が十分深くなったものを想定

ーソライズされた方法を適用する．
4.3

等価 CTOD 比βの評価レベルと算定手順

等価 CTOD 比βの算定には，鋼材の機械的性質や想定き裂の寸法などの情報が必要で，本規格では次の３段階

ESCP, ETCP は，両側き裂と片側き裂の双方を対象としの評価レベルを設定している．どの評価レベルを適用すている．溶接構造物では融合不良やアンダカット，割れ

るかは，当事者間の合意による．

などの溶接欠陥が想定き裂の代表的なものであるが，溶レベル I：簡易評価レベル．評価対象の構造要素につい接継手では強度的不均質や残留応力の影響を考える必要てβを算定するのに必要な情報が必ずしも全て得られてがあるので，現時点では溶接継手は取り扱っていない．

いない場合に該当．構造要素の塑性拘束緩和を小さめに(a) CSCP 広幅平板(b) ESCP 広幅平板（両側き裂）(c) CTCP 広幅平板(d) ETCP 広幅平板（両側き裂）

図11 広幅平板の等価 CTOD 係数β0のノモグラフの例26)
溶接学会誌 第 79 巻（2010）第 7 号

47

674

見積もって，βを 0.5 と設定する（非常に特殊な場合を除（CTCP），中央表面き裂（CSCP），端部貫通き裂

き安全側の評価）．

（ETCP），端部表面き裂（ESCP）の４タイプ．

レベル II：標準の評価レベル．当該構造要素の機械的・き裂寸法：CTCP，CSCP，ETCP, ESCP の各き裂に特性（降伏比 YR），形状パラメータ m，想定き裂のタイ対して，次の範囲で等価 CTOD 比βを決定できるノモ

プ・寸法に応じて，ノモグラフを用いてβを算定．このグラフを与えている．

とき，パラメータ m には参照値を適用し，破壊評価結果

CSCP: 2c ≥ 16 (mm), 1 ≤ a ≤ 6 (mm), t ≥ 25 (mm)が安全側となるように m を材料の下限的な値に設定する

ESCP: 2c ≥ 24 (mm), 1 ≤ a ≤ 6 (mm), t ≥ 25 (mm)

（材料の限界 CTOD の平均値，δcr < 0.05 mm のときは

CTCP: 5 ≤ 2a ≤ 50 (mm)m＝10，δcr ≥ 0.05 mm のときは m＝20 とする．材料のETCP: 5 ≤ 2a ≤ 30 (mm)

限界 CTOD は，厚さ 25 mm の試験片に換算して評価）．

ここで，2c：表面き裂長さ，a：表面き裂深さ，2a：板レベル II では，おおむね 0 <β< 0.5．

厚貫通き裂長さ，t：材料の厚さ．

レベル III：材料の形状パラメータ m に応じた評価レ

・材料の降伏比 YR：YR＝0.6〜0.95 の範囲でβをノモグ

ベル．m が既知，あるいは，十分な数の破壊靭性試験データから統計的手法（最尤推定法）で m 値を決定できる

ラフ化している．
・材料のワイブル形状パラメータ m：m＝10〜50 の範囲場合に該当．レベル II と比較すると，β（レベル III）

でβをノモグラフ化している．m は材料定数で，本規<β（レベル II）となる．

格では Annex A もしくは Annex B で破壊靭性試験結果から m 値を決定する手順を与えている．

等価 CTOD 比βは，図10に示すように，次の手順で算定する（レベル I 評価ではβ＝0.5 と与えるので，以下で4.5

はレベル II，III 評価の手順を記載）．

ISO 27036（IST 手法）を適用して，FAD 法によって適用例

ステップ１：対象構造要素のき裂タイプ，き裂寸法，材400〜780 MPa 級構造用鋼の広幅引張試験体（CTCP,

料の降伏比 YR を設定する．

CSCP, ESCP）の脆性破壊強度を破壊靭性試験結果から

ステップ２：形状パラメータ m を設定する．レベル II評価した結果 11) を図12に示す．なお，破壊評価曲線 FAC

では m を材料の下限的な値に設定する（板厚 25 mm 換 算 の 平 均 限 界 CTOD, δcr <0.05 mm の場合は m＝10，δcr ≥ 0.05 mm の場合は m＝20）．本規格の Annex A に各種鋼材の限界 CTOD とパラメータ m の関係を記載．レベル III では，十分な数の破壊靭性試験データから統計的手法（最尤推定法）で m 値を決定する．Annex B に m 値の決定手順を記載．
ステップ３：き裂タイプに応じたノモグラフ（図11）から，基準寸法のき裂の等価 CTOD 比β0 を読みとる．（等価 CTOD 比βはき裂寸法にも依存するので，ノモグラフは基準寸法のき裂に対して与えている．）
ステップ４：β0 をもとに，図10のき裂長さ換算式（数値
解析結果を基に設定）で当該き裂の等価
CTOD 比βを計算する．
4.4

規格の適用範囲

ISO 27036（IST 手法）は，構造用鋼の脆性破壊を対象とし，以下の条件・範囲で等価 CTOD 比βを標準化している．
・破壊靭性試験片：初期き裂長さ a 0（機械切欠き長さと疲労予き裂長さの合計寸法）と試験片幅 W の比が 0.45
≤ a 0 /W ≤ 0.55 の標準三点曲げ試験片，もしくは，コン

図12

パクト試験片を用いる．破壊靭性試験片の厚さは，構造要素の材料厚さに等しいとする．
・材料の破壊靭性レベル：破壊靭性試験片が巨視的に延性き裂成長を伴わずに脆性破壊する範囲（延性き裂長さ≤ 0.2 mm）を対象とする（ただし，小規模降伏で破壊する極低い靭性レベルは除く）．
・構造要素：き裂寸法に比べて十分広幅とみなせる引張
平板要素を対象とする．き裂タイプは，中央貫通き裂
48

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広幅引張平板の脆性破壊性能評価（FAD 評価）へのISO27306 の適用

注1：ISO27306 では等価 CTOD 比βの算定に３レベルを設定しているが，ここではレベルII評価を適用．
注2：材料の破壊靭性値（破壊靭性試験片の限界 CTOD, δcr）には３本の試験結果の最低値，もしくはそれに相当する値を使用．
注3：BS7910 Level 2B-FAD 曲線の設定には材料の応力-ひずみ曲線が必要で，ここでは 490 MPa 級鋼材の応力-ひずみ曲線を用いた FAD 曲線を表示．

南：溶接構造の健全性評価

675(a) 供試継手と試験片
図13

等価 CTOD 係数βを適用した X80 鋼溶接継手の FAD 評価28)には，英国規格 BS7910-2005 のレベル 2A，および，レベル 2B の破壊評価曲線を用いた．従来の評価手法（β＝1：構造要素の破壊抵抗値＝破壊靭性試験片の破壊抵抗値とする手法）では，破壊評価点が破壊曲線よりもかなり上側に位置し評価精度が悪いのに対して，IST 手法を適用して広幅試験体の破壊抵抗値をδWP, cr＝δcr /βと算定す
ると，破壊評価点が破壊曲線周辺に集まっているのがわ
かる．すなわち，従来手法に比べて高精度な破壊評価ができている．なお，図12の例では，等価 CTOD 比βは0.12〜0.27 であり（βの値は各鋼材の降伏比，き裂タイプ，き裂寸法による），広幅試験体は破壊靭性試験片よりも約４倍〜８倍（＝1/β）大きな CTOD で脆性破壊することを意味している．
ISO 27036（IST 手法）は，構造要素の脆性破壊評価における拘束緩和補正を取り扱っているが，その後の研究 27)
により，溶接継手で母材と溶接金属の強度差が ±20％ 程
度までであれば，溶接金属や熱影響部にき裂をもつ場合にも，ISO 27306 の等価 CTOD 比βは第一近似としてほぼそのまま適用できることが示された．これは，き裂先端近傍の応力場は母材と溶接部の強度的ミスマッチの影
響を受けるものの，その影響は破壊靭性試験片にも構造
要素継手にも同様に現れるので，等価 CTOD 比βでみると強度的ミスマッチの影響が分母分子でキャンセルされることによる．図13は，ISO 27036 の等価 CTOD 比βを適用して，ラインパイプ用 X80 鋼（API 5L）広幅溶接継手の破壊性能を破壊靭性試験結果から評価したものである 28)．従来の破壊力学的手法（β＝1）では，広幅溶接継手の破壊性能が過度に安全側に評価されているのに対し，等価 CTOD 係数βを適用すると，評価結果が破壊曲線（FAC）の近くに位置し，合理的な破壊評価ができているのがわかる．
なお，ワイブル応力を用いた破壊評価手法とその破壊評価規格への導入については一連の文献 24，29−31) で解説しているのでそれを参照されたい．

(b) 破壊評価結果

参考文献
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溶接学会誌 第 79 巻（2010）第 7 号

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溶接接合教室−基礎を学ぶ−

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