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INSS JOURNAL Vol. 19 2012 NT-2

溶接残留応力解析の米国 NRC 国際ラウンドロビンへの参加―PWSCC 防止プログラムにおける応力解析と検証―
Joining U.S. NRC International Round Robin for Weld Residual Stress Analysis―Stress Analysis and Validation in PWSCC Mitigation Program―前川

晃 (Akira Maekawa)＊ 1

芹澤

久 (Hisashi Serizawa)＊ 2

村川英一 (Hidekazu Murakawa)＊ 2

要約 加圧水型原子力発電所のニッケル基合金異材溶接部において発生する一次冷却水応力腐食
割れの精度の高い進展予測評価には，適切な信頼性を持った溶接残留応力評価手法の確立が必要である．米国原子力規制委員会は，溶接残留応力解析手法の改善と得られた残留応力解析値に含まれる不確かさを評価するために，溶接残留応力解析の国際ラウンドロビンを実施した．本論文
では，著者らのラウンドロビンへの参加結果を報告する．加圧器サージ管台モックアップのニッ
ケル基合金異材溶接部を対象にいくつかの条件下で残留応力解析を行った．これらの残留応力解析結果から，開発中の反復サブストラクチャー法を用いた溶接シミュレーションコードの検証と溶接残留応力へ影響を与える因子の抽出ができた．
キーワード

一次冷却水応力腐食割れ，異材溶接，溶接残留応力，解析精度，溶接シミュレーション，検証，加圧水型原子力発電所，加圧器，米国原子力規制委員会，ラウンドロビン

Abstract
It is necessary to establish properly reliable weld residual stress analysis methods
for accurate crack initiation and growth assessment of primary water stress corrosion cracking(PWSCC) , which may occur in nickel-based dissimilar metal welds in pressurized water
reactors. The U.S. Nuclear Regulatory Commission conducted an international round robin for
weld residual stress analysis to improve stress analysis methods and to examine the uncertainties
involved in the calculated stress values. In this paper, the results from the authorsʼ participationin the round robin were reported. In the round robin, the weld residual stress in a nickel-based
dissimilar metal weld of a pressurizer surge nozzle mock-up was computed under various analysis
conditions. Based on these residual stress analysis results, a welding simulation code currently
being developed that uses the iterative substructure method was validated and affecting factors
on the analysis results were identified.
Keywords

Primary water stress corrosion cracking, Dissimilar metal weld, Weld residual stress,
Analysis accuracy, Welding simulation, Validation, Pressurized water reactor, Pressurizer,
U.S. Nuclear Regulatory Commission, Round robin

1. はじめに技術が進歩してきた．しかし，予測計算では解析の前提条件や方法論が解析者に依存していることから，予加圧水型原子力発電所の一次系配管系異材溶接部は測される残留応力も異なる場合がある．

一次冷却水応力腐食割れ（PWSCC）(1)(2)の影響を受

PWSCC を防止する方法の一つとして溶接残留応力

け易い部位である．PWSCC は異材溶接部内の応力状の改善法が提案されている．現在，ピーニング法 (3)-態に大きな影響を受け，引張残留応力が PWSCC の(6) や高周波誘導加熱応力改善法（IHSI）(7)，レーザ

駆動力となる．よって，残留応力の適切な予測手法や外面照射応力改善法（LSIP）(8) などが実用化されて計測手法が亀裂発生と進展の評価に必要である．最近

いる．最近，米国では，新しい残留応力改善手法としのコンピュータ技術の進歩により溶接残留応力の予測て，ウェルドオーバーレイ（WOL）工法の利用 (9) -＊1＊2(株)原子力安全システム研究所 技術システム研究所
大阪大学 接合科学研究所

INSS JOURNAL Vol. 19 2012 NT-2

51(11) や機械的応力改善法（MSIP）(12)(13) が提案されてとともに，ラウンドロビンで提示された課題に対するいる．また，インレイ溶接 (14) やオンレイ溶接のよう

ISM コードによる解析結果を報告する．ISM コード

なクラッディング手法は PWSCC の影響を受けにくの高精度で高速計算する解析性能について検証した．

い溶接金属層を追加するので，一次冷却水環境からのさらに，ラウンドロビンの結果をもとに PWSCC の遮断となる．しかしながら，これらの手法は溶接部の影響を受けやすい異材溶接部の溶接残留応力につい

残留応力にどのような影響を与えるのかが明確ではなて，セーフエンド溶接後とステンレス鋼配管の溶接後いことから，その技術評価には適切な信頼性を持ったに生じた応力分布形状やその変化を考察した．また，溶接残留応力評価手法の確立が必要である．

溶接施工手順の影響や解析モデリング手法の影響につ

米国原子力規制委員会（NRC）は異材溶接部の残いても考察した．

留応力シミュレーションの解析手法の改善と得られた
残留応力解析値に含まれる不確かさを確認するために，溶接残留応力解析検証プログラムを開始した．プ

2. PWSCC 防止プログラムと溶接残留応力解析検証プログラム

ログラムは４つのフェーズから構成されており，その中で，第２番目のフェーズが溶接残留応力解析の国際
ラウンドロビン(15) として実施された．

加圧水型原子力発電所における経年化事象の一つとして，一次系圧力バウンダリーの損傷を引き起こす可国際ラウンドロビン (15)-(17) では，図１に示す加圧能性のある PWSCC がある．PWSCC は圧力容器や蒸水型原子炉の加圧器サージ管台モックアップの異材溶

気発生器，加圧器の管台等のニッケル基合金を用いた接部の残留応力の予測が対象であり，温度履歴や残留異材溶接部に多数報告(1)(2)されている．

応力が測定値と比較された．ラウンドロビン参加者は米国においても PWSCC は保全上の重要課題とし自己の解析結果を NRC へ提出する前に測定結果とのて認識されており，PWSCC の駆動力となる溶接残留比較ができない，いわゆるブラインド解析を実施し応力の軽減処理方法や PWSCC に対する感受性が低た．このやり方により，残留応力予測に伴う不確かさい溶接材料を用いた補修溶接を行い一次系冷却水環境が検証された．

からの遮断といった対策が産業界から提案されてい著者ら (18)-(21) は，村川ら (22)-(27) が開発した反復サる．米国 NRC は PWSCC に対する適切な規制要求のブストラクチャー法を利用した溶接シミュレーション検討を開始しており，産業界が提案する PWSCC 防コード（ISM コード）の開発を行っており，この解止法の評価や一次系配管の破壊確率の極めて小さい析コードの検証も兼ねてラウンドロビンへ参加(28)しPWSCC 管理方策の開発を目的として，具体的なプロた．この解析コードは従来の解析コードに比べ高速計

グラムを策定している．

算が可能であることから，全パス移動熱源モデルとい

図２に米国 NRC が策定した PWSCC 防止プログラった膨大な解析時間を要する精密な３次元解析モデル

ムの全体像を示す．この防止プログラムは，応力解析に対しても実用的な時間で解析することができる．

の検証と非破壊検査の信頼性評価に大別される．応力㧞㧚

本論文では，国際ラウンドロビンの概要を紹介する

止対策前後の異材溶接部の残留応力変化を調査してい

る．非破壊検査では，主に，提案されている PWSCC⇣᧚ṁធ䋨䌎䌩ၮว㊄䋩䉶䊷䊐䉣䊮䊄
䋨䉴䊁䊮䊧䉴㍑䋩ട࿶ེ㩷䉴䊁䊮䊧䉴ṁធ

防止対策後の検査精度について調査している．図２の▤บ䋨ૐว㊄㍑䋩㩷

解析の検証では，主に，提案されている PWSCC 防

左上に示されている xLPR とは，xLPR（eXtremely
Low Probability of Rapture）コードの開発プロジェ
クト(29)-(33)を表しており，PWSCC による一次冷却材⫳᳇⊒↢ེ㩷

配管の破断発生について確率論的破壊力学（PFM）

㈩▤䋨䉴䊁䊮䊧䉴㍑䋩ട࿶ེ䉰䊷䉳▤บේሶἹኈེ㩷を用いて評価する解析コードの開発を行っている．
PFM コードは劣化事象の受けやすさとそれに関する防止対策の評価を限られた情報の中で不確実性を考慮ട࿶᳓ဳේሶἹ৻ᰴ♽⛔㩷ട࿶ེ㩷ᵈ㧦࿑ߩ৻ㇱߦ‫ޟ‬ේሶജ࡮ࠛࡀ࡞ࠡ࡯࿑㕙㓸 2011‫ߩޠ‬࿑ࠍᵹ↪
図1

加圧器と加圧器サージ管台して実施できるという利点を持っている．このプログ
ラムから得られた溶接残留応力の統計的パラメータ（平均値，分散，分布形状など）は，このコード開発

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INSS JOURNAL Vol. 19 2012 NT-2に提供される．

開始時期は，2009 年 12 月であり，現時点では，参図２に示す PWSCC 防止プログラムでは，現状の加者からの結果提出はほぼ終了し，米国 NRC にて解溶接残留応力解析に内在する不確実性の明確化と解析

析結果の比較・評価が行われている．参加者は以下のモデル化や解析方法の標準化を目的に，米国 NRC と13 機関である．

米国電力中央研究所（EPRI）の共同による溶接残留

日本：原子力安全システム研究所（INSS），阪大

応力解析の検証プログラム(15)が開始された．

米国：Battele，Dominion Engineering，ESI Group，
EMC2， Structural

この検証プログラムでは，４つのフェーズにより溶接

Integrity

Associates，Westinghouse Electric Company

残留応力解析結果を評価する．それぞれのフェーズの欧州：AREVA，Inspecta Technology，Rolls Royce

対象とする溶接構造物は以下のとおりである．
・フェーズ１：平板および円筒

カナダ：Goldak Technologies

・フェーズ２：加圧器サージ管台(15)-(17)オ ー ス ト ラ リ ア：ANSTO（Australian Nuclear

・フェーズ３：加圧器安全弁および逃がし弁管台(40)Science and Technology Organization）

・フェーズ４：コールドレグ管台
これらの中で，フェーズ２の加圧器サージ管台につ

解析対象は，図１に示した加圧水型原子力発電所にいて，溶接残留応力解析の国際ラウンドロビンが行わ設置されている加圧器サージ管台の実機大モックアッ

れた．

プのニッケル基合金異材溶接部の残留応力である．
図３に標準的なニッケル基合金異材溶接部の溶接施

3. 溶接残留応力解析の国際ラウンドロビン

工工程を示す．モックアップ製作では，図の耐圧試験以外の工程が再現された．管台にバタリング溶接を実

国際ラウンドロビンの目的は，実機の溶接構造物モ施した後，開先形状をダブルＶ形（Ｘ形）に加工し，ックアップを利用して得られた，非破壊的および破壊管台とセーフエンド部を突合せ周溶接した．ガスタン

的残留応力測定結果により溶接残留応力解析モデルのグステンアーク溶接（GTAW，TIG 溶接）を用いた．

検証を行うことである．検証は，温度履歴や残留応力

外面溶接は 40 パスで実施し，ガウジングで内面側の分布について行われた．解析者によって異なる解析条

溶接を一部削除した後，内面溶接を 27 パスにて実施

件および解析手法の差による解析結果のばらつきにつした．溶接後，内外表面を機械加工した．さらに，ス

いて評価された．

テンレス鋼配管をセーフエンド部に溶接した．

NRC PWSCC
Mitigation
Programs

xLPR
Project(29)-(33)Stress Analysis&
Validation

ASME CodeCase Support
(a)

(b)

N740 N754(c)(d)
N766 N770

Track Progress ofIndustry Water
Chemistry Mitigation
ProgramTrack Industry
Alloy 600/82/182
Alloy 690/52/152
PWSCC CGR Testing

Confirmation
Non-Destructive
Alloy 600/82/182
Examination
Alloy 690/52/152
PWSCC CGR Testing
Analysis

MechanicalStress
Improvement(34)Full Structural &Optimized Weld
Overlay

Joint NRC/EPRI
Residual Stress
Validation
Program(15)MechanicalStress
Improvement(38)Full Structural
Weld Overlay
Mockup

Joint NRC/EPRI
Probability of
Detection
Program(39)Inlay(35)PWSCC Flaw
Evaluation
Guideline
Review(36),(37)Ancillary:
Excavation &ReweldPeening
A52 Weldability

Program for
Inspection of
Ni-Alloy
Components(PINC)

Program toAssessReliability ofEmerging NDE
Technique(PARENT)

Ancillary:
Excavation &ReweldInlay/Onlay

Note: (a) N740; Dissimilar Metal Weld Overlay for Repair of Class 1, 2, and 3 Items(b) N754; Optimized Structural Dissimilar Metal Weld Overlay for Mitigation of PWR Class 1 Items(c) N766; Nickel Alloy Reactor Coolant Inlay and Cladding for Repair or Mitigation of PWR Full Penetration
Circumferential Nickel Alloy Welds in Class 1 Items(d) N770; Alternative Examination Requirements and Acceptance Standard for Class 1 PWR Piping and Vessel
Nozzle Butt Welds Fabricated with UNS N06082 or UNS W86182 Weld Filler Material With or Without
Application of Listed Mitigation Activities, Section XI, Division 1

図2

米国 NRC の PWSCC 防止プログラム(16)INSS JOURNAL Vol. 19 2012 NT-2

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ラウンドロビンは，図４に示すように，低合金鋼の（IHD）法 (43)，Deep Hole Drilling（DHD）法 (44) ，管台とステンレス鋼のセーフエンド部の間の異材溶接

Incremental Deep Hole Drilling（iDHD）法(45)が採用

部の残留応力を解析する課題１とセーフエンド部へのされた．

ステンレス鋼配管溶接施工をシミュレーションして異4.

材溶接部の残留応力を解析する課題２に大別される．

残留応力解析方法

課題１は米国 NRC が提示する溶接施工条件（溶接条
件，材料定数，温度履歴）のレベルに応じて，1a，

ラウンドロビンにおいて著者らが作成した解析モデ

1b，1c と分けられた．ラウンドロビンの各ステージ

ルを図５に示す．課題 1 に対しては，図５(a)の解析の解析条件を表１にまとめる．参加者はブラインド解モデルＡを用いた．節点総数と要素総数はそれぞれ析が要求され，表１の条件を基に，解析モデルを作成

68,220 と 63,000 である．周方向に 90 分割した．課

し，異材溶接部の残留応力解析を行った．最終的に，

題 2 に対しては，図５(b)に示す解析モデルＢを用い解析モデルや設定した解析条件の情報とともに解析結た．節点総数と要素総数は 131,670 と 120,510 であ果が米国 NRC へ提出された．

り，周方向に 90 分割した．図５(b)に示すモデルＢ
は，管台とセーフエンドを溶接した後，セーフエンドも比較される計画である．残留応力測定は，中性子回の片側の要素を削除して開先形状に変更し，ステンレ

折法 (41)，Ｘ線回折法 (42)，Incremental Hole Drilling

ス鋼配管と溶接を実施するようにモデル化を行った．

ǾǾǾ

解析値は参加者間で比較されるとともに，測定値と図６に解析モデルの断面と各部位の材料を示す．




⡺⋓ṁធ
䋨Niၮว㊄䋩ᾲಣℂ䋨SR䋩㐿వടᎿ▤บ䍜䍎䍪䍒䍻䍢䍼䋨SUS䋩

ンコード（ISM コード）の開発を行っている．図７

䍜䍎䍪䍒䍻䍢䍼
䋨SUS䋩

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䍨䍼䍞䍶䍻䍖䍼 ⇣᧚⓭ว䈞ṁធ䋨Niၮว㊄䋩 䋨Niၮว㊄䋩

ᔕജ㒰෰

▤บ



著者ら (18)-(21) は，反復サブストラクチャー法 (22)-㐿వടᎿ㸢䍜䍎䍪䍒䍻䍢䍼ṁធ䍓䍎䍨䍼䍎䍸䍐 㸢 䍨䍼䍞䍶䍻䍖䍼

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▤บ

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䋨SUS䋩

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㈩▤ṁធ
ห᧚⓭ว䈞ṁធ䋨䉴䊁䊮䊧䉴㍑䋩

図3⃻࿾⠴࿶⹜㛎

㈩▤
䋨SUS䋩

䉴䊁䊮䊧䉴㈩▤㩷䉶䊷䊐䉣䊮䊄㩷(b) ⸃ᨆ䊝䊂䊦䌂(a) ⸃ᨆ䊝䊂䊦䌁

図5

ニッケル基合金異材溶接施工工程

⺖㗴䋱㩷
146.05(mm)

使用した解析モデル

⺖㗴䋲㩷
324.485
175.26(mm)

795.02718.82

(mm)

15°

▤บ

Ǿ284.48
Ǿ355.6

 䍓䍎䍨䍼䍎䍸䍐䋨SUS䋩

䍜䍎䍪䍒䍻䍢䍼
䋨SUS䋩

Ǿ284.48
Ǿ381.0▤บǾ298.45㩇㩍㩧㩤㩇㍑㈩▤㩈㨺㩖㨾㩧㩎㩨

ṁធᱷ⇐ᔕജ⸃ᨆ

図4

ラウンドロビンにおけるモックアップ製作工程と課題との対応

㧠㧚

㧠㧚

54

INSS JOURNAL Vol. 19 2012 NT-2に示すように，反復サブストラクチャー法は，溶接シ⵬ᒝ᧼᧚ᢱ㧦A36

ミュレーショを行う時に，解析モデル全体（Ａ＋Ｂ）

Ni ၮว㊄⇣᧚ṁធ᧚ᢱ㧦Alloy82▤บ᧚ᢱ㧦SA105を計算せずに，溶接熱源の移動に応じて解析ステップࠬ࠹ࡦ࡟ࠬṁធ᧚ᢱ㧦TP308
࠮࡯ࡈࠛࡦ࠼
᧚ᢱ㧦F316L

ࡃ࠲࡝ࡦࠣ᧚ᢱ㧦Alloy82

毎に溶接の影響が及ぶ領域を分離して，この小領域㈩▤
᧚ᢱ㧦F316L（Ｂ）のみを計算し，解が求まれば，次の解析ステップの小領域（Ｂ ʼ）を計算することにより，計算速度を向上させる方法である．ラウンドロビンに対し，著࡜ࠗ࠾ࡦࠣࠬ࡝࡯ࡉ
᧚ᢱ㧦F316L

者らは，この解析コードを用いて溶接残留応力を計算

⸃ᨆࡕ࠺࡞㧭

した．この解析コードは従来の解析コードに比べ高速⸃ᨆࡕ࠺࡞㧮

図6

表1

計算が可能であることから，全パス移動熱源モデルと解析モデル各部位の材料区分

ラウンドロビンの各ステージにおける解析条件

A

課題１
課題２
課題 1a 課題 1b 課題 1c
Ｙ
Ｙ
Ｙ
Ｙ

設計図
溶接条件（溶接法，電流値，電圧値，溶接パ
ス等）

Ｙ

Ｙ

Ｙ

Ｙ

溶接時の温度履歴（熱電対による測定値）

Ｎ

Ｙ

Ｙ

Ｙ

材料定数

Ｎ

Ｎ

Ｙ

Ｙ

Y：米国 NRC からデータ提供，N：米国 NRC からデー
タ提供なく，自前で準備

B’B⁐᥋⇕※䛾⛣ື䛸㻌䛸䜒䛻ᑠ㡿ᇦ䛜⛣ື㻌
図 7 反復サブストラクチャー法の概念（A; 線形領域，B 及び B'; 非線形領域）

表 2 ISM コードにおける解析条件
１ａ

課題
モデル

68,220

節点数
要素数
周方向
分割数

熱源モデル
材料特性
アニーリング効果
硬化則

モデル

節点数
要素数
周方向
分割数

熱源モデル
材料特性
アニーリング効果
硬化則131,670
120,51063,00090
移動熱源モデル
・公開文献値(46)-(50)を基に設定
・米国 NRC から提供された実測値
・ほとんどの材料で弾完全塑性モ ・加工硬化係数を考慮した弾塑性モデル
デル（F316L は加工硬化係数を考慮した弾塑性モデル）
考慮せず
考慮
等方硬化則
表3

課題

２

１ｃ

考慮

ABAQUS コードにおける解析条件
１ａ30,32028,000２
58,52053,56040

内外表面の１層のみ移動熱源モデルとし，他層は固定熱源モデル
・公開文献値(46)-(50)を基に設定
・米国 NRC から提供された実測値
・弾完全塑性モデル
・弾完全塑性モデル
考慮せず

考慮せず
等方硬化則

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INSS JOURNAL Vol. 19 2012 NT-2

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55

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図 8 課題 1c と課題 2 の解析に使用した材料定数の温度依存性

㪈㪌㪇㪇

56

INSS JOURNAL Vol. 19 2012 NT-2

いった膨大な解析時間を要する精密な３次元解析モデ
ルに対しても計算精度を保持したままで，より少ない時間で解析することができる．
表２に ISM コードの解析条件を示す．全ての課題
で，全パス移動熱源モデルを用いて，溶接施工をできるだけ忠実にシミュレーションした．課題 1a については，ステンレス F316L 以外の塑性域の材料特性値（課題1a）（課題1c）の入手が困難であったため，その他の材料は弾完全塑性を仮定した．課題 1b は実施しなかった．課題 1cと課題 2 では，全ての材料について弾性域および塑性域の材料特性が米国 NRC より開示されたので，加工(a)

硬化係数を考慮した応力−ひずみ線図で弾塑性特性を表現した．温度解析で 800℃を超えた領域について累積塑性ひずみをゼロとするようにプログラムすることで，アニーリング効果を考慮した．
本論文では，比較のため実施した汎用有限要素法解
析コード ABAQUS (51) による解析結果も報告する．
しかしながら，ABAQUS コードによる解析では，計算時間が膨大となったため，表３に示すように，解析（課題1a）（課題1c）

モデルと解析条件を一部修正して実施した．
計算時間を短縮するために，周方向に 40 分割として節点数と要素数を減少させた解析モデルを使用し(b)

た．材料特性は弾完全塑性を仮定した．したがって，厳密な比較ではなく，応力分布傾向の比較を行った．
図８に課題 1c で使用した材料定数の温度依存性を示す．これらは米国 NRC から提供された実測定値を基に作成した．図９に機械的物性値について，課題
1a で使用した値と課題 1c で使用した値とを比較した．残留応力値への影響が大きいと考えられるこれらの値はどれも同じような傾向と大きさであり，課題（課題1a）（課題1c）

1a と課題 1c との差は，材料特性値の差よりは，弾完
全塑性モデルと弾塑性モデルの間の差に大きな影響を受けると考えられた．

(c)

5.

残留応力解析結果

5.1

課題 1a と課題 1c の比較（課題1a）（課題1c）

図 10 と図 11 に ABAQUS コードによる課題 1a の溶接残留応力解析結果を示す．図には，外面側の溶接終了後と内面側の溶接終了後の周方向応力と軸方向応力の分布を示す．最初に外面側を溶接した時点では引張残留応力は外面側に発生していたが，内面側を溶接することにより応力分布が変化して，内面側に引張残(d)
図9

課題 1a と課題 1c で使用した材料特性の比較

留応力が広く発生することがわかる．これは，最初にINSS JOURNAL Vol. 19 2012 NT-2

(MPa)

(MPa)

(b)

(a)
図 10

ABAQUS コードを用いた課題 1a の溶接残留応力解析結果（周方向応力分布）

(MPa)

(MPa)

(b)

(a)
図 11

57

ABAQUS コードを用いた課題 1a の溶接残留応力解析結果（軸方向応力分布）

外面側を溶接した後に内面側を溶接したという溶接手

接パス一周分の溶接における入熱量と同じなるように順に大きく依存していると考えられる．PWSCC き裂

条件設定し，多量の累積ひずみが生じる特異点が生じは内表面から発生し板厚内部へ進行するため，き裂進

な い よ う に，温 度 解 析 結 果 を 基 に 最 高 到 達 温 度 を展の駆動力となる大きな引張残留応力を内面側に発生

1600℃以下に制限した．しかし，大きなメッシュ体積

させないことが重要となる．溶接手順の工夫が有効での中で応力値が平均化され，見かけ上最大値が低めにあることが示唆される．

示されたと考えられる．軸方向応力では，最大引張残図 12 と図 13 に ISM コードによる課題 1a と課題

留応力値はほぼ同じ大きさであった．しかし，ABA-

1c の溶接残留応力解析結果を示す．課題 1a の結果に

QUS の解析では，内面側が引張残留応力で，外面側ついて，図 10 と図 11 の ABAQUS コードによる結果

が圧縮残留応力であることに対して，ISM の解析でと比較すると，周方向応力については，ABAQUS 解は板厚中央部が圧縮残留応力で，内面側と外面側は引析値と ISM 解析値は良く似た応力分布であった．溶

張残留応力となり，応力分布形状が異なった．これ

金部全体が内面から外面にわたり引張残留応力が発生

は，熱源モデルの違いに基づくと考えられた．ISM

し，内面側で引張残留応力が最大となり板厚中央部ででは移動熱源モデルを全溶接パスに使用して実態に近最小になっていた．しかし，最大引張残留応力値は異い熱源移動をシミュレーションしており，熱源が周方なっており，ABAQUS による解析値の方が小さかっ

向に移動することにより生じる加熱冷却過程とそれにた．ISM の結果では，ABAQUS 解析値よりも大きな伴う熱応力の発生位置の変化と拘束条件の変化とを再引張応力がかなり局所的に発生している．これは，現している．このため継手の溶接変形を再現できていABAQUS で使用した解析モデルのメッシュが粗く，る．一方，ABAQUS では，内外表面を除き固定熱源

個々のメッシュの大きさが大きいことから，局所的なモデルを使用しており，溶接パス全体が瞬時に発熱す

応力ピーク値が平均化されたためと考えられる．ISM

るようにモデル化している．このため，熱源移動によ

コードの解析条件と同等になるように，総入熱量を溶る複雑な溶接変形は再現できていない．メッシュも粗58

INSS JOURNAL Vol. 19 2012 NT-2

 㻤㻚㻜㻗㻜㻞㻌㻔㻹㻼㼍㻕㻌㻣㻚㻜㻗㻜㻞㻌 㻢㻚㻜㻗㻜㻞㻌㻡㻚㻜㻗㻜㻞㻌㻔㻹㻼㼍㻕㻌㻤㻚㻜㻗㻜㻞㻌
㻣㻚㻜㻗㻜㻞㻌
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㻢㻚㻜㻗㻜㻞㻌
㻞㻚㻜㻗㻜㻞㻌
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㻠㻚㻜㻗㻜㻞㻌
㻜㻚㻜㻗㻜㻜㻌
㻟㻚㻜㻗㻜㻞㻌
㻙㻝㻚㻜㻗㻜㻞㻌
㻞㻚㻜㻗㻜㻞㻌
㻝㻚㻜㻗㻜㻞㻌
㻙㻞㻚㻜㻗㻜㻞㻌
㻜㻚㻜㻗㻜㻜㻌
㻙㻟㻚㻜㻗㻜㻞㻌
㻙㻠㻚㻜㻗㻜㻞㻌
㻙㻝㻚㻜㻗㻜㻞㻌㻙㻞㻚㻜㻗㻜㻞㻌
㻙㻟㻚㻜㻗㻜㻞㻌㻙㻠㻚㻜㻗㻜㻞㻌እ㠃ഃෆ㠃ഃ(a) ㄢ㢟 1a
図 12

㻤㻚㻜㻗㻜㻞 㻔㻹㻼㼍㻕㻣㻚㻜㻗㻜㻞 㻢㻚㻜㻗㻜㻞
㻡㻚㻜㻗㻜㻞㻔㻹㻼㼍㻕㻤㻚㻜㻗㻜㻞 㻣㻚㻜㻗㻜㻞
㻠㻚㻜㻗㻜㻞
㻟㻚㻜㻗㻜㻞 㻢㻚㻜㻗㻜㻞
㻞㻚㻜㻗㻜㻞
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㻝㻚㻜㻗㻜㻞 㻠㻚㻜㻗㻜㻞
㻜㻚㻜㻗㻜㻜
㻟㻚㻜㻗㻜㻞
㻙㻝㻚㻜㻗㻜㻞 㻞㻚㻜㻗㻜㻞
㻝㻚㻜㻗㻜㻞
㻙㻞㻚㻜㻗㻜㻞 㻜㻚㻜㻗㻜㻜
㻙㻟㻚㻜㻗㻜㻞
㻙㻠㻚㻜㻗㻜㻞 㻙㻝㻚㻜㻗㻜㻞㻙㻞㻚㻜㻗㻜㻞 㻙㻟㻚㻜㻗㻜㻞㻙㻠㻚㻜㻗㻜㻞ෆ㠃ഃ(b) ㄢ㢟 1c

ISM コードを用いた課題 1a と課題 1c の溶接残留応力解析結果（周方向応力分布）㻡㻚㻜㻗㻜㻞 㻔㻹㻼㼍㻕㻠㻚㻜㻗㻜㻞

㻡㻚㻜㻗㻜㻞㻌㻔㻹㻼㼍㻕㻌㻠㻚㻜㻗㻜㻞㻌
㻟㻚㻜㻗㻜㻞㻌
㻔㻹㻼㼍㻕㻌 㻡㻚㻜㻗㻜㻞㻌㻞㻚㻜㻗㻜㻞
㻠㻚㻜㻗㻜㻞㻌 㻟㻚㻜㻗㻜㻞㻌㻝㻚㻜㻗㻜㻞
㻜㻚㻜㻗㻜㻜㻌
㻞㻚㻜㻗㻜㻞

እ㠃ഃ








㻙㻝㻚㻜㻗㻜㻞 㻝㻚㻜㻗㻜㻞
㻙㻞㻚㻜㻗㻜㻞㻌
㻜㻚㻜㻗㻜㻜㻌

 㻙㻝㻚㻜㻗㻜㻞㻙㻟㻚㻜㻗㻜㻞㻌

㻙㻠㻚㻜㻗㻜㻞㻌 㻙㻞㻚㻜㻗㻜㻞㻌 㻙㻟㻚㻜㻗㻜㻞㻌





እ㠃ഃ

㻙㻠㻚㻜㻗㻜㻞㻌ෆ㠃ഃ(a) ㄢ㢟 1a


図 13



㻟㻚㻜㻗㻜㻞
㻡㻚㻜㻗㻜㻞 㻔㻹㻼㼍㻕㻞㻚㻜㻗㻜㻞
㻠㻚㻜㻗㻜㻞
㻝㻚㻜㻗㻜㻞
㻟㻚㻜㻗㻜㻞

እ㠃ഃ㻜㻚㻜㻗㻜㻜
㻞㻚㻜㻗㻜㻞
㻙㻝㻚㻜㻗㻜㻞
㻝㻚㻜㻗㻜㻞
㻙㻞㻚㻜㻗㻜㻞
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㻙㻟㻚㻜㻗㻜㻞
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㻙㻠㻚㻜㻗㻜㻞
㻙㻞㻚㻜㻗㻜㻞
㻙㻟㻚㻜㻗㻜㻞
㻙㻠㻚㻜㻗㻜㻞ෆ㠃ഃ(b) ㄢ㢟 1c



ISM コードを用いた課題 1a と課題 1c の溶接残留応力解析結果（軸方向応力分布）

く変形しにくい．これらの要因の結果が軸方向の残留

5.2

課題 1c の解析結果と測定値の比較

応力分布へ反映されたものと考えられる．軸方向応力では管の曲がりなどの溶接変形による影響も大きいと

図 14 に ISM による課題 1c の解析値と米国 NRC よ考えられ，応力分布形状が異なるという結果になったり入手した iDHD 法による測定値とを比較した結果ものと考えられる．

を示す．図は異材溶接部の溶接中心位置での板厚方向

次に，図 12 と図 13 において，課題 1a と課題 1c の残留応力分布を示す．軸方向応力において，圧縮残留結果を比較する．周方向応力では，どちらの応力分布

応力の最大値の位置が測定値よりも若干内面側にある形状においても内外表面近傍に大きな引張残留応力がが，全体として分布形状や大きさは測定値と良く一致

広がっている．課題 1a に比べ課題 1c の方で大きな引した．PWSCC が問題となる内面側の残留応力値も良張残留応力の発生領域が広がっている．これは，課題く一致した．この結果から３次元解析モデルと移動熱

1c で加工硬化の影響を考慮した弾塑性モデルを使用

源モデルを用いることで高精度解析が実現できることしたことが要因と考えられる．一般に加工硬化を考慮が確認できた．このようなモデル化をすると大規模溶すると，高ひずみ領域で降伏応力値が高くなるので大接問題となるため計算時間が激増する．しかしながきな残留応力が発生することになる．この影響であろら，反復サブストラクチャー法を用いて，熱伝導解析

うと考えられる．軸方向応力では，応力分布形状に変に 6CPU 並列計算と熱弾塑性解析に 3CPU 並列計算化が見られ，大きな引張および圧縮残留応力の発生領の条件で，6.6 日と 1 週間以内で計算することができ域が左の管台側へ若干移動した．この要因として，各た．反復サブストラクチャー法が大規模溶接問題を実材料の加工硬化を考慮したことで，材料間の加工硬化

用的な時間で解析できるという一例を示すことができの程度の差が全体の応力バランスへ影響を与えた可能た．

性が挙げられる．

㪇㪅㪇㪂㪇㪇
㪄㪈㪅㪇㪂㪇㪉
㪄㪈㪅㪇㪂㪇㪉
㪄㪉㪅㪇㪂㪇㪉
㪄㪉㪅㪇㪂㪇㪉
㪄㪊㪅㪇㪂㪇㪉
㪄㪊㪅㪇㪂㪇㪉
㪄㪋㪅㪇㪂㪇㪉

INSS JOURNAL Vol. 19 2012 NT-2

㪄㪋㪅㪇㪂㪇㪉

59

図 15 から，周方向応力では，ステンレス鋼配管の溶800

接熱の影響を受け，異材溶接部の残留応力が緩和され

600て小さくなっていることがわかる．図 16 の軸方向応

400

力では，引張残留応力が外面側へ再配分されているこ200とがわかる．図 17 と図 18 には ABAQUS による解析

0

結果を示す．ISM による解析結果と比べて残留応力๟ᣇะᔕജ ıș (MPa)

1000

-200

変化の傾向が似ていることがわかる．

⸃ᨆ୯᷹ቯ୯䋨iDHD#1䋩
᷹ቯ୯䋨iDHD#2䋩

-400
-600

今回のラウンドロビンで使用されたモックアップでのセーフエンドの長さは約 86mm であり，長さ／半

-800
0.0

0.2

0.4

0.6

0.8

1.0

径比で 0.52 となる．このような寸法のセーフエンド
ではステンレス鋼配管溶接が異材溶接部の残留応力へౝ⴫㕙䈎䉌䈱〒㔌䈱Ყ

顕著な影響を与え残留応力分布を大きく変化させるこ(a) ๟ᣇะᔕജ
()とが明らかとなった．

1000
⸃ᨆ୯
᷹ቯ୯䋨iDHD#1䋩
᷹ቯ୯䋨iDHD#2䋩

ゲᣇะᔕജ ız 䇭(MPa)

800
600

6.

400

結言
溶接残留応力解析の米国 NRC 国際ラウンドロビン

2000について概要を説明した．国際ラウンドロビンは溶接-200

残留応力解析検証プログラムの一部であり，PWSCC-400

防止プログラムに含まれている．国際ラウンドロビン-600

結果の分析は米国 NRC にて実施中であり，最終的に溶接残留応力解析に含まれる不確かさが評価されると

-800
0.0

0.2

0.4

0.6

0.8

1.0

ౝ⴫㕙䈎䉌䈱〒㔌䈱Ყ(28)(52)-(54) によってもラウンドロビンの成果が明らか(b) ゲᣇะᔕജ
図 14

聞いている．また，今後発表される参加者からの報告

溶接残留応力の解析と測定の比較（課題 1c）になると予想される．本論文では，著者らが国際ラウ
ンドロビンに参加し，ニッケル基合金異材溶接部の残留応力解析を実施した結果の一部を報告した．本論文

5.3

課題 1c と課題 2 の比較で明らかになった主な結果は以下のとおりである．
(1) 溶接施工手順により，発生する溶接残留応力分布

図 15 と図 16 に ISM コードで解析した課題 1c と課が大きく影響を受ける可能性を指摘した．ラウンドロ

題 2 の応力分布を比較した．課題 2 ではセーフエンド

ビンの溶接施工手順のように外面溶接の次に内面溶接

部にステンレス鋼配管を溶接するので，この配管溶接を行うことで，内面側に引張残留応力が幅広く発生すの影響が異材継手部の残留応力に及ぶ可能性がある．

ると考えられた．

㻝㻚㻜㻗㻜㻟 㻔㻹㻼㼍㻕㻤㻚㻜㻗㻜㻞
㻝㻚㻜㻗㻜㻟㻌㻔㻹㻼㼍㻕㻌䡺䡬䢈䡰䢙䢀䢚㻌 㻤㻚㻜㻗㻜㻞㻌㻢㻚㻜㻗㻜㻞 㻠㻚㻜㻗㻜㻞㻌㻢㻚㻜㻗㻜㻞㻌

㻠㻚㻜㻗㻜㻞 㻞㻚㻜㻗㻜㻞㻌㻞㻚㻜㻗㻜㻞

㻜㻚㻜㻗㻜㻜㻌 㻙㻞㻚㻜㻗㻜㻞㻌㻜㻚㻜㻗㻜㻜 㻙㻠㻚㻜㻗㻜㻞㻌㻙㻞㻚㻜㻗㻜㻞

㻙㻢㻚㻜㻗㻜㻞㻌

㻙㻠㻚㻜㻗㻜㻞

䡺䡬䢈䡰䢙䢀䢚㻌

䡹䡿䢙䢖䡹㗰
㓄⟶㻌㻙㻢㻚㻜㻗㻜㻞      (a) ㄢ㢟 1c                    (b) ㄢ㢟 2
図 15

ISM コードを用いた課題 1c と課題 2 の溶接残留応力解析結果（周方向応力分布）㪇㪅㪇㪂㪇㪇
㪄㪈㪅㪇㪂㪇㪉㩷
㪄㪉㪅㪇㪂㪇㪉㩷
㪄㪊㪅㪇㪂㪇㪉㩷
㪄㪋㪅㪇㪂㪇㪉㩷

㪇㪅㪇㪂㪇㪇
㪄㪉㪅㪇㪂㪇㪉
㪄㪋㪅㪇㪂㪇㪉

60

INSS JOURNAL Vol. 19 2012 NT-2
㪄㪍㪅㪇㪂㪇㪉

㪌㪅㪇㪂㪇㪉㩷㩿㪤㪧㪸㪀㩷㻡㻚㻜㻗㻜㻞㻌㻔㻹㻼㼍㻕㻌㪋㪅㪇㪂㪇㪉㩷
㻠㻚㻜㻗㻜㻞㻌
㪊㪅㪇㪂㪇㪉㩷
㻟㻚㻜㻗㻜㻞㻌
㻞㻚㻜㻗㻜㻞 㪉㪅㪇㪂㪇㪉㻝㻚㻜㻗㻜㻞 㪈㪅㪇㪂㪇㪉㻜㻚㻜㻗㻜㻜㻌 㪇㪅㪇㪂㪇㪇㩷㻙㻝㻚㻜㻗㻜㻞 㪄㪈㪅㪇㪂㪇㪉㻙㻞㻚㻜㻗㻜㻞㻌
㪄㪉㪅㪇㪂㪇㪉㩷
㻙㻟㻚㻜㻗㻜㻞㻌
㪄㪊㪅㪇㪂㪇㪉㩷
㻙㻠㻚㻜㻗㻜㻞㻌
㻙㻡㻚㻜㻗㻜㻞㻌㪄㪋㪅㪇㪂㪇㪉㩷䡺䡬䢈䡰䢙䢀䢚

㩿㪤㪧㪸㪀㪌㪅㪇㪂㪇㪉
㻔㻹㻼㼍㻕㻡㻚㻜㻗㻜㻞
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㪊㪅㪇㪂㪇㪉
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㪉㪅㪇㪂㪇㪉
㻞㻚㻜㻗㻜㻞
㪈㪅㪇㪂㪇㪉
㻝㻚㻜㻗㻜㻞
㪇㪅㪇㪂㪇㪇
㻜㻚㻜㻗㻜㻜
㻙㻝㻚㻜㻗㻜㻞
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䡹䡿䢙䢖䡹㗰㓄⟶㻌       (a) ㄢ㢟 1c                    (b) ㄢ㢟 2
図 16

(MPa)

ISM コードを用いた課題 1c と課題 2 の溶接残留応力解析結果（軸方向応力分布）(MPa)      (a) ⺖㗴 1c                       (b) ⺖㗴 2
図 17

ABAQUS コードを用いた課題 1c と課題 2 の溶接残留応力解析結果（周方向応力分布）


(MPa)

(MPa)












       (a) ⺖㗴 1c                       (b) ⺖㗴 2
図 18

㧢㧚⚿⸒

ABAQUS コードを用いた課題 1c と課題 2 の溶接残留応力解析結果（軸方向応力分布）㧣㧚੹ᓟߩ੍ቯ

INSS JOURNAL Vol. 19 2012 NT-2

61(2) ラウンドロビンのモックアップで使用されたセーるショットピーニング材の残留応力分布評価,

フエンド長さの場合，ステンレス鋼配管溶接がニッケ

材料, Vol.52, No.7, pp.764-769 (2003).

ル基合金異材溶接部の残留応力へ顕著な影響を与え，（５）齋藤昇, 守中廉, ウォータージェットピーニン

内面側が圧縮応力へ変化することが明らかとなった．

グによる炉内機器の残留応力低減, 溶接学会

(3) 測定値との比較から，３次元解析モデルと移動熱誌, 第 74 巻, 第 7 号, pp.469-472 (2005).

源モデルを用いることで高精度解析が実現できること（６）佐野雄二, 小畑稔, 山本哲夫, レーザピーニンが確認できた．
(4) ラウンドロビンの課題を３次元解析モデルと移動

グによる溶接部の残留応力改善, 溶接学会誌,
第 74 巻, 第 8 号, pp.525-528 (2005).

熱源モデルによりモデル化すると大規模溶接問題とな（７）大高稔, 仁瓶健一, 林章二, 高橋志郎, 椎名孝次,

り計算時間が膨大となる．反復サブストラクチャー法

馬原陽一, 原子炉再循環水入口ノズルの応力がこのような大規模溶接問題を高速に計算できるとい

緩和技術− IHSI 施工時における冷却技術の開う一例を示すことができた．

発−, 日立評論, Vol.89, No.2, pp.38-41 (2007).
（８）太田高裕, 石出孝, 鴨和彦, 鬼塚博徳, 朝田誠治,

7. 今後の予定

谷口優, レーザ外面照射応力改善法の開発,
溶接学会誌, 第 75 巻, 第 8 号, pp648-652 (2006).

国際ラウンドロビンへの参加により，ニッケル基合（９）Yen, H.J., Lin, M.C.C. and Chen, L.J., Measurement

金異材溶接部の残留応力へ影響を与える因子の一部がand Simulation of Residual Stress in Type 304

抽出できた．今後はこれらの因子の値を変化させた感Weld Overlay Stainless Steel Pipe, International

度解析を行い，各パラメータの影響度合いを評価した

Journal of Pressure Vessels and Piping, Vol.60,

いと考える．

pp.271-283 (1944).
（10）Riccardella, P.C. and Herrera, M.L., Preemptive

謝辞

Weld Overlays to Mitigate PWSCC Concerns in
PWR Piping System Dissimilar Metal Butt

反復サブストラクチャー法を用いた溶接残留応力解

Welds, Proceedings of ASME Pressure Vessels

析では，大阪大学接合科学研究所の河原特任研究員とand Piping Division Conference, PVP2005-71544,

森下特任研究員のご協力を頂いた．ここに記して謝意(2005).

を表する．

（11）Limpus, C.R., Dijamco, D.G/, Bax, R. and Cofie, N.
G., Effect of Size of Butt Weld Repairs on Weld

文献

Overlay Residual Stresses, Proceedings of
ASME Pressure Vessels and Piping Division（１）Bamford, W. and Hall, J., A Review of Alloy

Conference, PVP2007-26636, (2007).

600 Cracking in Operating Nuclear Plants（12）Siegel, E.A., Connor, W.M., Forsyth, D.R., Badla-

Including Alloy 82 and 182 Weld Behavior,

ni, M. and Grendys, P. A., Alloy 600Cracking

Proceedings of 12th International Conference on

Prevention and Mitigation, Proceedings of 10th

Nuclear Engineering, ICONE12-49520, (2004).

International Conference on Nuclear Engineering,（２）高原省五, 渡辺憲夫, 米国の加圧水型原子力発

ICONE10-22465, (2002).

電所における Alloy 600 製圧力バウンダリー構（13）Fredette, L.F., Scott, P.M. and Brust, F.W., An

成機器の１次冷却水応力腐食割れ事例の傾向分

Analytical Evaluation of the Efficacy of the析, 日本原子力学会和文論文集, Vol.5, No.4, pp.

Mechanical Stress Improvement Process in

282-291, (2006).

Pressurized Water Reactor Primary Cooling（３）高橋由紀夫, ショットピーニングによる高速Piping,Proceedings of ASME Pressure Vessels

炉構造用 SUS315 鋼の高温疲労強度の向上, 電

and Piping Division Conference, PVP2008-61484,

力中央研究所報告, T99015, (2000).

(2008).

（４）秋庭義明, 田中啓介, 鈴木賢治, 柳瀬悦也, 西尾光（14）Rudland, D., Csontos, A., Brust, F. and Zhang, T.,司, 楠見之博, 尾角英毅, 新井和夫, 放射光によWelding Residual Stress and Flaw Evaluation

62

INSS JOURNAL Vol. 19 2012 NT-2

for Dissimilar Metal Welds with Alloy 52（23）西川弘泰，芹澤久，村川英一，大規模溶接シミ

Inlays, Proceedings of the ASME 2009 Pressureュレーション手法の開発，日本船舶海洋工学論

Vessels

文集，第 2 巻，pp.379-385 (2005).

andPipingDivision

Conference,

PVP2009-77167, (2009).
（15）US Nuclear Regulatory Commission, Interna-（24）西川弘泰，芹澤久，村川英一，大規模溶接シミュレーション手法の実機適用，
溶接学会論文

tional Weld Residual Stress Round Robin集，第 24 巻，第 2 号，pp.168-172 (2006).

Problem Statement,Version 1. 0, US Nuclear（25）Nishikawa, H., Serizawa, H. and Murakawa, H.,

Regulatory Commission, Office of Nuclear Reg-

Actual Application of FEM to Analysis ofulatory Research, Division of Engineering Com-

Large Scale Mechanical Problem in Welding,

ponent Integrity Branch, (2009).

Science and Technology of Welding and Joining,（16）Rathbun, H. J., Rudland, D. L., Kerr, M. andVol.12, No.2, pp.147-152 (2007).

Csontos, A.A., Weld Residual Stress Validation（26）Wang, R., Rashed, S., Serizawa, H., Murakawa, H.

Program Update,the NRC-EPRI Weld Residual

Zhang, J., Numerical and Experimental Inves-

Stress Validation Program Meeting 配 布 資 料,

tigation on Welding Deformation, Transactions

Seattle, Washington, U.S., (2010).

of JWRI, Vol.37, No.1, pp.79-90, (2008).

（17）Rathbun, H.J., Fredette, L.F., Scott, P.M., Csontos,（27）Tanaka, N., Kawahara, A., Serizawa, H. and

A.A. and Rudlnad, D.L., NRC Welding Residual

Murakawa, H., Thermal Elastic Plastic Analysis

Stress Validation Program International Roundfor Welding Problem of Large Scale Models,Robin Program and Findings, Proceedings ofTransactions of JWRI, Vol. 39, No. 2, pp. 79-81,

the ASME 2011 Pressure Vessels and Piping(2010).

Division Conference, PVP2011-57642, (2011).

（28）Maekawa, A., Kawahara, A., Serizawa, H. and（18）Maekawa, A., Noda, M., Takahashi, S., Oumaya,

Murakawa, H, Prediction of Weld Residual

T., Serizawa, H. and Murakawa, H., Evaluation

Stress in a PWR Pressurizer Surge Nozzle: Aof Residual Stress Distribution in Austenitic

Proposed Fast Computational 3D Analysis

Stainless Steel Pipe Butt-Welded Joint, 溶接

Method and Its Heat Source Model, Proceedings

学 会 論 文 集，第 27 巻，第 2 号，pp. 240s-244sof the ASME 2012 Pressure Vessels and Piping(2009).

Division Conference, PVP2012-78032, (2012).

（19）前川晃, 高橋茂, 芹澤久, 村川英一, 配管溶接継（29）Erickson, M. A., Kirk, M. T. and Rathbun, H. J.,

手の残留応力解析における反復サブストラクチ

Models for Use in Probabilistic Pipe Ruptureャー法の適用による高速化, INSS Journal，Assessment Code Development, Proceedings

Vol.17，pp.60-74, (2010).

of the ASME 2010 Pressure Vessels and Piping（20）Maekawa, A., Takahashi, S., Serizawa, H. andDivision Conference, PVP2010-25681, (2010).

Murakawa, H., Fast Computational Residual（30）Rudland, D., Mattie, P., Kurth, R., Klasky, H.,

Stress Analysis for Welded Pipe Joint Based on

Bishop, B. and Harris, D., Development of

Iterative Substructure Method, Proceedings

Computational Framework and Architecture forof the ASME 2011 Pressure Vessels and Piping

Extremely Low Probability of Rupture (XLPR)Division Conference, PVP2011-57237, (2011).

Code, Proceedings of the ASME 2010 Pressure（21）前川晃, 芹澤久, 中長啓治，村川英一, 大口径
厚肉ステンレス鋼配管継手の溶接シミュレーシ

VesselsandPipingDivision

Conference,

PVP2010-25963, (2010).

ョン−残留応力解析の高速化と熱源モデルの影（31）Focht, E. M. and DeBoo, G., Development of響−, INSS Journal，Vol.18，pp.69-83, (2011).

Initial Input Parameters for a Probabilistic Pipe（22）村川英一，尾田勇，伊藤真介，芹澤久，柴原正Rupture Assessment Code for Nuclear Reactor

和，西川弘泰，反復サブストラクチャー法を用

Coolant Pressure Boundary Leak-Before-Break

いた溶接熱弾塑性解析の高速化，関西造船協会

Analyses,Proceedings of the ASME 2010

論文集，第 243 号，pp.67-70 (2005).

Pressure Vessels and Piping Division Conference,

INSS JOURNAL Vol. 19 2012 NT-2

PVP2010-26021, (2010).

63

Data on Piping Cracks at Ignalina Nuclear（32）Csontos, A. and Harrington, C., Development

Power Plant Before and After Applying aof a Probabilistic Pipe Rupture Assessment

Mechanical Stress Improvement Process,

Code, Proceedings of the ASME 2010 Pressure

NRC ADAMS Accession Number ML081270142,

Vessels

US Nuclear Regulatory Commission, February,andPipingDivision

Conference,

PVP2010-26158, (2010).

(2008).

（33）Brust, F.W., Kurth, R.E., Shim, D.J. and Rudland,（39）Selby, G. and Harrington, C., Materials Re-

D., Strategies for Treating Weld Residual

liability Program: Development of Probability ofStresses in Probabilistic Fracture Mechanics

Detection Curves for Ultrasonic Examination of

Codes, Proceedings of the ASME 2011 Pressure

Dissimilar Metal Welds (MRP-262, revision 1),Vessels

EPRI Report MRP-262 Rev.1, October, (2009).

andPipingDivision

Conference,

PVP2011-57937, (2011).

（40）Fredette, L/F., Kerr, M., Rathbun, H. J. and（34）Fredette, L. and Scott, P., Evaluation of the
MechanicalStress

Improvement

Broussard, J.E., NRC/EPRI Welding Residual

Process

Stress Validation Program ― Phase III Details(MSIP) as a Mitigation Strategy for Primaryand Findings, Proceedings of the ASME 2011

Water Stress Corrosion Cracking in Pressurized

Pressure Vessels and Piping Division Conference,

Water Reactors, NRC ADAMS Accession

PVP2011-57645, (2011).

Number ML092990646, US Nuclear Regulatory
Commission, September, (2009).

（41）Hutchings, M.T., Withers, P.J., Holden, T.M. andLorentzen, T., Introduction to the Characterization（35）Rudland, D., Brust, F, Zhang, T., Shim, D.J. andof Residual Stress by Neutron Diffraction, CRC

Wilkowski, G., Evaluation of the Inlay Process

Press, Taylorand Francis Group, Boca Raton,

as a Mitigation Strategy for Primary Water

USA, (2005).

Stress Corrosion Cracking in Pressurized Water（42）François, M., Convert, F., Lu, J., Sprauel, J. M.,

Reactors, NRC ADAMS Accession Number

Lebrun, J.L., Ji, N., Déhan, C.F., Hendricks, R.W.

ML101260554, US Nuclear Regulatory Commis-

and James, M.R., X-Ray Diffraction Method,

sion, April, (2010).

Handbook of Measurement of Residual Stresses,（36）U.S. Nuclear Regulatory Commission, Agenda
for Public Meeting between the Nuclear Regula-

J. Lu, ed, Society for Experimental Mechanics,
Inc., Chap.5, pp.71-131, (1996).

tory Commission Staff and Representatives of（43）Niku-Lari, A., Lu, J. and Flavenot, J. F.,

the Nuclear Power Industry Regarding Primary

Measurement of Residual-Stress Distribution

Water Stress Corrosion Cracking Flaw Evaluationby the Incremental Hole-Drilling Method,

Procedures, NRC ADAMS Accession Number

Journal of Mechanical Working Technology, Vol.

ML093100276, US Nuclear Regulatory Commission,

11, No.2, pp.167-188, (1985).

November, (2009).

（44）Leggatt, R.H., Smith, D.J., Smith, S.D. and Faure,（37）U.S. Nuclear Regulatory Commission, AgendaF., Development and Experimental Validation

for Public Meeting between the Nuclear Regula-of the Deep Hole Method for Residual Stress

tory Commission Staff and Representatives of

Measurement, Journal of Strain Analysis, Vol.

the Nuclear Power Industry Regarding Weld

31, No.3, pp.177-186, (1996).

Residual Stress Modeling for Primary Water（45）Mahmoudi, A. H., Hossain, S., Truman, C. E.,

Stress Corrosion Cracking Flaw Evaluation

Smith, D.J. and Pavier, M.J., A New Procedure

Procedures, NRC ADAMS Accession Number

to Measure Near Yield Residual Stresses Using

ML100150329, US Nuclear Regulatory Commis-

the Deep Hole Drilling Technique, Experimental

sion, January, (2010).

Mechanics, Vol.49, pp.595-604, (2009).

（38）Andersen, M.T., Cumblidge, S.E. Crawford, S.L.,（46）望月正人, 榎本邦夫, 岡本紀明, 斉藤英世, 林英策,

Technical Letter Report: Analysis of Ultrasonic厚板を貫通する配管溶接による残留応力発生機

64

INSS JOURNAL Vol. 19 2012 NT-2

構の検討, 溶接学会論文集, 第 12 巻, 第 4 号,
pp.561-567, (1994).
（47）ASME Boiler and Pressure Vessel Committee,
ASME Boiler and Pressure Vessel Code, Section
II, Materials, Part D Properties, American
Society of Mechanical Engineers, New York,USA, (1995).
（48）Lee, J., Jang, C., Kim, J. S. and Jin, T. E.,
Mechanical Properties Evaluation in Inconel
82/182 Dissimilar Metal Welds, Transactionsof SMiRT 19, Paper#G04/4, Toronto, (2007).
（49）Special Metals, INCONEL alloy 600, Technical
Bulletin SMC-027, (2008).
（50）Kim, J. W., Lee, K., Kim, J. S. and Byun, T. S.,
Local Mechanical Properties of Alloy 82/182
Dissimilar Weld Joint between SA508 Gr.1a andF316 SS at RT and 320ºC, Journal of Nuclear
Materials, Vol.384, pp.212-221, (2009).
（51）Dassult Systèmes, ABAQUS analysis Userʼs
Manual, Version 6.9, Dassult Systèmes Simulia
Corp., Providence, RI, USA, (2009).
（52）Goldak, J., Tchernov, S., Zhou, J. and Downey, D.,
A Sensitivity Analysis of NRC Welding Residual Stress Validation Program International
Round Robin Program, Proceedings of the
ASME 2012 Pressure Vessels and Piping
Division Conference, PVP2012-78657, (2012).
（53）Ku, F.H. and Tang, S.S., Investigative Studyon 2-D vs. 3-D Weld Residual Stress Analysis of
NRC Phase Ⅱ Mockup, Proceedings of the
ASME 2012 Pressure Vessels and Piping
Division Conference, PVP2012-78760, (2012).
（54）Kerr, M. and Rathbun, H., Summary of Finite
Element (FE) Sensitivity Studies Conducted in
Support of the NRC/EPRI Welding ResidualStress (WRS) Program, Proceedings of the
ASME 2012 Pressure Vessels and Piping
Division Conference, PVP2012-78883, (2012).