125

鋳造２相ステンレス鋼のPWSCC感受性に及ぼす熱時効の影響
Influence of Thermal Aging on Primary Water Stress Corrosion Crackingof Cast Duplex Stainless Steels
山田 卓陽（Takuyo Yamada）* 根岸 和生（Kazuo Negishi）**
戸塚 信夫（Nobuo Totsuka）* 中島 宣雄（Nobuo Nakajima）*
要約 加圧水型原子力発電所の１次冷却材主配管に使用されている２相ステンレス鋳鋼の１次冷却材中における応力腐食割れ感受性を調べるため，1 次冷却材模擬水中 360 ℃でその試料の低歪み速度試験（SSRT）と定荷重試験（CLT）を実施した．同材はフェライト相を 8 〜 23% 含み，熱時効によりその機械的性質が低下する．そこで PWSCC 感受性に及ぼす，フェライト含有量および時効時間による影響に着目し，フェライト量の異なる 3 種類の試料（23%,15% および 8%）を準備した．
360 ℃の１次冷却材模擬水中 SSRT 後の絞りは，同温度の大気中の引張試験結果に比べて小さくなった．また，耐力の２倍の荷重条件で約 3,000 時間 CLT 後の未時効材および 400 ℃で10,000 時間時効材の試料表面に微小亀裂が観察された．SCC 感受性は，SSRT 後の絞りを大気中引張試験後の絞りで割った絞り率により評価した．この絞り率は，フェライト含有量の少ないものでは明瞭でないが，フェライト含有量が多い 23 ％フェライト材では時効時間が長いほど低くなった．この時効時間による変化は，未時効材では主としてオーステナイト相の擬劈開割れのものが，時効材ではフェライト相およびオーステナイト相の擬劈開割れ，および相境界割れが混合した破壊形態になったためと推定される．
キーワード

２相ステンレス鋳鋼，熱時効，低歪み速度試験，定荷重試験，１次冷却材中における応力腐食

割れ(PWSCC)

Abstract
In order to evaluate the SCC susceptibility of cast duplex stainless steels which areoften used for the main coolant piping of pressurized water reactors (PWRs), the slow strain rate test
(SSRT) and the constant load test (CLT) of the materials were performed in simulated primary waterat 360C. The stainless steel contains ferritic phase with ranging from 8 to 23 % and its mechanicalproperties are affected by long time thermal aging. Therefore, we paid attention to the influence of its
ferrite content and thermal aging on the SCC susceptibility of this stainless steel and prepared threekinds of specimen with different ferrite contents (23%, 15% and 8%).
The reduction in area observed by the SSRT in simulated primary water at 360 ℃ was smaller thanthat obtained by the tensile test in air at the same temperature. Microcracks were observed on theunaged specimen surfaces and aged ones at 400C for 10,000 hours after 3,000 hours of the CLT withthe load condition of two times of yield strength. The SCC susceptibility was evaluated by reduction
ratio defined by the ratio of the reduction in area by the SSRT to that by the tensile test. The
reduction ratio was not clear for low ferrite specimens, but apparently decreased with increasing aging
time for the specimen with 23% ferrite. This change by aging time can be explained as follows: (1)the brittle fracture in the unaged specimens is mainly caused by quasi-cleavage fracture in austenitic
phase. (2) After aging, it becomes a mixture of quasi-cleavage fracture in both austenitic and ferritic
phases and phase boundary fracture of both phases.
Keywords

Cast duplex stainless steel, Thermal aging, Slow strain rate test(SSRT)，Constant loadtest(CLT)，Primary water stress corrosion cracking(PWSCC)* （株）原子力安全システム研究所**（株）原子力安全システム研究所

技術システム研究所
技術システム研究所

現（株）青森原燃テクノロジーセンター

126

1．はじめにない．
そこで本研究では，２相ステンレス鋳鋼の加圧水型発電所（PWR）の１次冷却材主配管とし

PWSCC 感受性を実験的に評価するため，１次冷却て使用されている２相ステンレス鋳鋼は，実機使用

材模擬水中において，その供試材の低歪み速度試験

温度域（290 ℃〜 320 ℃）における長期間の使用に（Slow Strain Rate Test: SSRT）および定荷重試験

より熱時効し，靭性等の機械的性質が低下すること（Constant Load Test: CLT）を実施した．また，そが知られている．この熱時効による材料特性変化にの SCC 感受性に及ぼすフェライト含有量や熱時効ついては多くの報告(1) 〜(4)があり，靭性，シャルピーの影響についても評価を行った．

衝撃値等の機械的性質に関する経年劣化過程はほぼ明らかになっている．しかし，このように供用期間

2．実験方法中に諸性質が変化する材料については，熱時効により経年変化した状態においても疲労，熱疲労，腐食

2.1

供試材

疲労，応力腐食割れ（Stress Corrosion Cracking:SCC）に対する構造材料としての健全性が保障され供試材は，（株）クボタの製造による２相ステンレ
ス遠心鋳造管（ JIS SCS14A, ASTM CF8M 相当）でる必要がある．
オーステナイト系ステンレス鋼の脱気水に水素をあり，フェライト目標含有量を 8,15,23%（以降それ添加した条件における応力腐食割れに関する研究でぞれ F8,F15,F23 と呼ぶ）の３種類を用意した．供(5)(6) (7)は，Totsuka ら ，Smialowska ら

および試体製作時の化学組成を表１に示す．オーステナイ

Andresen ら によりそれらが SCC 感受性を持つこ

ト生成元素である Ni とフェライト生成元素であるとが指摘されている．２相ステンレス鋳鋼は，フェCr がフェライト量調節のため，F23,F15,F8 で微妙

ライト相を含み鋳造組織であること以外は，その基に異なっている．また，Si 量が F8 ＜ F15 ＜ F23

本組成がオーステナイト系ステンレス鋼の SUS304の順に，Mn 量は F8 ＞ F15 ＞ F23 の順になっていあるいは SUS316 と同等であることから，この鋼種

る．その他の含有元素に化学組成の大きな違いはなにおいても SCC 感受性を持つ可能性がある．また，

かった．

(8)

この材料は熱時効の影響で諸特性が変化するので，各相における化学成分のエネルギー分散型Ｘ線

その感受性は熱時効により影響を受ける可能性も考（EDX）分析結果を表２に示す．Cr，Mo はフェラえられる．

イト相に，Ni はオーステナイト相に多く固溶する

圧延材や鍛造材も含めると２相ステンレス鋼は化傾向がみられた．フェライト相とオーステナイト相学プラントや油井管など過酷な環境に広く使用され中の Cr,Ni 量は，３試料でほぼ同程度であった．Siているため，MgCl2，H2S 環境中の応力腐食割れ特と Mn はフェライト相，オーステナイト相ともに，性については多くの報告 (9) 〜(12) がある．さらに SCC

初期組成と同様の傾向でそれぞれ F8 ＜ F15 ＜ F23

特性の熱時効による影響を調べた結果も報告されてと F8 ＞ F15 ＞ F23 の順になっている．オーステナ

いる(11) (12)．しかし，PWR の１次冷却材模擬水中での２相ステンレス鋳鋼の SCC すなわち PWSCC にイト相の組成は，SUS316 の組成とほぼ同程度であった．

関する研究は著者の知る限りこれまで報告されてい

表１

規格値
F23
F15
F8

Ｃ
0.08
0. 0440. 0390. 047

Si
1. 50
1. 46
1. 07
0. 79

a ：ミルシートデータ

Mn
1. 50
0. 68
0. 84
0. 90

化学組成 a（mass%）

P
0. 0400. 0290. 0230. 026S
0. 0400. 016
0. 0080. 017

Ni
9−12
9. 57
9. 28
10. 67Cr
18−21
20. 02
18. 8018. 85

Mo
2−3
2. 23
2. 14
2. 22

N
−
0. 0501
0. 0558
0. 0562

127

表２ 試料（F23,F15,F8）の各相の化学組成 b（mass%）

F23α
F15α
F8α
F23γ
F15γ
F8γ

Fe

Ni

Cr

Si

Mo

Mn

63. 78

5. 57

25. 52

1. 67

2. 91

0. 55

64. 67

5. 17

24. 62

1. 35

3. 39

0. 80

63. 55

5. 54

25. 32

1. 05

3. 65

0. 89

66. 289. 46

20. 13

1. 40

1. 84

0. 89

66. 98

9. 15

19. 64

1. 24

2. 02

0. 97

65. 83

10. 0

20. 03

0. 94

2. 20

1. 01

光学顕微鏡による供試体のミクロ組織を写真 1 〜
3 に示す．F23,F15,F8 はともに典型的な２相ステンレス鋳鋼の組織を呈していることが分かる．

2.2

時効処理

前述の SCS14A 遠心鋳造材の供試材について，
400 ℃で最長 20,000 時間までの時効熱処理を施した．

b ：各相６点測定の平均値，加速電圧 20kV，スタンダー

ドレス法により定量．

100μm

（a）

10μm

（b）

F 23 材の光学顕微鏡組織

写真１

100μm

（a）

10μm

（b）

F 15 材の光学顕微鏡組織

写真２

100μm

（a）

10μm

（b）

写真３

F 8 材の光学顕微鏡組織

128

2.3

試験条件

結果の代表例を示す．また比較のため，同じ温度における大気中引張試験後の破面の代表例を写真 5 にSSRT 試験と CLT 試験および大気中引張試験に示す．大気中引張試験後の破面はほぼ全面が延性破は，同一形状の試験片を用いた．その試験片形状を面であったが，SSRT 試験後の破面内には脆性破面

図１に示す．試験片は，配管の軸方向が引張方向とが存在した．写真 4 の中に白抜きの矢印で示したよ

なるように採取した．

うに，その脆性破面は未時効材においては，ほぼオ
ーステナイト相の擬劈開割れ破面であったが，時効27272---φ9

材ではそれに加えてフェライト相の擬劈開破面（写4真 4 中，囲み(2)参照），フェライト相とオーステナ

R10イト相の相境界割れ破面（写真 4 中，囲み(1)参照）が見られた．その特徴的な破面として，写真 4 中の25

囲み(1)と(2)の拡大写真を，それぞれ写真 6 と 7 に示す．これらの写真は，破面形態をより詳細に特定す

20
14

図１

66
94

14

るために，破断面の両側をそれぞれ観察し EDX 分
析したものである．写真 6 のように，破面を両側で2観察すると，矢印で示したようなフェライト相（写SSRT 試験用試験片の寸法（単位： mm）

真中αと示した）／オーステナイト相（写真中γと示した）の相境界割れが見られる．写真 7 では，フ供試体を上記寸法の試験片に加工し，表面をエメ

ェライト相，オーステナイト相ともに擬劈開破面をリー紙＃ 1200 まで研磨したものを各試験に供した．

呈している．また延性破面と見られる部分において

SSRT 試験および CLT 試験は，PWR １次冷却材

も，フェライト相／オーステナイト相の２相組織にを模擬した水質の 500 ppm B + 2 ppm Li 水溶液で，対応すると見られる層状の破面形態（写真 4 中，囲

溶存水素濃度 2.75 ± 0.3ppm の条件で行った．引張み(3)参照）になっている．以上のように SSRT 試験

試験は大気中，360 ℃で行った．CLT 試験荷重は，

後破面は，破面形状が複雑で脆性破面率を精度よく

360 ℃大気中引張試験により求めた耐力（σ ）の２求めることが困難であった．そこで本報告では，破倍とした．各試験条件を表３に示す．

面率ではなく絞りにより SCC 感受性を評価するこ

0.2

各試験片は，走査型電子顕微鏡（SEM）にて，試ととした．
写真 4 と 5 に示した破面観察結果から破断後の断験片表面観察，破面観察，絞り評価等を行った．いくつかの特徴的な破面については，EDX 分析によ面積を求め，破断前の断面（2 × 4

りフェライト相，オーステナイト相どちらの相で割収縮率（絞り）を算出した．この絞りを時効時間にれているかを特定した．

対してプロットしたものを図２に示す．図２におい）からの断面て，引張試験後破面の絞りは，F8,F15,F23（図中それぞれ緑四角，青三角，赤丸で示した）ともに時効

3．実験結果時間が長くなるにつれて小さくなっている．これは3.1

熱時効により材料の延性が低下したためである．一

SSRT 試験方，SSRT 試験後破面の絞りも時効時間が長くなる
写真 4 に，360 ℃環境中 SSRT 試験後の破面観察

表３

試験温度
SSRT
360℃
CLT
360℃
引張試験
360℃

につれて小さくなり，加えてそれぞれ同じ時効条件

試験条件の一覧

水質
PWR１次冷却材模擬水PWR１次冷却材模擬水
大気中

歪み速度
5.0×10 ―7 S ―1−
8.3×10 ―5 S ―1

荷重条件−
耐力の 2.0 倍−

129の大気中引張試験後破面の絞りに比べて小さくなっを図 3 に示す．この図で絞り率が１より小さければ，ている．これは SSRT 試験後破面観察結果で脆性

環境の影響を受け，PWSCC 感受性を持つものと判破面が見られることから，SSRT 試験後絞りは環境断できる．400 ℃時効の F23 材（図中白抜きの赤丸の影響で脆性的な破壊をしたため小さくなったと考で示した）の絞り率は，未時効材においても１以下えられる．SSRT 試験後破面の絞りも引張試験後破であり，またばらつきは大きいが時効時間が長くな

面の絞りと同様，時効時間につれて小さくなってい

るにつれて小さくなる傾向がある．一方フェライト

る．これは，熱時効および環境の影響，両方の要因

含有量の少ない F15,F8（図中それぞれ白抜きの青による．そこで（１）式のように，各時効条件で絞丸，白抜きの緑四角で示した）では，時効による影り率を算出し，環境の影響を勘案した PWSCC 感受

響は明確でないが，フェライト含有量で比較すると，性評価の指標とした．

F8 に比べて F15 と F23 の方が絞り率が小さい傾向

この絞り率を時効時間に対してプロットしたものがある．従って，PWSCC 感受性は，フェライト含

（3）

（1）

（2）

（b）3,000 h（a）未時効写真４（c）10,000 h（d）20,000 h

F 23 材の PWR 水質中 360 ℃における SSRT 試験後破面
矢印はγ相の擬劈開，囲み（1）はα／γ相境界割れ，囲み（2）はγ相，α相の擬劈開割れ，
囲み（3）は層状の延性破面を示す．αはフェライト相，γはオーステナイト相を示す．

（b）3,000 h（a）未時効写真５（c）10,000 h

F 23 材の大気中 360 ℃における引張試験後破面（d）20,000 h

130（a）破面Ａ
写真６（b）破面Ａの反対側

写真４（b）3,000h 時効材の（1）部の拡大観察，矢印はα／γ相境界割れを示す．

（a）破面Ａ
写真７（b）破面Ａの反対側

写真４（c）10,000h 時効材の囲み（2）部の拡大観察
写真中αとγは，それぞれフェライト相とオーステナイト相の擬劈開割れを示す．

絞り率＝ SSRT 試験絞り値（環境中試験）/ 引張試験絞り値（大気中試験）・・・（1）

100

1
F23
F15
F8

F23-SSRT
F15-SSRT80

0.8

F8-SSRTF23-大気中絞り︵％︶

Ｆ15大気中60

F8-大気中

0.6
絞
り
率 0.4

40

0.2
20

0
0

10,00020,00030,000時効時間, h00

図２10,00020,000時効時間, h30,000時効時間に対する絞りの変化

図３

時効時間に対する絞り率（環境中絞り／大気中絞り）の変化131

有量がある一定量を越え（8 〜 15% の間），かつ時

3.4

機械的性質

効時間が長くなるほど増大するものと考えられる．
このことは２相ステンレス鋳鋼の PWSCC 感受性

400 ℃の各時効時間のフェライト相の硬さ（荷重が，熱時効によるフェライト相の変化に影響される25g），オーステナイト相の硬さ（荷重 25g），シャ

ことを示唆している．

ルピー衝撃値（常温）を表４に示す．
表から，シャルピー衝撃値は 400 ℃の熱時効によ

3.3

り，時効時間につれて低下する．その低下量はフェCLT 試験

ライト含有量の多い F23 が顕著であり，F8 ではそ耐力の２倍の荷重条件における約 3,000 時間 CLT

れほど影響しない．フェライト相の硬さは熱時効に試験後の試料表面の光学顕微鏡観察結果を写真 8 により上昇し，その硬化量は F8，F15 と F23 でほぼ示す．写真に示すように，CLT 試験後の試料表面同程度である．オーステナイト相の硬さは，F8，には多数の微小亀裂が存在する．微小亀裂は，未時

F15 と F23 いずれも 200HV 程度で熱時効によりほ

効材では主としてオーステナイト相粒内に存在し，

とんど変化しない．これら熱時効による経年変化は，時効材ではフェライト相とオーステナイト相の相境界に多く存在した．亀裂発生場所のこの傾向は

表４

SSRT 試験における破面形態の傾向に対応している．
SSRT 試験だけでなく，一定荷重による腐食試験においても，その試料表面ではあるが亀裂の発生が確認できた．従って，SSRT 試験の絞り率で示した
PWSCC 感受性は，未時効材ではオーステナイト相の粒内割れ，時効材ではフェライト相およびオース
テナイト相の粒内割れ，および相境界割れに起因す

各試験片のフェライト相の硬さとシャルピ
ー衝撃エネルギー値

F23
フ ェ ラ イ ト 相 の 硬 さ F15F8F23オーステナイト相の硬さ F15
F8
F23
シャルピー衝撃値（Ｊ）（JIS４号試験片） F15
F8

未時効
316
287
―c
217
217
190
226
291
267

3, 000h
510
461
460
226
214
203
52
215
217

10, 000h
686
596
604
210
201
189
32
138
225

20, 000h
616
631
675
205
200
180
―d
―d
―d

るものと考えられる．また，この割れ形態の違いが，c：圧痕がフェライト中におさまらないため測定不能，

絞り率が時効時間により小さくなる要因と推定される．

d

：未測定

引 張 方 向

α
γ

100μm

（a）F23 の未時効材
荷重条件： 42.2kg/
写真８（σ0.2 × 2 倍）（b）F23 の 400 ℃ 10,000h 時効材
荷重条件： 49.8kg/（σ0.2 × 2 倍）

約 3,000 時間定加重試験後の試料表面観察結果α／γ相境界亀裂部を白線で示した

132

フェライト相中での相分離による局部的な Cr 濃度（２）SSRT 試験による破面形態は，未時効材では上昇とＧ相の析出によるものである．また，その微主としてオーステナイト相の擬劈開割れを呈細組織変化がフェライト相の硬さを上昇させ，そのし，時効するとそれに加え，フェライト相のフェライト相の硬さ上昇とフェライト含有量により

擬劈開破面，フェライト相/オーステナイト(13)相の相境界割れ破面が観察される．

シャルピー衝撃値の低下はほぼ説明できる ．

4．考察（３）CLT 試験により，F23 材は未時効材，時効材
ともに耐力の２倍の荷重条件で試料表面に微ここで，２相ステンレス鋳鋼の PWSCC 感受性が小亀裂が観察された．その微小亀裂は，未時

熱時効により変化した理由について考える．一般に効材では主としてオーステナイト相粒内に，SCC 感受性は硬さが硬くなると高くなることが知400 ℃ 10,000 時間時効材ではフェライト相/られている(14)．従って，２相ステンレス鋳鋼のオーオーステナイト相の相境界に多く見られた．

ステナイト相は時効により硬さがほとんど変化しな
いので，感受性もほとんど変化しないものと推定さ（４）フェライト含有量や時効時間により PWSCCれる．一方，フェライト相は熱時効により硬さが上感受性が変化するのは，フェライト相の粒内昇するので，そのため PWR の 1 次冷却材模擬水中割れおよびフェライト相/オーステナイト相

で SCC 感受性が増大し，PWSCC を起こすものとの相境界での割れが，破壊モードに加わるた

考える．絞り率で示される PWSCC 感受性は，フェめと推定されるが，これについてはさらに検ライト含有量の少ない F8 と F15 ではその時効の影討が必要である．

響が明確でないが，これはフェライト相の含有量が少ないためと考えられる．これは F8 のシャルピー

文献

衝撃値の時効時間による変化が明確でないこととも矛盾しない．オーステナイト相とフェライト相の相(1)

A.Trautwein and W.Gysel: Stainless SteelCastings, ASTM STP 756, pp.165-189 (1982).

境界での割れの発生についても，フェライト相の硬度上昇が何らかの影響を与えていると推定される(2)

O.K.Chopra ： SMiRT 13, pp.349-354(1995).

が，その熱時効による材料特性の変化との関連性は(3)

T.Tanaka, S.Kawaguchi, N.Sakamoto and

現状では不明である．この点については今後より詳

K.Koyama ： ASME， PVP-Vol.318,pp.141-146

細な検討が必要と考える．

(1995).
(4)

5．まとめ
PWR の１次冷却材主配管でよく用いられる
SCS14A 遠心鋳造２相ステンレス鋼について，フェライト量 8,15,23% の供試材を製作し，未時効材と400 ℃ 20,000 時間までの時効材に対し，１次冷却材
模擬水中において SSRT 試験と CLT 試験を行い，
PWSCC に関し以下の成果を得ることができた．

S.Kawaguchi: Trans. JWRI, Vol.23, No.2, pp.213222 (1994).
(5)PWSCC 感受性は，フェライト含有量が多いほど，また時効時間が長いほど高くなる．

N.Totsuka and Z.Szklarska-Smialowska:

Corrosion, Vol.44, No.2, pp.124-126 (1988).
(6)

Z.Szklarska-Smialowska, Z.Xia and S.W.Shakawy:

Corrosion, Vol.48, No.6, pp.455-462 (1992).
(7)

S.W.Shakawy, Z.Xia and Z.Szklarska-Smialowska:

Journal of Nuclear Materials 195, pp.184-190 (1992).
(8)（１）SSRT 試験により，SCS14A 遠心鋳造材のL.Mraz, F.Matsuda, Y.Kikuchi, N.Naruo and

P.L.Andresen, T.M.Angelium, W.R.Catlin,

L.M.Young and R.M.Hprn: Corrosion/2000, Paper
No.203.
(9)

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133

Corrosion Science, Vol.27, No.10/11, pp.1251-1269(1987).
(10) A.A.EL-Yazugi and D.Hardie: Corrosipn
Science, Vol.40, No.6, pp.909-930 (1998).
(11) 滝沢貴久男，志水康彦，樋口義弘，田村今男：
鉄と鋼，第 67 年，第２号, pp.353-361 (1981).
(12) 滝沢貴久男，志水康彦，樋口義弘，田村今男：
鉄と鋼，第 69 年，第 7 号, pp.829-836 (1983).
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Journal of the Institute of Nuclear Safety System
2000, No.7, pp.145-158 (2000).
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技術センター (1995).