172

非破壊手法による鋳造２相ステンレス鋼の熱時効評価
Non-Destructive Evaluation of Thermal Aging of Cast Duplex Stainless Steel河口

恭寛（Yasuhiro Kawaguchi）*

要約 鋳造２相ステンレス鋼は優れた材料強度および靱性を持ち，耐食性にも優れているため，原子力発電所の１次冷却材管や１次冷却材ポンプのケーシングなどに使用されることが多い．しかしながら，300℃以上の高温で長時間にわたって使用された場合，熱時効と呼ばれる材料劣化が進行し，靱性が低下することが知られている．従って，この材料で構成される設備の維持管理においては，熱時効による機械的特性の変化を非破壊的に検査することが必要とされる．
本研究では，鋳造２相ステンレス鋼の熱時効に伴う靱性の低下を非破壊的に評価する技術を開発することを目的として，超音波音速測定法，熱起電力法，電気抵抗法，SQUID法（超伝導量子干渉計法）および陽電子消滅法の５種類の技術について，実際に加速熱時効させた供試体を用いた実験を行い，熱時効の検出性を比較検討した．その結果，熱起電力法が非破壊評価パラメータと熱時効材の力学的特性の相関係数が高く，測定におけるばらつきが小さいことから最も有効な
熱時効評価技術であるとの結論を得た．
キーワード

鋳造２相ステンレス鋼，熱時効，超音波音速測定法，熱起電力法，電気抵抗法，SQUID法（超伝導量子干渉計法），陽電子消滅法

Abstract
Cast duplex stainless steel is frequently used in main coolant pipes and reactor coolant
pump casings in nuclear power plants because of its excellent material strength, toughness andsuperior corrosion resistance. It is known, however, that thermal aging occurs when this material is
exposed to temperatures over 300℃ for extended periods of time. As a result, the material toughness
decreases. It is necessary therefore to evaluate changes in the mechanical properties of this materialcaused by thermal aging using non-destructive methods for the maintenance and management ofcomponents made of cast duplex stainless steel.
In order to develop a non-destructive technique for evaluating the toughness reduction of cast duplex
stainless steel due to thermal aging, five types of non-destructive techniques were compared. These
include ultrasonic sound velocity measurement, the thermoelectric power measurement the electric
resistance method, the SQUID (Superconducting Quantum Interface Device) method, and the positronannihilation method. The thermal aging detectability of each technique was compared and examinedin experiments using specimens on which accelerated thermal aging had been carried out. It was
concluded that the thermoelectric power measurement was the most effective technique for evaluating
thermal aging because the correlation coefficient between the non-destructive evaluation parameters
and the mechanical properties of aged materials was high and the dispersion of measurements was
small.
Keywords

Cast duplex stainless steel, thermal aging, ultrasonic sound velocity measurement,

thermoelectric power measurement electric resistance method, SQUID (Superconducting Quantum Interface
Device) method, positron annihilation method.

1．はじめにの運転に伴う構造物各部位における材料の経年的な変化を把握し，それらの健全性を判定し，かつ残存

原子力発電所の設備の高経年化に対し，プラント*（株）
原子力安全システム研究所

技術システム研究所

する寿命を予測する手法が求められている．

173

鋳造２相ステンレス鋼は，オーステナイト相およネルギーの変化（熱起電力法，電気抵抗法），透磁率

びフェライト相の２つの相から構成されており，耐の変化（SQUID法）あるいは析出物に起因する点欠食性に優れ，高い強度と靱性をもち溶接性にも優れ陥の増加（陽電子消滅法）を間接的に測定しているている．そのため，原子力発電所の１次冷却材系なと考えられる．これ以外にも，鋳造２相ステンレス

どの厳しい環境下で使用される．しかしながら，鋳鋼の熱時効を非破壊的に評価する手法は研究されて造２相ステンレス鋼は，長時間高温（300〜450℃）

いる．これらの手法は，前述の５種類の手法と同様にさらされると靱性が低下する．従って，この材料に熱時効に伴う材料組織の変化を超音波の伝播特性，で構成される設備の維持管理においては，熱時効に電気的特性あるいは磁気的特性等の材料物性の変化

よる機械的特性の変化を非破壊的に検査することがとして非破壊的に捉えているものと考えられる(6) (7)．

必要とされる．

本研究では，現在容易に利用でき，かつ原子力発電

本研究では，鋳造２相ステンレス鋼の主要な材料所の現場での適用を考へ上記の手法を選定した．

劣化モードである熱時効に伴う靱性の低下を非破壊

本研究では，加速熱時効させた鋳造２相ステンレ

的に評価するための最適な検査技術の開発を目的とス鋼の供試体を用いて，熱時効に伴う力学的特性の変する．これまで，鋳造２相ステンレス鋼の熱時効を化と各非破壊手法で測定された値の関係を明らかに評価する手法について実験的に比較評価したものはすることにより熱時効評価の検出性の比較を行った．

少なく，本研究では，実際に加速熱時効させたフェライト量の異なる３種類の鋳造２相ステンレス鋼の2．実験方法

供試体を用い，超音波音速測定法(1)，熱起電力法(2)，電気抵抗法，SQUID法(3)および陽電子消滅法(4)の５種類の評価手法について熱時効の検出性を比較検討し

2.1

供試体

た．
鋳造２相ステンレス鋼の熱時効は，フェライト相本研究では，フェライト量の異なる３種類の鋳造でスピノーダル分解により相分離が徐々に進行し，２相ステンレス鋼を供試体として用いた．これら供

鉄原子の密度が高くなる鉄リッチ相とクロム原子の試体の化学成分を表１に示す．また化学成分から密度の高くなるクロムリッチ相が生成するため，靱Shaefferler線図により算出したフェライト量を表２性が低下すると考えられている．また，近年では熱に示す．

時効に伴う組織変化としてフェライト相内のＧ相析

供試体の材質は，JIS SCS14Aであり，製造はアーク

出や粒界への炭化物の析出なども起こることが知ら

炉により溶解し，AOD（Argon Oxygen Decarburiza-(5)

れている ．

tion） 炉で精錬した溶鋼を遠心鋳造した．製造時の本研究で取り上げた５種類の非破壊評価手法は，

固容化熱処理は，加熱温度 1,070 ℃〜1,120℃で１時

熱時効に伴う材料の組織変化によってもたらされる間以上保持し，水冷にて５分以内で426℃以下に冷

ヤング率の変化（超音波音速測定法），フェルミエ

却した．供試体の断面マクロ写真と光学顕微鏡観察

表１ 供試体の化学成分 (wt %)
供試体
No

C

Si

Mn

P

S

Ni

Cr

Mo

N

Fe

F8

0.047

0.79

0.90

0.026

0.017

10.67

18.85

2.22

0.0056

bal.

F 15

0.039

1.07

0.84

0.023

0.008

9.28

18.80

2.14

0.0056

bal.

F 23

0.044

1.46

0.68

0.029

0.016

9.57

20.02

2.23

0.0050bal.

174

表２ 供試体のフェライト量 (vol. %)写真を図１と図２に示す．
供試体は，加速的に熱時効を進行させるため

供試体 Noフェライト量

F8

7.3

F 15

14.6

F 23

21.3

400℃の大気中で0時間，100時間，300時間，1,000
時間， 3,000時間および10,000時間の６段階において熱時効処理を行った．

(a) 供試体 F 8(b) 供試体 F 15
図１(a) 供試体 F 8(c)供試体 F 23

供試体（未時効材）の断面マクロ写真(b) 供試体 F 15(c) 供試体 F 23
図２

供試体（未時効材）の光学顕微鏡観察写真(× 100)

175

2.2

熱時効による力学的特性の変化の確認が25 MHzの線集束型探触子を用いて，水浸法にて正反射波と漏洩表面波の干渉波の振幅を探触子のデ

2.2.1

硬さ試験

フォーカス量zの関数としたV(z)曲線より音速を算出した．

鋳造２相ステンレス鋼の熱時効に伴う硬さの変化を調べるため，マイクロビッカース硬度計（島津製作所製 NS-IV2000）により，フェライト相の硬さ測定を行った．計測においては，供試体表面をエメリ
紙およびバフで研磨し，エッチング処理を施しフェ
線集束型深触子

ライト相とオーステナイト相が識別できるようにしたうえで，25gの荷重を用いてフェライト相の硬さを計測した．

正反射波
Ｚ
漏洩弾性表面波

2.2.2

引張試験
試験体

熱時効に伴う材料強度の変化を確認するために，引張試験（島津製作所製オートグラフAG-100NE）

図３

漏洩弾性表面波の伝播経路を行った．試験片はφ14mm標点間距離60mm（４号試験片）で，引張強度を求めた．

2.2.3

シャルピー衝撃試験
25MHz
発信器

MBS-800
ゲートアンプA/D変換器

熱時効に伴う靱性の低下程度を評価するため，シCPUャルピー衝撃試験を行った（温度150℃以下は前川試験製作所製シャルピー式竪型，温度200℃以上は

パルス／
受信信号

東京衡機製シャルピー式竪型を使用）．試験片の大きさは10mm×10mm×55mm（４号試験片）で，延性脆性遷移温度（DBTT）と上部棚吸収エネルギー

線集束型深触子

を求めた．

2.3

熱時効に伴う非破壊評価パラメータの
変化の確認

2.3.1

超音波音速測定法による測定

試験片

図４

2.3.2

超音波音速測定システム

熱起電力法による測定

通常，超音波の音速測定は，材料中に垂直縦波超この手法は，図５に示すように，２つの銅製のプ

音波を伝播させ，その経路と伝播時間から求められロッドを材料表面に押し当てると２点間の温度差⊿

るが，本研究では，鋳造材を扱うことから，減衰，Tのためゼーベック効果でホットチップ，コールド

散乱等の影響を少なくするよう伝播距離の短くできタッチを通る回路で熱電位差⊿Vが発生する．熱起る漏洩弾性表面波を用いた．その原理を図３に示す．

電力（TEP）は，⊿V／⊿Tで表される．

超音波音速測定システム(MATEC INSTRUMENTS

測定装置（仏国電力庁（EDF）製）を図６に示す．

製)を図４に示す．本研究においては，中心周波数測定装置では，ホットチップ先端が直径0.6 mmに

176

切った円錐で，40℃に加熱され，コールドタッチは

電流計

電流制限可変抵抗

材料と同じ室温としている．熱起電力は，測定温度

Aに影響されないよう，20℃での熱起電力に補正した．

電源
△V
電熱回路

L
S

ホットチップコールドタッチ

電圧計
熱勾配

△T

図５

ゼーベック効果

図７

2.3.4

V

定電流４端子法SQUID法による測定

供試体について，図８に示すシステム(TRISTAN
ポータブルコンピューター

TECHNOLOGY製)により，表３の条件で交流磁場を印可しながら，SQUID磁束計で磁気特性を測定した．測定した磁気特性パラメータはスロープ値で測定部あり図９にスロープ値の意味を示す．図９の横軸はZ

超伝導マグネットに流れる交流電流，縦軸は
X

計器ラック

コールドタッチ

ホットチップSQUID出力電圧を示す．本研究で用いたSQUID磁
束計は，磁気シールドを使用せずに測定が可能である１次微分型グラディオメータであり，２個の検出

試験片

コイル間の磁束の勾配（差分）を測定するため，遠方で発生した磁場はキャンセルされ基本的には出力

図６

2.3.3

熱起電力測定装置に影響しない．

電気抵抗法による測定

JIS C2526に準拠し，定電流４端子法（電流を固液体Heデュアー
（700×250mm）

定し，電圧変動を測定）を用いて供試体の電気抵抗率を測定した．試験片の大きさは，5 mm×5 mm×

SQUID制御装置

DC SQUID

50 mmで，図７に示すように，試験片の長手方向両端部に定電流Iを流す端子を，それらより内側に電差分検出コイル
コンピューター

圧Vを検出する端子を押し当てる．そして定電流

超伝導電磁石

10Aを流したときの端子間電圧 V（電圧端子間距離

試験片

L：40mm，電圧計：IWATSU ELECTRIC製 VOAC7411）

X-Yステージを測定することにより室温での電気抵抗率を求めた．

図８

低温SQUID磁束計計測システム

177

陽電子源
68
Ge
試験体
標準γ線源
7
Be

SQUID 出力（V）

2.00
1.50

液体窒素デュワ

slope

1.00
0.50

peak to peak
0.00

−0.50
−1.50 −1.00 −0.50

図９

0.00
0.50
電流（A）

1.00

1.50

電流とSQUID磁束計出力の関係

信号
パーソナル
コンピューター

図10
表３

信号

γ線検出器

信号処理装置

陽電子消滅測定装置

低温SQUID磁束計の仕様

検出コイルの種類

3.

１次微分型コイル

検出コイルと試験片距離8mm

SQUID磁束計サンプリング
レート

100Hz

AC超伝導マグネット電流

1A

AC超伝導マグネット周波数

1Hz

実験結果

3.1

熱時効による力学的特性の変化

3.1.1

硬さ試験

400℃で熱時効させた供試体の時効時間に伴うフェライト相の硬さの変化を図１１に示す．フェライ

2.3.5

陽電子消滅法による測定

ト相の硬さは各供試体に共通して，1,000時間と3,000時間のデータに少しばらつきがあるが，他は本研究で用いた陽電子消滅法としては，システムほぼ同じ値であり時効時間に伴い上昇する．

をより簡単にするため消滅対γ線のエネルギー拡がりを観測する方法（ドップラーブロードニング法）
央部のカウント数と全体のカウント数の比で表されるＳパラメータで行った．
陽 電 子 消 滅 測 定 装 置 （ AEA Technology 製
PALA-2）を図１０に示す．全体は，高純度Ge-γ線検出器（分解能：60 Coのγ線(1.332MeV）において
FWHM=1.75keV，検出器を冷却するための液体窒

800
マイクロビッカース硬さ（Hv）をとった．γ線エネルギー分布の評価は，ピーク中

F8
F15
F23

700
600
500
400
300
200
0

100

素デュワーを含む），前置増幅器，高電圧電源，計数部（主増幅器，A/D変換器，カウンタ），解析部，

1000

10000

時効時間（h）

図11

400℃熱時効における時効時間に伴うフェライト相硬さの変化

3.1.2

引張試験

陽電子源およびその他の構成部品からなる．陽電子
源には68Geを用い，この電子捕獲で生成する68Gaのβ＋崩壊によって発生する陽電子測定試料にあてた．
試料中の電子-陽電子対消滅により発生したγ線は，試料および陽電子源の前方に位置するγ線検出器によりとらえられ，増幅，デジタル化しＳパラメータを計算した．

400℃で熱時効させた供試体の時効時間に伴う引張強さの変化を図１２に示す．時効時間に伴い引張

178

500

強さが上昇している．また，引張強さの上昇傾向はフェライト量が多いほど顕著であることが分かる．
DBTT（K）

900
F8
F15
F23

引張強さ（MPa）

800

F8
F15
F23

400
300
200
100

700
0
600

0

100

1000

10000

時効時間（h）
500

400℃熱時効における時効時間に伴う

図14

400
0

100

1000

DBTTの変化

10000

時効時間（h）

400℃熱時効における時効時間に伴う

図12

引張強さの変化3.2 熱時効に伴う非破壊評価パラメータの変化

シャルピー衝撃試験

3.1.3

超音波音速測定法

3.2.1
各供試体の時効時間に伴う，上部棚吸収エネルギー(USE)の変化を図１３に示す．供試体F23および400℃熱時効における供試体の時効時間に伴う漏F15は，時効時間に伴い上部棚吸収エネルギーが低洩表面波の音速の変化を図１５に示す．測定された下していくが，供試体F8は時効時間に伴う上部棚

漏洩表面波の音速は，フェライト量が多いほど高く吸収エネルギーの変化はほとんど見られない．すななっているが，時効時間に伴う変化にはばらつきがわち，時効時間に伴う上部棚吸収エネルギーの減少

大きい．

は，供試体のフェライト量が多いほど顕著である．
各供試体の時効時間に伴うDBTTの変化を図14にの上昇が見られる．この時効時間に伴うDBTTの上
昇傾向は，供試体のフェライト量が多いほど顕著で
ある．

2880
漏洩表面波音速（m/s）

示す．全ての供試体に置いて時効時間に伴うDBTT

F8
F15
F23

2860
2840
2820
2800

450
2780

400

100

USE（J/cm2）

0
350

1000

10000

時効時間（h）

300

図15

250
F8
F15
F23

200
150

3.2.2

100
0

100

1000
時効時間（h）

図13

時効時間に伴う超音波の音速変化

400℃熱時効における時効時間に伴う上部棚吸収エネルギーの変化

熱起電力法

10000

400℃熱時効における供試体の時効時間に伴う熱起電力の変化を図１６に示す．熱起電力は時効時間に伴い上昇している．また，フェライト量が多いほ179

ど熱起電力は高く，時効時間に伴う上昇は顕著であ

3.2.4

SQUID法る．これらのことから，鋳造２相ステンレス鋼の熱時効の進行を熱起電力の変化として検出でき，熱時

400℃熱時効における供試体の時効時間に伴う磁効に伴う熱起電力の上昇の程度は，フェライト量に束のスロープ値の変化を図１８に示す．フェライト

依存することがわかる．

量によって明確にスロープ値が異なり，フェライト
量が多いほどスロープ値が高くなっている．スロー
プ値は時効初期に若干低下しているが，時効時間に

−1.6

−2

4

−2.2
スロープ値（V/A）

TEP（μV/℃）

伴う変化はほとんど見られない．

F8
F15
F23

−1.8

−2.4
−2.6
−2.8
0

100

1000

10000

2
F8
F15
F23

1

時効時間（h）

図16

3

時効時間に伴う熱起電力の変化

0
0

100

1000

10000

時効時間（h）

電気抵抗法

3.2.3

図18 時効時間に伴うSQUIDのスロープ値の変化

400℃熱時効における供試体の時効時間に伴う電気抵抗率の変化を図１７に示す．フェライト量の高陽電子消滅法

3.2.5

い供試体F23は，電気抵抗率が高く，時効時間に伴い電気抵抗率が低下している．一方，フェライト量

400℃熱時効における供試体の時効時間に伴うＳパの低い供試体F8, F15では，もともと電気抵抗率はラメータの変化を図１９に示す．時効初期において低く，両者の差は小さい．また，時効時間に伴う電ばらつきがあるが，時効時間に伴いＳパラメータは気抵抗率の変化はほとんど見られない．全体として，上昇している．フェライト量が多いほどＳパラメー

フェライト量が多いほど電気抵抗率が高く，熱時効

タは高く，時効時間に伴う上昇も顕著である．とこによる変化が大きい傾向にある．

ろがフェライト量の低い供試体F8では，時効時間に伴うＳパラメータの変化はほとんど見られない．
F8
F15
F23

0.84

0.005
0.004

0.82

Sパラメータ

電気抵抗率（μΩ・m）

0.86

0.80

0.78

F8
F15
F23

0.003
0.002
0.001
0
−0.001

0.76
0

100

1000
時効時間（h）

図17

時効時間に伴う電気抵抗率の変化

10000

0

100

1000

10000

時効時間（h）

図19 時効時間に伴う陽電子消滅Ｓパラメータの変化

180

熱時効に伴う非破壊評価パラメータの変化と力学的特性の関係

3.3

電気抵抗法

3.3.3

電気抵抗率とDBTTの関係を図２２に示す．フェ超音波音速測定法

3.3.1

ライト量の多い供試体F23では，電気抵抗率とDBTTに高い負の相関が見られるが，フェライト量

漏洩表面波音速とDBTTの関係を図２０に示す．

の少ない供試体F8, F15では相関はほとんど見られ全体として音速が高い領域でDBTTは高くなっていない．また，電気抵抗率とDBTTの関係はフェライ

るが，ばらつきが大きい．フェライト量の同じ供試

ト量によって異なり，電気抵抗率からDBTTを評価

体においても，音速とDBTTの相関は高いとはいえする場合，フェライト量を考慮する必要がある．

ない．
500
350

F8
F15
F23

400

DBTT（K）

DBTT（K）

F8
F15
F23

300
250

300

200

200
100
150
0
100

0.76
2780

2800

2820

2840

2860

0.78

0.80

2880

0.82

0.84

0.86

電気抵抗率（μΩ・m）

漏洩表面波音速とDBTT（m/s）

図20

図22

漏洩表面波音速とDBTTの関係

熱起電力法

3.3.2

3.3.4

電気抵抗率とDBTTの関係

SQUID法熱起電力とDBTTの関係を図２１に示す．熱起電

SQUID磁束計で測定したスロープ値とDBTTの関力の上昇に伴い，DBTTがほぼ単調にに増加してお係を図２３に示す．フェライト量によってグループ

り，ばらつきも少ない．また，熱起電力とDBTTの化され，フェライト量が多いほどスロープ値と関係はフェライト量に依存せず，一つの直線で関係

DBTTは高い値をとる．また，スロープ値とDBTTづけられる．すなわち，熱起電力を測定することにの相関は低い．

より，フェライト量に関係なくDBTTが求められることになる．

500

F8
F15
F23

DBTT（K）

DBTT（K）

400

F8
F15
F23

400

500

300

300

200

100

200

0

100

0

1

2

3

スロープ値（ V/A）
0
−2.9

−2.7

−2.5

−2.3

−2.1

−1.9

TEP（μV/℃）

図21

熱起電力とDBTTの関係

−1.7

−1.5

図23

スロープ値とDBTTの関係

4

181

3.3.5

陽電子消滅法

このことから，熱起電力法をもちいて熱起電力を測定することにより高い精度で材料の靱性を推定で陽電子消滅法で測定したＳパラメータとDBTTのきると考えられる．

関係を図24に示す．Ｓパラメータの増加に伴い
1

DBTTが増加している．また，ＳパラメータとDBTTの関係はフェライト量に影響されない．
相関係数

0.8

500
F8
F15
F23

DBTT（K）

400

300

0.6
0.4
0.2

200

0
超音波法

100

熱起電力法 電気抵抗法

SQUID法 陽電子消滅法

図25 非破壊評価パラメータと熱時効の相関係数

0−0.001

0

0.001

0.002

0.003

0.004

0.005

Sパラメータ4.

ＳパラメータとDBTTの関係
相関係数

図24

考察

５種類の手法について鋳造２相ステンレス鋼の熱時効に対する検出性の比較評価を行うため，供試体

1
0.8
0.6
0.4
0.2
0
-0.2
-0.4
-0.6
-0.8
-1

0.40

Ｆ–8

の材料組織の不均一性の影響による非破壊評価パラ

図26

F–23

−0.63
−0.96

について各手法で測定した値（非破壊評価パラメータ）とDBTTとの相関係数を求めると共に，鋳造材

F–15

フェライト量による電気抵抗率とDBTTの相関係数

メータのばらつきの影響について確認した．
各手法の非破壊評価パラメータとDBTTの相関係

次に，鋳造材の材料組織の不均一性の影響を調べ

数を図25に示す．相関係数ρは，非破壊評価パラメ

るため，測定位置による非破壊評価パラメータのばータをxi，DBTTをyi とし次式で定義される．ここ

らつきを各手法で比較した．各々の手法により評価

で i は，供試体の番号を表す．

パラメータの単位が異なるため，不均一性の影響は，

ρ＝

Σ（xi -X （） yi -Ｙ ）Σ（xi - X ）2 Σ（yi -Ｙ ）2

非破壊評価パラメータの測定位置によるばらつきを
熱時効に伴う変化量で除した値で表した．非破壊評
価パラメータの測定位置によるばらつき（標準偏差）

ここで，X, Y はそれぞれxi, yi の平均を示す．相をSx，靱性が最も高い供試体F8の未時効材の非破壊関係数は，熱起電力法が0.96で最も高く，ついで陽評価パラメータを X received，靱性が最も低い供試体

電子消滅法が0.84となっている．また，電気抵抗法

F23の10,000h熱時効材の非破壊評価パラメータをは全体としての相関係数は低いが，図26に示すようXagedとして，不均一性の影響度Dを次式で表し，得にフェライト量毎の相関係数を見ると，フェライト

られた各評価パラメータのD 値を図27に示した．

量の高い供試体F23では0.96と高い負の相関係数を
示した．

182

Sx

するであろうし，超音波音速測定法，電気抵抗法おXaged – Xreceived

よびSQUID法では測定設備の形状や肉厚を考慮しその結果，SQUID法，熱起電力法，電気抵抗法は性の観点から見ると，熱起電力法は，環境に影響さ不均一性の影響は小さく，圧延・鍛造材等の均一なれる要素が少なく現場への適用面で有利な手法であ

材料では音速のばらつきの小さいとされる超音波音

ると考えられる．

D =た測定を行う必要がある．このような現場への適用

速測定法は鋳造材では測定位置による音速のばらつ
きが大きく不均一性の影響が大きいことが分かった．

5.

結論

このことから，鋳造材のような材料組織が不均一な材料を評価する場合，超音波などの機械的な方法で鋳造２相ステンレス鋼の熱時効に伴う靱性の低下

は音響異方性などの影響を受けやすく，評価パラメ

を非破壊的に評価するため，加速熱時効させた供試

ータにばらつきが大きいが，SQUID法，熱起電力法，体を用いて超音波音速測定法，熱起電力法，電気抵

電気抵抗法などの電磁気的な手法は不均一性の影響

抗法，SQUID法，および陽電子消滅法による実験を受けにくく評価パラメータのばらつきは小さいたを行い，熱時効に伴う力学的特性の変化と各手法のめ鋳造材の評価に適していると考えられる．

非破壊評価パラメータの関係を明らかにすることにより最適な評価手法の検討を行った．以下に主な結1果を列挙する．

0.9（１）鋳造２相ステンレス鋼の熱時効を非破壊的に不均一性の影響度0.8
0.7

評価するには，熱起電力法が力学的特性

0.6（DBTT）の相関が最も強く，鋳造材の材料組

0.5

織の不均一性の影響も受けにくい評価手法で

0.4
0.3

あることから最適な評価手法であると考えら

0.2

れる．

0.1

（２）フェライト量の高い材料では，電気抵抗法も0

有効な評価手法であるが，力学的特性と電気

超音波法 熱起電力法 電気抵抗法 SQUID法 陽電子消滅法

抵抗率の関係はフェライト量に依存するた

図27

非破壊評価パラメータの材料組織不均一性

め，熱時効評価のためにはフェライト量を考の影響慮する必要がある．
（３）鋳造２相ステンレス鋼は，材料組織が不均一以上のことから，鋳造２相ステンレス鋼の熱時効のため音響異方性が強い．そのため，超音波を非破壊的に評価する上で，熱起電力法が非破壊評

音速測定法などの機械的な測定手法よりも，価パラメータと力学的特性の相関が最も強く，また電磁気的な測定手法の方が測定のばらつきが鋳造材の材料組織の不均一性の影響を受けにくいた

小さく，鋳造材の評価手法に適している．

め，最も適した評価手法であるといえる．

6.

謝辞

本研究における各手法での測定は，実験室内の環境の整った状態で行っており信頼性の高いデータが本 研 究 の 実 施 に お い て ， 仏 国 電 力 庁（ E D F ）得られていると考えられる．しかしながら，原子力

Renardieres研究所のCoste氏，住友金属テクノロジ

発電所の現場においてこれらの手法を適用する場

ー（株）の奥山氏，原子燃料工業（株）の磯部氏な合，現場の環境や測定対象設備の形状等の影響を受らびに石川島播磨重工業（株）技術研究所の中村氏けることになる．原子力発電所の現場の放射線は，に多大な御協力をいただき，ここに記して感謝の意

陽電子消滅法の消滅γ線の測定にノイズとして影響を表します．

183

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