74小口径配管ソケット溶接継手の高サイクル疲労特性
High-Cycle Fatigue Properties of Small-Bore Socket-Welded Pipe Joint
前川

晃（Akira Maekawa)＊ 1

野田

満靖（Michiyasu Noda)＊ 1

鈴木道明（Michiaki Suzuki)＊ 2

要約 原子力発電所の機器・配管系は数多くの溶接部からなる溶接構造物とみなすことができ，溶接部の信頼性確保は最重要課題の一つである．しかしながら，溶接部のトラブル事例として小口径
配管ソケット溶接継手部が振動により疲労破損に至る高サイクル疲労が依然報告されている．本研
究では，オーステナイト系ステンレス鋼製小口径配管のソケット溶接継手を実機の加振状態に近い
条件で疲労試験を行い，ソケット溶接継手の振動特性と疲労強度を評価した．その結果，マイナー則による疲労寿命評価から予測される疲労損傷の進展に伴い，ソケット溶接継手を含む配管の固有振動数が徐々に低下することが判明した．この結果は，配管の固有振動数の低下傾向を評価することによって配管溶接継手の疲労寿命評価が可能であることを示している．さらに，マイナー則による評価に加えて，固有振動数の低下割合を評価することで，疲労寿命評価の精度向上が図れるものと考えられる．
キーワード

高サイクル疲労，ソケット溶接継手，小口径配管，振動特性，固有振動数，疲労強度，疲労寿命，
S-N 線図，マイナー則

Abstract
Piping and equipment in nuclear power plants are structures including many
welded joints. Reliability of welded joints is one of high-priority issues to improve the safety of
nuclear power plants. However, occurrence of fatigue failures in small-bore socket-welded pipe
joints by high-cycle vibrations is still reported. In this study, fatigue experiments on asocket-welded joint of austenitic stainless steel pipe was conducted under excitation conditions
similar to those in actual plants to investigate vibration characteristics and fatigue strength. It was
found that the natural frequency of pipe with socket-welded joint gradually decreased as fatigue
damage developed, according to the Miner rule for fatigue life evaluation. The results indicate thatthe fatigue life of the welded pipe joint could be estimated by monitoring the decreasing ratio of thenatural frequency of the pipe. The evaluation of decreasing ratio of the natural frequency in addition
to fatigue damage evaluation by the Miner rule could enhance the accuracy of fatigue life evaluation.
Keywords

High-cycle fatigue, Socket-welded pipe joint, Small-bore piping, Vibration characteristics,
Natural frequency, Fatigue strength, Fatigue life, S-N curve, Miner rule1.

緒言

疲労，振動による疲労破損等があるが，配管漏洩に至った事例では，振動による疲労破損 (1)〜(6) がかな

原子力発電所において，発電設備の安全性と信頼りの部分を占めている．配管の振動による疲労破損性の確保は極めて重要な課題である．原子炉容器やは，ほとんどの場合に溶接継手で発生している．原

配管系を始めとした発電設備は数多くの溶接部から子力発電所では，小口径配管のソケット溶接継手やなる溶接構造物とみなすことができ，溶接部の信頼隅肉溶接継手が，高サイクル振動により疲労破壊し性確保は最重要課題の一つである．発電設備の溶接た事例が，最近でも数多く報告(7)〜(11)されている．

部は法令等によりその重要度区分に応じて溶接検査

これらの事例のほとんどが原子炉停止を余儀なくさが行われている．しかしながら，溶接部におけるト

せられていることから最優先で取組むべき課題であラブルが依然数多く報告されている．機器・配管のる．したがって，溶接継手の強度評価や配管の振動損傷形態には応力腐食割れ（SCC）や配管減肉，熱管理技術に関して，更なる知見の充実や技術開発が＊1＊2(株)原子力安全システム研究所 技術システム研究所
元(株)原子力安全システム研究所 技術システム研究所

現 カワサキプラントシステムズ(株)必要である(12)〜(18)．
高サイクル疲労とは，応力振幅の 105 回以上の繰り返しによる疲労破壊を示す．小口径配管はプラン
ト運転中に，ポンプ等の動的機器から発生した機械
振動や脈動により加振を受けている．加振振動数成分に配管の固有振動数に近い振動数成分が含まれていると配管は共振により大きな応力振幅で振動し，応力集中部になりやすい配管溶接継手部に疲労破壊が発生する．このような疲労破壊は一般的には配管の固有振動数を加振振動数成分から離すことにより共振現象を回避し疲労限以下に応力振幅を抑えることにより防止している．しかしながら，このような

⧖䜐㏁䛝䝘䞀䜳ᚺງᙁ䛛㻃㻶㼄 㻃㻋㻰㻳㼄㻌75

㻔㻑㻓㻨㻎㻓㻖シ゛␺䜒⥲ᅒ䟺ᚺງ㻕ಶ䟻

S a ＝109000 N f−0.529＋45

S a ＝ 96200 N f㻔㻑㻓㻨㻎㻓㻕

ཾᙼ㻖㻒㻗㻥ཾᙼ㻔㻥ཾᙼ㻕㻥

S a ＝ 67800

N f−0 . 525−0 . 521＋43＋34㻔㻑㻓㻨㻎㻓㻔
㻔㻑㻓㻨㻎㻓㻗 㻔㻑㻓㻨㻎㻓㻘 㻔㻑㻓㻨㻎㻓㻙 㻔㻑㻓㻨㻎㻓㻚 㻔㻑㻓㻨㻎㻓㻛 㻔㻑㻓㻨㻎㻓㻜スᐖ⧖㏁䛝ᅂᩐ㻃㻱 I 㻋ᅂ㻌

図1

WSR の提案する S-N 線図(24)〜(30)（SUS316L)

対策が困難な場合には疲労強度と応力振幅の繰返し
回数との関係を表す S-N 線図をもとに疲労寿命の評

力による平均応力の効果を加味した S-N 線図が提案

価が行われる．実機の配管溶接継手の疲労寿命を推された．旧告示第 501 号記載の設計疲れ線図（現在定する場合，平滑試験片のひずみ制御型疲労試験にの日本機械学会発電用原子力設備規格

よる疲労寿命線図に対して次の事項を考慮する：①

規格の設計疲労線図に相当）と比較し，その比を材

実機形状の疲労寿命低減係数，②実機は試験片では料別および口径別に疲労強度減少係数として与えた．

なく構造物であること，③疲労寿命に係る安全率．

SUS316L に関する 2 つの線図を図 1 に示す．旧告示

平滑試験片の疲労寿命線図を用いて小口径配管のソ

第 501 号の線図に応力 2 倍との記載があるのは，応ケット溶接部を評価することは，実機の荷重制御に

力振幅について安全率 2 を考慮した線図であるので近い荷重状態および，上記の①と②を考慮していな

補正したことを意味する．また，提案線図には残留いという点で，寿命評価結果に不確実な部分を残し応力による平均応力の効果が考慮されており，溶接ている．正確な疲労寿命を予測するためには実機形

欠陥やねじりの効果については対応する評価式を別状に近い試験体を使用することが望ましいが，実機に与えている．

を模擬した試験体による疲労試験の実施例は少ない
ことから，データの拡充が望まれる．

設計・建設

しかしながら，提案された線図は変位制御による一定の変位振幅を与えた曲げ疲労試験によって得ら原子力発電所で使用されている溶接継手のうちソれたデータに基づいて作成されている．実機での実ケット溶接継手は小口径配管などのプラントの安全

働荷重は一定の変位振幅をもつ変位制御型の振動と評価上比較的重要度の低い部分に主に使用される溶言うよりはむしろ母管の振動による加振が小口径配接継手である．そのため，強度評価や振動特性評価

管に負荷され，小口径配管が共振して大振幅となりなど(19)〜(23)について系統的な研究はあまり行われて溶接継手部が疲労破壊に至るという荷重制御型に近いない．しかしながら，高サイクル疲労による破損

い状況が一般的であり，試験条件と実機条件は異事例が多く，この破損を原因とした原子炉停止事例なっている場合が多い．したがって，線図の信頼性も多いことから，系統的な研究を充実させる必要がや保守性について実機の状態を模擬した試験によりある．

確認しておくことが必要であると考えられる．

過去に実施されたソケット溶接継手の系統的な研本研究では，実機で用いられているものと同じ材

究として，（財）発電設備技術検査協会が行った発電料，形状，溶接仕様のオーステナイト系ステンレス

設備溶接部信頼性実証試験（WSR）(24)〜(30)がある．

鋼製小口径配管のソケット溶接継手を実機の加振状

WSR は（財）発電設備技術検査協会が平成 3 年度

態に近い条件で疲労試験を行い，継手の振動特性とから平成 8 年度までの 6 年間に実施したソケット溶

疲労強度を評価した結果を報告する．試験では，欠接継手の疲労強度に関する実証試験(24)〜(30)のことで陥のないソケット溶接継手だけでなく，溶接欠陥ある．この試験の結果から，炭素鋼（STPT42）お（内部欠陥）や外部欠陥を付加した溶接継手も使用しよびステンレス鋼（SUS316L）について，配管口径て試験を行った．

20A（3/4B），25A（1B），50A（2B）ご と に 残 留 応

76

3.
Ṇ➃㒊㻌

実験方法
WSR (24)〜(30) では，S-N 線図を作成するために，

ソケット溶接継手部を模擬した試験体に対して変位制御の曲げ疲労試験を行っている．一方，実機のソケット溶接部を持つ小口径配管は母管からの分岐管であることから，機械振動や流体の脈動により母管が振動することによって，小口径配管が共振状態に䝹䞊䝖㒊㻌加振される荷重制御型に近い荷重負荷状態になる．
小口径配管はベント管やドレン管として実機でよく

図2

ソケット溶接継手の解析モデル使用されていることから，形状はベント管やドレン管を模擬したソケット溶接付き小口径配管とし，大Ṇ➃㒊 㻔㻹㻼㼍㻕

口径の母管に接続した状態を本研究の試験体系とし
た．

3.1

試験体

試験に使用した小口径配管の形状および寸法を図4 に示す．試験体は曲がり配管の片持ち梁形とした．
一端は母管にソケット溶接し，もう一端には弁とフランジを取り付けた．これは実機における典型的な
ベント管形状であり，どちらかといえばいわゆる࣮ࣝࢺ㒊

トップヘビー形状になる．この形状は過去に実機で疲労破壊がよく報告されていたタイプである．配管

図3

管軸方向応力分布と変形図はオーステナイト系ステンレス鋼 SUS304 製であり，口径は 3/4B で配管肉厚は Sch 80 である．図 5 に試験体の写真を示す．試験に使用したソケット溶接部の詳細形状および寸法を図 6 に示す．曲がり配管の2.

有限要素法による応力分布予備解析

背側を 90°とし，腹側を 270°とした．後述するが，
疲労き裂は 90°側に発生した．ソケット溶接部の形

ソケット溶接部の応力集中部の把握は高サイクル

状は図 6 の右側の図に示す．図 6 の右側にソケット疲労試験の疲労破壊モードや疲労き裂進展の理解に部分の断面図を示している．断面図では白抜きの部必要であることから，予備検討として有限要素法に

分は配管部を示しており，黒く塗られた部分は溶接よる応力分布解析を行った．図 2 に解析モデルを示部を示している．

す．モデルはソケット溶接部のみとした．節点数は

試験体は外部欠陥や内部欠陥を付加したタイプ

169,685，要素数は 38,628 であり，3 次元ソリッド（試 験 体 No.1〜4）と 欠 陥 が 無 い タ イ プ（試 験 体

要素によりモデル化した．下端の母管側を固定し，No.5〜7）を作製した．

上端の小口径配管側に 1N･mm のモーメント荷重を

表 1 に試験体の諸元を示し，表 2 に溶接条件を示与えた．解析は汎用有限要素法コード ABAQUS をす．表 1 に示す内部欠陥は溶け込み不足による溶接

用いた．管軸方向応力分布と変形図を図 3 に示す．

欠陥を想定したものであり，全周に深さ約 2mm をルート部と止端部に応力集中があることから，ルー

目安に手溶接で実施した．外部欠陥は外表面に欠陥

ト部または止端部に疲労き裂が発生する可能性が高が生じる場合を想定し加えた．外部欠陥はソケット

いと考えられた．

溶接部の初層側（ルート部）に入れたもの（試験体No.1〜3）と止端部に入れたもの（試験体 No.4）を作製した．外部欠陥として放電加工により 90°の位

77

表1

試験体の諸元材質

内部欠陥
有

有（ルート部)2

有有（ルート部)3

有有（ルート部)

有

有（止端部)
無試験体 No.
1

4

SUS304

5
6

無
無

7

無

外部欠陥

無
無

図5
表2
試験体
No.
1
2
3
4
5
6
7

材質

SUS304溶接条件

溶接 溶接棒
施工法

全層
TIG
溶接

試験体ソケット溶接継手部の写真

TGS308

溶接
姿勢

下向

溶接
電流

層数
(ビード)
2
4
100mA
4
4
95mA

ȭ26.7

0°
270°

90°

t 3.7

5

180°

䝋䜿䝑䝖⁐᥋

5

3
3
3

ᣑ኱

t 8.7

90° 180° 270°

図6

ȭ37.5

ソケット溶接部の詳細形状および寸法（単位：mm）

450mm

200mm

እ㒊Ḟ㝗㻌

䝋䜿䝑䝖⁐᥋㒊150mm
䝋䜿䝑䝖⁐᥋㻌

ᘚ㻌

䝣䝷䞁䝆㻌

㻭

㻭䇻㻌

ẕ⟶䛸䛾⁐᥋⟠ᡤ㻌
ẕ⟶㻌

ෆ㒊Ḟ㝗㻌
㻭䠉㻭䇻㻌 ᩿㠃䠄඲࿘䠅⦪᩿㠃䠄∦ഃ䠅㻌(a) 欠陥無し

図4

試験体の形状および寸法⦪᩿㠃䠄∦ഃ䠅㻌(b) 欠陥有り

図 7 欠陥のイメージ

78

置にスリット状の半楕円き裂を入れた．ルート部のいてマイクロフォーカス X 線拡大透視法を用いて撮

き裂は，き裂半長 7.5mm，き裂深さ 1.5mm，き裂

影した X 線写真から，欠陥寸法を計測した．図 8 に

開口高さ（スリット幅）0.2mm であり，止端部のき

マイクロフォーカス X 線写真と写真から読み取った裂は，き裂半長 14.5mm，き裂深さ 2.9mm，き裂開

溶接不良による内部欠陥と外部欠陥の形状および寸

口高さ（スリット幅）0.3mm を目安とした．欠陥の法を示す．内部欠陥の寸法値は欠陥の深さが 1.0mm

イメージを図 7 に示す．

か ら 2.5mm で あ り，幅 が 0.6mm か ら 1.9mm で作製した試験体は X 線による放射線透過試験を行い，内部および外部欠陥の有無を確認した．さらに，あった．外部欠陥の寸法はほぼ計画どおりの寸法値であった．

試験体 No.1〜4 の外部欠陥を入れた 90°の部分につ

1.0
2.1

1.5

1.4

w0.2

1.0mm

1.0

1.0

1.4mm

2.1mm

1.5mm

1.0mm

(a) 試験体No.11.0mm(b) 試験体No.2

2.9mm

1.9

0.6
1.6

1.5

w0.2

2.5

0.6mm
1.5mm

1.6mm

1.9mm
2.5mm

(c) 試験体No.3(d) 試験体No.4

図8

2.9 w0.3

欠陥のマイクロフォーカス X 線写真

w0.2

79

3.2 試験装置確認した．ハンマリング試験とは，試験体を打撃し，得られた減衰自由振動波形を周波数分析することで試験装置の全体概要を図 9 の写真に示す．試験で固有振動数を求める試験である．この時の周波数分

は，試験体を SUS304 製の口径 3B，配管肉厚 Sch

解能は約 0.13Hz であった．き裂が進展すると試験80 の母管に溶接し，弁・フランジ間に取り付けたア

体の剛性が変わり固有振動数が低下するため，加振ンバランスマス型の小型加振器（マシンクラフト㈱状況を見ながら，都度，ハンマリング試験を行って製 FG100-6）により一定の加振力で正弦波加振を

固有振動数を確認し，加振振動数を現状における試行った．加振振動数を試験体の固有振動数に近づけ

験体の固有振動数に再設定した．加振器による一定たり離したりすることにより試験体に共振状態また加振力試験であるが，試験体の損傷に伴う試験体のは剛体運動状態を起こさせ，実機でのソケット溶接

固有振動数の変化によって共振状態が変化すること継手の付いた小口径配管の振動挙動を模擬した．実から，試験体に負荷される実際の応力振幅も変化す

機状態を模擬するには，母管を加振し，その振動にるので，ひずみを連続的に測定することにより応力

よって試験体を加振するべきだが，加振力や加振振

振幅の変化をモニターした．試験条件を表 3 に示す．

動数を制御するにはかなり大きな加振力が必要となるため，試験体自体を直接加振することとした．弁
およびフランジ部に加速度計を設置し，3 軸方向の加 速 度 を 測 定 し た．ソ ケ ッ ト 溶 接 部 の 0°，90°，180°，270°に 3 軸ロゼッタひずみゲージを貼り付けてひずみを測定し，曲げ応力とせん断応力を求めた．
疲労試験前に小口径配管と母管内を空気で加圧して

表3
項

目

環

境

試験条件

試験条件
加振振動数 各試験体の共振点に設定（16〜19Hz）
応力振幅 き裂進展により試験体の振動特性（固有振動数および伝達関数）の変化があるため，連続モニターを実施

おき，疲労き裂の貫通の有無は内圧の低下および石

大気中，室温鹸水による漏れ検査で判断した．

4.

実験結果

4.1

疲労き裂の発生状況

ຊᣲჹ
試験体 No.1 の疲労試験は，母管が機械振動によム㥺మ

り振動している状況を想定して，負荷荷重として加ᘒẍ⟮振器の加振力の大きさを変化させて実施した．縦軸を固有振動数の変化率 Δf，横軸を繰返し回数 N として疲労試験結果を図 10 に示す．Δf は疲労試験開始前の固有振動数からの変化割合を表す．公称応力ᯣྋ80MPa 以上の応力振幅の時に固有振動数が低下している．これは 80MPa 以上の応力振幅を与えた時にき裂が進展していることを意味する．き裂が貫通す

図9

試験装置

るまでに固有振動数は 5％以上低下しており，疲労き裂の進展を配管の固有振動数の低下により評価することは可能であると考えられる．図 11 および，図3.3 疲労試験

12 はそれぞれ試験体 No.1 の貫通したき裂の形状および破断面を示す．き裂は 90°側に発生し，溶接欠疲労試験としては弁・フランジ間を加振器で上下陥のあるルート部から外表面に向かって進展していに振動させることによりソケット溶接部の 90°，

た．高サイクル疲労時の破壊モードは WSR の変位

270°の方向に曲げ応力を負荷する曲げ疲労試験を制御荷重による結果と本試験の荷重制御型に近い結行った．加振振動数は試験体の固有振動数に設定し

果 (25)(30) とで類似しており，本研究のような試験方

た．試験体の固有振動数はハンマリング試験により法を用いて疲労評価をすることは可能と考えられる．

80

㻟㻜㻜㻚㻜
ᅛ᭷᣺ືᩘ䛾ኚ໬⋡
බ⛠ᛂຊ

㻞㻡㻜㻚㻜

㻜㻚㻜

㻞㻜㻜㻚㻜

㻙㻡㻚㻜

㻝㻡㻜㻚㻜
㻙㻝㻜㻚㻜

㻝㻜㻜㻚㻜

㻙㻝㻡㻚㻜

䛝⿣Ⓨ⏕⠊ᅖ㻌බ⛠ᛂຊ㻌䃢 㻌㻔㻹㻼㼍㻕ᅛ᭷᣺ືᩘኚ໬⋡㻌䂴䡂 㻌㻌㻔䠂㻕

㻡㻚㻜

㻥㻜㼻㻌
図 11

㻡㻜㻚㻜

㻙㻞㻜㻚㻜

き裂発生状況

㻜㻚㻜
㻜㻚㻜

図 10

㻝㻚㻜
㻞㻚㻜
㻟㻚㻜
⧞㏉䛧ᩘ㻌㻺 㻌㻔㽢㻝㻜㻡ᅇ㻕㻠㻚㻜ࢯࢣࢵࢺ⁐᥋

き裂進展と固有振動数の変化

࣮ࣝࢺ㒊⁐᥋Ḟ㝗
図 12

破断面

㻥㻜㼻

㻥㻜㼻
(a) 試験体No.１(b) 試験体No.３

㻜㻓㼲㻃

㻜㼻㻌
(c) 試験体No.４(d) 試験体No.５
図 13

高サイクル疲労破壊の例

81

4.2 疲労破壊モード

表4

疲労試験による疲労破壊の具体例として欠陥有り
試験体 No.1，3，4 と欠陥無し試験体 No.5 の試験溶接部（90°位置）に発生した曲げ応力

試験体
No.

発生応力の
最大値
（MPa）

発生応力の
最小値
（MPa）

発生応力の
平均値
（MPa）

3

208.7

63.0

151.6

4

150.7

61.0

111.1

5

205.1
145.6
141.9

57.1
48.8

159.9

6
7

後の写真を図 13 に示す．これらの例を含み，今回実施した全ての試験体について 90°側にき裂が貫通した．き裂はルート部（ルート部の溶接欠陥部）から進展していた．この結果は WSR の疲労破壊モード

109.3
125.7

110.2

と類似している．WSR (25)(30) では 3/4B の口径を持
つ溶接継手の全てにおいて外表面の止端部または

図 14 および図 15 に求めた平均的な応力振幅値とルート部にき裂が発生することが確認されている．

WSR から提案されている S-N 線図(30)を示す．線図

本研究の応力解析結果では止端部またはルート部では口径 3/4B のみを示す．WSR ではオリジナルな線

応力集中が最大であった．したがって，本試験結果

図と共にルート部の溶接欠陥やねじり効果の補正ににおいて，口径 3/4B の小口径配管ソケット溶接継ついて以下に示す補正式(26)(27)(30)を提案している．

手部の高サイクル疲労により，ルート部からき裂がルート部の溶接欠陥による疲労強度減少の補正と発生・進展したことは，妥当な結果と考えられる．

して，式（2）および（3）による疲労強度減少比 Rf

試験体には，外部欠陥を与えたものがあるが，本を提案している．

研究の試験結果では，き裂の発生・進展について外部欠陥の影響は見られなかった．これは，外部欠陥R  =−1.34  R +1.34(2)として加工したスリットが放電加工のままであり，先端がき裂状になっていなかったことや欠陥が応力R =の高い位置に無かったことなども理由として考えら

a
L

(3)

れるので，この点については今後の課題と考える．
ここで，Rd は欠陥寸法比，a はルート部欠陥寸法

WSR が提案する S-N 線図との比較（本研究においては欠陥深さに相当），Ltは理論のど得られた試験結果と WSR から提案された S-N 線

ねじり効果の補正として，式（3）によるねじり係

4.3

図(30)とを比較し，S-N 線図の信頼性および保守性を厚× 2 である．
数βが提案されている．

確認する．本研究の疲労試験は実機の振動状態を模     1.0≤β≤1.2

擬したため，試験中に応力振幅が変化しており，

β= 1+

S-N 線図が前提とする応力振幅一定条件とは異なτ  1 σ  0.65(4)

および平均値を表 4 に示す．最大値と最小値が 3 倍程度異なっていることから，平均値の算出には応力値の頻度分布を考慮したほうが望ましいと考え，平
均値を次のようにして求めた．測定されたひずみ振
幅から曲げ応力振幅を求める．この時，サンプリング間の応力を一定と仮定する．サンプリング間隔をΔti とし，その時の応力値を Δσi として，平均値 σavg
を次式で定義した．S-N 線図との比較は，この平均
値 σavgを用いて行った．

σ =∑ Δσ ×Δt∑ Δt⧖䜐㏁䛝䝘䞀䜳ᚺງᙁ䛛㻃㻶㼄 㻃㻋㻰㻳㼄㻌る．各試験体に発生した曲げ応力の最大値，最小値
㻔㻑㻓㻨㻎㻓㻖
ム㥺మ㻱㼒㻑㻖
ム㥺మ㻱㼒㻑㻗
ཾᙼ㻖㻒㻗㻥䜮䝮䜼䝎䝯⁈᥃Ḗ㝏ᑇἪ㻔㻑㻓㼐㼐⁈᥃Ḗ㝏ᑇἪ㻔㻑㻙㼐㼐⁈᥃Ḗ㝏ᑇἪ㻕㻑㻘㼐㼐㻔㻑㻓㻨㻎㻓㻕

㻔㻑㻓㻨㻎㻓㻔
㻔㻑㻓㻨㻎㻓㻗 㻔㻑㻓㻨㻎㻓㻘 㻔㻑㻓㻨㻎㻓㻙 㻔㻑㻓㻨㻎㻓㻚 㻔㻑㻓㻨㻎㻓㻛 㻔㻑㻓㻨㻎㻓㻜⧖㏁䛝ᅂᩐ㻃㻱 㻃㻋ᅂ㻌

(1)
図 14

内部欠陥（溶接欠陥）の補正がされた S-N 線図と実験結果との比較

82（本 研 究 で は 曲 げ 応 力 振 幅 に 相 当 す る）で あ る．
WSR で は，せ ん 断 応 力 が 不 明 の 時 は 最 大 値 の β=1.2 を使用することとしている．
図 14 は，内部欠陥の補正について検討したものである．図にはオリジナルな S-N 線図を黒色実線で示している．その他の線図は内部に溶接欠陥を考慮して式(1)および(2)により補正したものである．溶接
欠陥は深さ 1.0mm，1.6mm，2.5mm の 3 ケースを仮定した．試験体 No.3 と No.4 は溶接欠陥入りの試験体であり，X 線透過により 90°の位置の欠陥深さはそれぞれ 1.6mm および 2.5mm である．試験結⧖䜐㏁䛝䝘䞀䜳ᚺງᙁ䛛㻃㻶㼄 㻃㻋㻰㻳㼄㻌

ここで，τa はせん断応力振幅，σa は公称応力振幅㻔㻑㻓㻨㻎㻓㻖
ム㥺మ㻱㼒㻑㻘
ム㥺మ㻱㼒㻑㻙
ム㥺మ㻱㼒㻑㻚
ཾᙼ㻖㻒㻗㻥䜮䝮䜼䝎䝯䛳䛞䜐౿ᩐ㻔㻑㻕
䛳䛞䜐౿ᩐ㻔㻑㻛
䛳䛞䜐౿ᩐ㻕㻑㻓

㻔㻑㻓㻨㻎㻓㻕

㻔㻑㻓㻨㻎㻓㻔
㻔㻑㻓㻨㻎㻓㻗 㻔㻑㻓㻨㻎㻓㻘 㻔㻑㻓㻨㻎㻓㻙 㻔㻑㻓㻨㻎㻓㻚 㻔㻑㻓㻨㻎㻓㻛 㻔㻑㻓㻨㻎㻓㻜⧖㏁䛝ᅂᩐ㻃㻱 㻃㻋ᅂ㻌

図 15

果と線図を比較すると，オリジナルな線図では試験

ねじり係数の補正がされた S-N 線図と実験結果との比較

結果が線図より下側に位置し，疲労寿命を過大評価することになる．一方，試験体 No.3 の値は溶接欠㻟㻡㻜り，試験体 No.4 についても溶接欠陥を深さ 2.5mm
として補正した線図より上側に位置している．この結果から，式(1)および(2)の補正により溶接欠陥寸法の疲労強度への影響が適切に評価できることを確認できた．
図 15 は，ねじりによるせん断応力の疲労線図への影響を確認したものである．実機では溶接継手部に曲げ応力とともにねじりが発生して，せん断応力が負荷されるケースがある．このせん断応力により，疲労強度が低下することから，WSR では式(3)に示
すねじり係数 (30) を与えている．図 15 にはオリジナ
ルな線図とともにねじり係数により補正された線図を示す．試験体 No.5〜7 は内部および外部欠陥無し䛫䜣᩿ᛂຊ㻌䃣㼍 㻌㻔㻹㻼㼍㻕

陥を深さ 1.6mm として補正した線図より上側にあヨ㦂య㻺㼛㻚㻞
ヨ㦂య㻺㼛㻚㻟
ヨ㦂య㻺㼛㻚㻡
ヨ㦂య㻺㼛㻚㻢

㻟㻜㻜
㻞㻡㻜

β=1.8

㻞㻜㻜
㻝㻡㻜
㻝㻜㻜
㻡㻜
㻜
㻜

㻡㻜 㻝㻜㻜 㻝㻡㻜 㻞㻜㻜 㻞㻡㻜 㻟㻜㻜 㻟㻡㻜᭤䛢ᛂຊ㻌䃢 㼍 㻌㻔㻹㻼㼍㻕

図 16 同時刻のせん断応力と曲げ応力の関係のものである．試験結果と線図とを比較すると，オ
リジナルな線図では試験結果が線図より下側に位置

状は片端に弁やフランジを持つ比較的トップヘビー

し，疲労寿命を過大評価することになる．さらに，な片持ち梁形状であるため，振動による配管の振れ

WSR で提案しているねじり係数の最大値 1.2（図回りが大きいと考えられる．よって，ねじり係数の15 の青色実線）としても寿命の過大評価となってい上限を 1.2 よりも大きな値とする必要性を本研究結る．理由は後述するが，ねじり係数 1.8 にて補正し果は示している．

た線図により適切に評価できることがわかる．WSR

本研究の試験体溶接部における曲げ応力とせん断のねじり係数は，3 次元的に複雑形状の小口径分岐

応力の関係を図 16 に示す．これらの測定値は疲労試

配管つまり，両端固定の配管系で検討をした結果で

験前に曲げ応力レベルを変えて，その時測定したせある．一方，本研究の試験体系は片持ち梁形状の小ん 断 応 力 を プ ロ ッ ト し て い る．WSR が 提 案 す る

口径配管であり，かつ，今回の試験が上下に加振し

S-N 線図(30)の疲労限の約 45MPa 以上の曲げ応力でていることや弁が横方向に向いているためにねじりき裂が進展するとして，曲げ応力 45MPa 以上の測が発生し易い形状であることから，ねじりの大きさ

定結果からねじり係数が取り得る値の範囲を計算すに差が生じたと考えられる．本研究で対象としたソると，1.0 から 1.8 の間となった．したがって，本ケット溶接継手は小口径配管の使用形態として実機研究で対象とした片持ち梁形状の小口径配管ソケッでよく見られるベント管やドレン管とした．この形

ト溶接継手については，安全側に評価するためにも，

83

ねじり係数は少なくとも最大値を 1.8 にする必要が
ある．

表5
ケース
A

4.4 固有振動数の低下と疲労寿命予測
図 10 から，疲労き裂の進展を配管の固有振動数の低下により評価することが可能と考えられた．プラ
ントでは小口径配管系の形状は多様であり，本研究で対象としたベント管やドレン管のような片持ち梁検討した配管系の形状

形
状
本研究の試験体系と同じ母管に接続された
L 形の片持ち梁形状タイプ

B

渡り配管部分の高さが相対的に低い位置にある門形タイプC

渡り配管部分の高さが相対的に高い位置にある門形タイプD

3 次元的に複雑な形状をしたタイプ

形状から 3 次元的に複雑に入り組んだ形状まで存在する．そこで，ソケット溶接継手部が疲労損傷した

した配管系の形状を表 5 に示す．各ケースの FEM

場合に，配管の形状の違いによる固有振動数の低下

解析モデルを図 17 に示す．全てのケースにおいて，割合を有限要素法（FEM）により評価した．対象とソケット溶接部の回転剛性が 1.0 × 1012N/rad から

ຍ᣺ჾ
ࣇࣛࣥࢪ
%6FKᘚ%6FKࢯࢣࢵࢺ⁐᥋㒊

%6FK㹘㹘㹖ࢯࢣࢵࢺ⁐᥋㒊㹖㹗㹗(a) 試験体系の配管系（ケースA）の解析モデル(b) 門形配管系（ケースB）の解析モデル

%6FK
%6FKࢧ࣏࣮ࢺࢯࢣࢵࢺ⁐᥋㒊
࢔࣮ࣥ࢝

㹘

㹖

ࢧ࣏࣮ࢺ
㹘

ࢯࢣࢵࢺ⁐᥋㒊㹖㹗(c) 門形配管系（ケースC）の解析モデル
図 17(c) 複雑形状配管系（ケースD）の解析モデル
FEM 解析モデル

㹗84

1.0 × 108N/rad へ疲労損傷により低下すると仮定し損傷条件によっては固有振動数が低下することがわて固有値解析を行い，固有振動数を求めた．FEM

かるが，その他の形状の配管系ではほとんど固有振解析コードは SAP-IV を用いた．解析結果を表 6 か

動数の低下が生じないとの解析結果になった．

ら表 9 に示す．全ての表において，ケース 1 はソ

したがって，図 10 の実験結果も踏まえて，ベント

ケット溶接部が健全な場合を示し，ケース 2 は X 軸

管やドレン管のような片持ち梁形状の配管系に対し回りの回転剛性が低下した場合，ケース 3 は Y 軸回ては，固有振動数の低下によって疲労き裂の進展をりの回転剛性が低下した場合，ケース 4 は Z 軸回り

評価することができると言える．

の回転剛性が低下した場合を示す．この 4 つのケー

疲労寿命評価は一般的に線形累積損傷則（マイスに対して，3 軸方向の固有振動数を計算して比較ナー則）を用いて行われる．マイナー則は疲労損傷している．3 次元的に複雑形状の配管モデルでは，5の総和が 1 になると疲労寿命に至るという考え方で次までの振動モードについて調べた．なお，表中のあるが，実際には総和が 0.2〜10 程度あるいはそれ項目において比というのは，ソケット溶接部が健全以上にばらつくことが報告(31),(32)されている．したなケースに対する固有振動数の低下割合を表していがって，マイナー則のみに依存した寿命評価法にはる．

未だ改善の余地があると言える．ここでは，上記で表 6 から表 9 までの結果を見ると，表 6 の本研究述べたように配管の固有振動数が疲労き裂の進展とで試験体系とした L 形の片持ち梁形状の配管系ともに低下することから，固有振動数の低下傾向を（ケース A）が最も固有振動数の低下割合が大きく，利用した疲労寿命評価手法の可能性を検討する．

疲労損傷に敏感であることがわかる．表 8 の渡り配図 18 に疲労き裂の進展に伴う配管の固有振動数の管が高い位置にある門形配管系（ケース C）も疲労低下傾向を示す．横軸は損傷率 d とし，以下の式で
表す．

表6
ケース

試験体系の配管系（ケース A）の固有振動数12
振動数 振動数 比

3
振動数

4
比

d=

振動数

比
Y 方向 17.93 17.79 0.99 17.93 1.00 16.63 0.93
Z 方向 17.66 17.66 1.00 16.32 0.92 17.66 1.00
表 7 門形配管系（ケース B）の固有振動数

D
D

D=∑

(5)

N
N

(6)

1
2
3
4
振動数 振動数 比 振動数 比 振動数 比
Y 方向 56.61 56.61 1.00 56.61 1.00 55.97 0.99

ここで，Diは疲労損傷，Dnは累積損傷値を示す．Ni

Z 方向 78.84 78.84 1.00 78.79 1.00 78.74 1.00

取った上記と同じ応力振幅レベルの全寿命を表す．

ケース

はある応力振幅レベルにおける繰返し回数を表し，
N0は WSR により提案されている S-N 線図から読み
式(5)は，疲労損傷 Di を試験体の疲労損傷の総和

表 8 門形配管系（ケース C）の固有振動数
1
2
3
4
ケース
振動数 振動数 比 振動数 比 振動数 比
X 方向 48.69 48.63 1.00 47.10 0.97 48.68 1.00
Y 方向 26.66 25.36 0.95 26.66 1.00 26.64 1.00
Z 方向 69.31 69.31 1.00 69.24 1.00 69.30 1.00

である累積損傷値 Dn で除して規格化したことを表す．累積損傷値 Dnは，疲労き裂が配管を貫通したことを配管内圧の低下と石けん水漏洩試験で確認し，き裂が広がり目視で確認できた時の値を用いた．
縦軸は疲労試験開始前の固有振動数に対する各損
傷状態の固有振動数の変化率とした．図 18 から疲労

表 9 複雑形状配管系（ケース D）の固有振動数

損傷と固有振動数の低下は良い相関があることがわ

ケース

かる．図では疲労き裂が進むにしたがって，ほぼ線

1次

1
2
3
4
振動数 振動数 比 振動数 比 振動数 比16.00 15.98 1.00 15.98 1.00 16.00 1.00

2次
3次
4次
5次

20.75 20.75
26.27 26.11
31.33 30.91
33.21 32.09

き裂貫通はこの大きく固有振動数が低下する間に起

モード

1.00
0.99
0.99
0.97

20.73
26.24
31.32
33.21

1.00
1.00
1.00
1.00

20.74
26.20
31.31
33.19

1.00
1.00
1.00
1.00

形的に固有振動数が低下している．損傷率 90％を超えたところからは固有振動数が大きく低下するが，こっていた．試験体毎に比較すると，欠陥のない試験体 No.5〜7 の固有振動数は線形的に 2〜5％程度ᅛ᭷᣺ືᩘኚ໬⋡䂴䡂 㻌㻔㻑㻕

85

試験を行い，ソケット溶接継手の振動特性と疲労強

㻡
㻜
㻙㻡
㻙㻝㻜
㻙㻝㻡
㻙㻞㻜
㻙㻞㻡
㻙㻟㻜
㻙㻟㻡
㻙㻠㻜
㻙㻠㻡
㻙㻡㻜

度について検討を行った．得られた結果を以下に示す．
(1)本研究で使用した口径 3/4B，Sch.80 の小口径配管ソケット溶接継手を用いた疲労試験では，ルート部からき裂が発生し進展した．外部欠陥の有無の影
響は見られなかった．これは，外部欠陥として加工

ヨ㦂య㻺㼛㻚㻟
ヨ㦂య㻺㼛㻚㻠
ヨ㦂య㻺㼛㻚㻡
ヨ㦂య㻺㼛㻚㻢
ヨ㦂య㻺㼛㻚㻣

㻜

図 18

㻞㻜

㻠㻜
㻢㻜
㻤㻜
ᦆയ⋡㼐 㻌㻔㻑㻕したスリットが放電加工のままであり，先端がき裂状になっていなかったことや欠陥が応力の高い位置に無かったことなども理由として考えられるので，

㻝㻜㻜

㻝㻞㻜

疲労損傷による固有振動数の変化

この点については今後の課題と考える．
(2)本試験で行った実機条件に近い加振による疲労試
験結果と WSR の結果とがよく一致することを確認した．ただし，ベント管やドレン管のような片持ち梁形状の小口径配管ソケット溶接継手について，安全側に評価するために，少なくともねじり係数は最低下し，その後急激に低下している．一方，内部に大 1.8 にする必要があることを示した．

溶接欠陥のある試験体 No.3 と 4 の固有振動数は線(3)疲労き裂が進展するにしたがって配管の固有振動

形的に 5％程度低下し，その後，急激に低下してい数が低下することを確認した．特に，片持ち梁形状

ることがわかる．また，欠陥のある試験体の固有振の配管について疲労き裂進展と固有振動数の低下と動数の方が損傷率の低い段階から低下していることの間に良い相関があることがわかった．

がわかる．

(4)疲労き裂の進展に伴い，配管の固有振動数は線形

図 18 は，き裂が貫通する前に線形的に低下してい的に低下し，き裂貫通直前には大きく低下することた固有振動数が大きく低下することも示しており，から，配管の固有振動数の低下傾向を評価すること

き裂貫通前の予兆を固有振動数の低下割合から予測により配管溶接継手の疲労寿命評価をすることは可することも可能と思われる．

能と考えられた．

以上から，配管の固有振動数の低下傾向を評価す(5)片持ち梁形状の小口径配管ソケット溶接継手の高ることにより配管溶接継手の疲労寿命評価をするこ

サイクル疲労損傷評価について，WSR の S-N 線図とは可能と考えられる．

を用いたマイナー則による疲労寿命評価に加えて，

ただし，この評価方法は，ベント管やドレン管のような片持ち梁形状の小口径配管ソケット溶接継手

配管の固有振動数の低下割合を評価することで，疲労寿命評価の精度向上が図れると考えられた．

に対して有効である．また，欠陥の有無のような溶接継手の作製状態により固有振動数の低下割合が異謝辞なることにも注意が必要である．
しかしながら，今までの寿命評価手法のように疲労試験の実施において，カワサキプラントシス

S-N 線図をもとにマイナー則による疲労寿命の照査

テムズ㈱佐々木亨氏の協力を得た．ここに記して謝だけに依存するのではなく，マイナー則による評価意を表する．

に加えて，配管の固有振動数の低下割合を評価することで，従来よりも疲労寿命評価の精度向上が図れ文献ると考えられる．
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