技術解説
各種プラント設備における疲労破壊とその防止対策＜プラントライフサイクルエンジニアリングシリーズ＞
Fatigue fracture and its prevention methods on some kinds of plants equipments< Plant Life­cycle Engineering Series >中野 光一（技術統括部）
Kouichi Nakano (Technology Control Department)

わが国の1年間における金属材料の疲労等に起因する破壊事故による経済的損失額は，欧米諸国と同様，GNP（国民総生産）の約4％にも達する1­4）といわれており，各種プラント設備における疲労に関するトラブルは避けて通ることができない社会問題である．静的機器の圧力容器構造設計規格であるASMEの Boiler and Pressure Vessel
Code, Sec. Ⅲ, Rules for Construction of Nuclear Power Plant Components には低サイクル疲労設計法が採り入れられており，疲労設計の重要性が窺える．一方，企業の技術力が競争力を高め，生き残りを左右する現代においては，破損解析や疲労設計が可能なエンジニアは，ますます必要とされてきている．そこで，本稿では，プラン
トエンジニアのみならず溶接技術者としても知っておくべき疲労破壊とその防止対策の概要を紹介するとともに，各種プラント設備における疲労損傷とその対策の検討事例として，配管系すみ肉溶接継手の疲労特性の向上対策についても紹介する．
In Japan, the annual economic loss due to destruction accidents caused by fatigue of metallic materials is said to reachapproximately 4% of GNP (gross national product), as in Western countries. Trouble related to this is a social problem thatcannot be avoided. A low cycle fatigue design method has been adopted in ASME Boiler and Pressure Vessel Code, Sec.
Ⅲ, Rules for Construction of Nuclear Power Plant Components, which is structural design standards for pressure vessels of
static equipment, and this shows the importance of fatigue design. On the other hand, in today’s world where a company’s
technological capabilities increase its competitiveness and determine its survival, there is an increasing need for engineers
who can perform damage analysis and fatigue design. Therefore, in this paper, an overview of fatigue fractures andcountermeasures to prevent them, which not only plant engineers but also welding engineers should know, is introduced at
first. And then, the measures to improve the fatigue properties of fillet welded joints in piping systems are introduced as an
example of fatigue damage in various plant equipment and its countermeasures.

している．

1．はじめにわが国の1年間における金属材料の疲労等に起因する破製鉄プラント，石油化学プラント，半導体製造プラント，

壊事故による経済的損失額は，欧米諸国と同様，GNP（国食品プラントなど種々のプラント設備においては，金属材

民総生産）の約4％にも達する1­4）といわれており，各種プ

料，セラミック材料，高分子材料，複合材料などの様々なラント設備における疲労に関するトラブルは避けて通るこ

材料が使用されており，温度，圧力，流量，流速などの運とができない社会問題となっている．そして，その対策の転条件は一般に変動する．この時，プラント設備を支える1つとして，各種法規・規格では，海外のASMEをはじめ，各種材料に加えられる応力も変動することになり，変動応

国内の各種関連法規・規格でも，疲労設計法が採り入れら力により各種材料が疲労損傷・破壊すると大事故に繋がるれ，疲労設計の重要性が窺える．
一方，企業の技術力が競争力を高め，生き残りを左右す

可能性がある．
一般に，延性破壊，脆性破壊，衝撃破壊等と比べると，疲労破壊は，降伏点以下の応力が繰返し作用することにる現代の産業界においては，破損解析や疲労設計が可能な
エンジニアの需要は，ますます増加してきている．

よって発生し，塑性変形もほとんど無い為，見過ごされる

そこで，本稿では，プラントエンジニアのみならず溶接ケースが多くなると考えられるが，あるデータによると破技術者としても知っておくべき疲労破壊とその対策の概要

損の原因別分類では，疲労による破損・破壊は応力腐食なとして，疲労破壊のメカニズムと特徴，疲労強度に及ぼす

5）

寸法・形状に関する各種効果，疲労破壊強度に及ぼす各種

どと比べてもはるかに多く，全体の約70％が疲労に起因

１６

高田技報 Vol.34 (2024)

加工の影響，フレッティング疲労，疲労破壊の防止対策，
各種プラント設備の疲労設計の考え方と関連する各種法%$ #!!
'$""………………………………（3）%#規・規格・基準等について概説するとともに，各種プラン

ここで，a：き裂長さ，N：繰返し数，ΔK：応力拡大係

ト設備における疲労破壊とその防止対策の検討事例として，配管系すみ肉溶接部の疲労強度の向上対策の検討内容

数の全幅，C：材料定数，m：材料定数である9）．
この式を積分すると，初期の欠陥やき裂の大きさから破壊に至る繰返し数が求められるが，一般に，応力拡大係数について紹介する．

は複雑な実物形状の場合には求めにくい．従って，き裂の進展に関する計算も困難になるため，き裂の発生を基準と2．疲労破壊のメカニズムと特徴する設計が求められる．

通常の環境下で材料が破壊していく現象は，荷重条件にそして，鋼構造物の場合には，ほとんど破損を許容しなより，静的破壊と動的破壊に分類され，疲労破壊は繰返しい設計（Safe­life design）10）が行われるのに対して，重量制

荷重などの変動荷重が原因で破壊するので，動的破壊に分限が厳しい航空機や軸受およびワイヤーロープのように使類される．疲労破壊は繰返し応力や繰返し数などにより分用特性上有限寿命とならざるを得ない場合には，破損は許類される他，応力振幅や平均応力などは疲労破壊形態に影容するがメンテナンスによって安全性を確保する設計

響を及ぼし，疲労寿命の推定や疲労設計などにも活用され（Fail­safe design）10）が適用される．

ている．
（1）
低サイクル疲労，高サイクル疲労，超高サイクル疲労
一般に，低サイクル疲労6）は，繰返し数が，約104回位迄
の疲労により破断する領域で，応力振幅も比較的高く，塑
5

3．疲労強度に及ぼす寸法・形状に関する各種効果
3.1 寸法効果

7

一般に，部材の寸法が大きくなると疲労強度は低下する

回程度の疲労限近傍の繰返し数で破断する領域で，10 回をが，この疲労強度の低下率は，設計上無視できない程度の超える領域は，超高サイクル疲労と呼ばれている．

もので，寸法効果と呼ばれる．寸法効果の要因としては，（2）
変動応力の応力振幅・平均応力について

材質的相違，熱処理による残留応力分布の違い，加工度の性疲労とも呼ばれている．高サイクル疲労は，約10 ～107変動荷重によって部材内部に生じる変動応力は，最小応差による表面効果層の相違，形状や曲げやねじりの荷重の力 !'&(と最大応力 !'%)の間を変化する．この時，応力振幅種類によって生じる応力勾配，表面層の面積（または容積）!%，平均応力 !' は，次式で示され，平均応力が０の場合の相違等が挙げられるが，次の3つの要因が大きな影響をを両振り応力という．

及ぼすものと考えられている．

# ! !!
!$# !
（1）
'$)
'&
(" ……………………………
$

（1）
応力勾配

!'# #!
!'$)"!'&(" ……………………………（2）
$

（3）
表面加工層

（3）
疲労破面の特徴（2）
高い応力を受ける表面層の面積（または容積）

ただし，平滑材の引張圧縮や片振り引張のように応力勾

疲労破壊は，マクロ的にはほとんど塑性変形を起こさず，配の無い場合には，直径35mmまでは疲労強度に寸法効果

破断後の伸びも一般に低い値を示す．そして，マクロ的なが認められない11）ことなどから，応力勾配の影響が最も大7）（貝殻模様）が疲労破面にはビーチマーク（Beach mark）

きいと考えられる．

認められ，SEM観察等によるミクロ的な疲労破面にはス
トライエーション（Striation）8）（縞状模様）が観察される．
このストライエーション間隔は，1回の繰返しにより進展
したき裂長さを示すので，（3）
式を積分することによって，初期の欠陥やき裂の大きさから破壊に至る繰返し数が求められる．しかし，一般に複雑な実形状のものは求めにくい．
従って，き裂進展の計算も困難になるので，き裂の発生を基準にした設計が必要になる．

図1

TAKADA TECHNICAL REPORT Vol.34 (2024)

曲げを受ける大小試験片の表面層の応力分布11)１７

3.2 応力集中とひずみ集中などの理由により平滑な部材に比べて疲労強度が低下す

3.2.1 応力集中係数

る．このことを切欠き効果といい，次式で定義される切欠

弾性限度内において，切欠部に生じる最大応力 $と，切き定数 !をもって表される．

欠底の最小断面と同じ一様な断面の部材に同じ荷重を加え

!!
!! $
（4）
$! …………………………………………

／（最小断面の面積），
た時の公称応力 $#，例えば（軸荷重）（／ 最小断面の断面係数），との比を応力（曲げモーメント）

ここで，β：切欠き係数

集中係数，厳密には弾性応力集中係数という．丸軸のねじ$%!：平滑材の疲労限度りの場合も周方向の溝や，すみ肉のある段付による応力集$% ：切欠き材の疲労限度中については同様に切欠部の最大ねじり応力 %と最小断面

一般には，切欠き係数 β は応力集中係数 α よりその値はについての公称ねじり応力 %#，すなわち（ねじりモーメ

小さいと言えるが，切欠き係数 β は部材の寸法比や形状の（／ 最小断面の極断面係数），との比をとるが，軸方向ント）

みならず，材料の寸法，物理的性質，加工，熱処理など種々の溝や横孔のある軸など，最小断面が円形でない軸のねじの因子の影響を受けるので，次のような場合には，α≦βとりのように，どの応力を基準にとるかが明確でない場合になる場合があるので注意を要する．

は，その都度基準応力を明示して応力集中係数を定義する必要がある．応力集中係数は平面応力，平面ひずみ状態，
丸軸あるいは断面一様な棒のねじれの場合には，等方等質であれば材料定数に関係なく形状のみによって定まり，そ① 0.26％C鋼で高速繰返しを受ける場合，鋭い切欠き
では α＜β となる傾向がある18）．
② 0.72％C鋼の硬度の高い鋼の鋭い切欠き材でもα＜βとなる傾向が認められている19）．

の他の場合にも材料定数としてはポアソン比 #のみが関係

切欠きが鋭くαが大きくなるに従い，!も大きくなるが，するが，金属材料では #の値はほぼ0.3でこれからの差異!はかえっ
切欠きが著しく鋭くなったり，
きわめて浅いと，は実際上無視できるので，形状のみによって定まるというて減少する傾向がある．これは材料の性質に関係し，鋭い意味で，形状係数ということもある．

切欠き底で加工効果が生じたり，停留き裂が発生したりす

応力集中係数は，弾性論による解析的な解法，光弾性，ることによる場合がある．低サイクル疲労における切欠き

ひずみゲージなどの実験，差分法や有限要素法による数値

係数は，破断寿命を基準にしているので，疲労限度を基準計算などによって，種々の形状に対する値が求まっており，とする高サイクル疲労の切欠き係数と異なり，基準となる

これらを集めたデータ集，図表12­14）などもあるが，簡単で広範囲に適用可能で実用的で広く用いられているノイバー（Neuber）の三角則と呼ばれる応力集中の近似計算法

寿命に応じて異なった値をとるので留意する20）必要がある．

15～16）が多用されている．
3.2.2 ひずみ集中係数!$＝

平滑材の寿命N1における許容応力振幅……
（5）
切欠き材の寿命N1における公称応力振幅

3.3.2 切欠き係数の求め方

弾性限度内における応力集中係数は前述の通りほぼ形状

切欠き係数は応力集中係数，応力勾配，材料の性質，部にのみにより定まり，応力レベルには関係なく一定である

材の寸法などに関係する値であるが，実用上有用と思われが，弾性限度を超えて塑性ひずみを生じてくると応力集中

るいくつかの求め方を以下に示す．

17）

係数は減少し，ひずみ集中係数 は増加してくる．一方，（1）切欠き係数計算図表21）（日本機械学会）

このような弾性ひずみに比べ，塑性ひずみを無視し得ない

切欠き係数計算図表により切欠き係数を求めるには，多塑性疲労の領域では，ひずみ因子が重要となってくる．

くの疲労試験データに基づく，切欠き係数に影響する因子

平面応力状態に限ると，弾性限度内で，応力集中係数"$

である &
1，&
2，&
3，&
4等の係数の値を実験値等の平均から図はひずみ集中係数""に等しく，しかも共に弾性応力集中表によって求め，次式21）によって切欠き係数 !を算出する．

係数"$に等しいが，弾性限度を超えると"$は"$より減少……………………………
（6）
β ＝ 1＋ &
1・&
2・&
3・&
4・&
5

し，""は"$より大きくなる．

（6­1）
ただし，&
1 ＝ C1＋C2 σＢ………………………………

3.3 切欠き効果&（− C3d）…………………………
（6­2）
2 ＝ 1 − exp

3.3.1 切欠き係数&（6­3）（− C4d/ρ）………………………
3 ＝ 1 − exp

部材に段付き，みぞ，穴などの切欠きがあると，①切欠き付近に局部的に応力が集中する．
②切欠き底から部材の中心に向かって応力勾配が生じる．

１８&［− C｛1（d/D）｝ ………………
（6­4）−
4 ＝ 1 − exp
5&［− C｛π］ …………………
（6­5）−θ｝
5 ＝ 1 − exp
6
C1 ～ C6 の定数は，切欠き形状や疲労荷重の印加条件等

高田技報 Vol.34 (2024)

（a）環状みぞの二重切欠き

図2

環状Vみぞ付丸棒の回転曲げ切欠き係数計算図表21）（b）半円弧みぞと丸穴の二重切欠き
図3

二重切欠きの形状27）によって変わり，
例えば，
環状Vみぞ丸棒の両振りねじりの場合は，
C2 ＝ 0.022，
C3 ＝ 0.070，
C4 ＝ 0.095，
C5 ＝１２，C1 ＝ 1.1，

るために，サンブナンの定理に従って，2つ以上の切欠き

C6 ＝ 1.7で与えられる．

が互いに重ならないよう限界距離（Critical distance）以上求められる切欠き係数は実測値の平均値を与えるものと離れるよう設計上の配慮を忘れてはならない．

考えられるが，平滑材の疲労限から切欠き材の疲労限を求める場合には，安全率として段付き丸棒に対してはSF＝1.1
を，その他の場合にはSF＝1.2を考慮して切欠き係数の値を決定する必要がある．

4．疲労破壊強度に及ぼす各種加工の影響
一般に加工によって疲労強度に影響を与える因子として（2）
その他の方法は，表面の凹凸，表面加工硬化層，および表面残留応力な切欠き係数を求めるその他の方法としては，石橋の方どが挙げられる．そこで，疲労破強度に及ぼす種々の加工

22）

法 ，Siebelの式 ，Mooreの式 ，飯田の方法 などが挙の影響等について以下に述べる．

げられる．一方，R. E. Petersonらは，切欠き係数と応力集

4.1 機械加工による表面仕上げと疲労強度の関係

23）

24）

25）

中係数との関係が次式で表されるとして，切欠き感度係
数 qを提唱している．
26）

""

"!!
………………………………………
（7）!!!

3.3.3 二重切欠き
切欠きが二つ重なる場合は，切欠きが単一の場合よりも機械的に材料表面を仕上げる方法としては，切削（旋盤，
形削り，フライス仕上等），研削，機械研磨（研ぎ上げ，超仕上げ等），手研磨（ペーパ仕上げ），バフ仕上げ等がある．
仕上げ法とその程度により，冷間加工による加工強化，
キズ（荒れ）の持つ切欠き効果，残留応力は異なり，疲労強度に影響を及ぼすので，先ず，疲労強度向上に向けた一応力集中が大きくなり，
疲労強度は低下する．
二つの切欠き般的な留意点を以下に示す．

が重なった場合の切欠き係数の値は，次式に示すように，
そ（1）
表面が仕上げ加工を受けて，結晶破砕の状態が残ってれぞれの切欠きの切欠き係数の相乗積にほぼ等しくなる．

いると，限界強度の状態にある表層は，その後の繰返し荷（8）β12 ＝ β1 × β2 ………………………………………

重によって，き裂が発生しやすい．冷間加工が過度でなけ

ここで，"12：二重切欠き係数

れば，加工強化の効果を持つことがある．

"1：1つ目の切欠きの切欠き係数（2）
表面のキズが繰返し荷重を受ける際，その引張主応力"2：2つ目の切欠きの切欠き係数と直角方向であると，応力集中の原因となる．曲げを受け

ただし，個々の切欠きの鋭さが近づくに従い，る柱状体，はりなどは，長手方向に最後の仕上げが行われ（9）
β12 ＜ β1 × β2 ………………………………………
となる傾向がある．
プラントエンジニアが疲労設計を行う際には，二重切欠るべきである．また，細かい条痕に混じって，大きな（長さ，深さ）条痕が残存すると，他の仕上げ状態がどれほど良くても意味がなくなる．材料が硬いほど，キズのもつ切きの切欠き係数はそれぞれの切欠き係数の相和ではなく，欠き効果は大きくなるので注意を要する．

相乗積となり，より厳しい条件となることに留意する必要（3）
表面仕上げにより，表層に残留圧縮応力が発生すると，がある．そして，二重切欠きを回避し，応力集中を軽減す

疲労強度を向上させる効果がある．ただし，機械的仕上げ

TAKADA TECHNICAL REPORT Vol.34 (2024)１９法により，大きな圧縮応力を残留させることは困難である
が，逆に，重機械仕上げ（例えば重研削）は，表層に大きな引張応力を残す恐れがある．従って，最終仕上げでは，できるだけ軽く，冷却を十分にして実施するよう留意する必要がある．
図4は， 鋼の表面仕上げと曲げ疲労限度の関係28）を示す．
同図から明らかなように，各種仕上げ方法の違いにより，疲労強度は変わってくることがわかる．以下に，各種仕上げ方法の特徴を示す．
研磨：冷却を十分にした機械研磨仕上げは，表面層に500MPa程度の残留圧縮応力を生じたという事例もあり，
バフ研磨も疲労強度を改善する効果がある．一方，低炭素

図4鋼の表面仕上げと曲げ疲労限度の関係28）鋼に高周波焼入れ後，低温焼き戻しをした材料では，表面にかなりの圧縮残留応力が存在し，疲労強度が著しく上昇
しているので，研磨することで，かえって疲労強度が15～35％低下することがある．
研削：研削仕上げは，粗さ測定の結果，研磨や超仕上げと同じであっても，その結果は異なる．つまり，研削によっ

4.2 塑性加工と疲労強度の関係
引抜き：常温で引抜加工を行うと，表面の加工硬化によって疲労限度は向上する．しかし，一般に表面には引張の残留応力が生じるので，低温焼鈍や加工法の改善により，この影響を低減すれば，疲労強度はさらに高くなる．

て焼けや割れその他の金属組織的な変化があると，表層に鍛造：鍛造されたままの金属材料は大きな樹枝状組織

大きな引張残留応力を生じ，疲労強度は低下する．冷却をで，強靭性や安全性に乏しいが，高温で加圧成形すれば結良好にして軽い研削を行うと，疲労強度は改善される．研

晶粒は細かくなり，鍛流線と平行方向の強度は改善される．

磨や研削の方向は疲労強度に大きな影響を与えることが知

しかし，直角方向の強度はほとんど変化しないので異方性られており，鉄鋼の場合，主応力に直角方向に研削またはを生じる．従って，プラントエンジニアが，設計時に，鍛研磨をすると，平行方向に比べて，疲労限度が約26％低造品を種々のプラント設備に適用しようとする際には，鍛下した事例がある．

流線に留意して，部材を配置する必要がある．

切削：送り量や切込み量の大きな重切削は，有害な残留

圧延：圧延による疲労強度の変化は鍛造の場合とほぼ同応力を生じ，表面粗さの大小のみで，その疲労強度を詳細

様であると考えられ，圧延方向の強度は上昇するが，直角に推定することは困難である．アルミニウム合金，チタン

方向の強度はあまり上昇せず異方性を生じる．同様に，プ合金の場合，軽い切削はペーパ研磨仕上げより疲労強度がラントエンジニアが，設計時に，圧延品を種々のプラント

高くなる場合がある．

設備に適用しようとする際には，圧延方向に留意して，部

電解研磨：電解研磨は通常の研磨仕上げに比べて，疲労材を配置する必要がある．

強度はやや低下する．それは，機械的な仕上げによって生

転造：転造ねじは切削ねじより一般に疲労限度が高い．

じている軽度な冷間加工，残留圧縮応力などが除去される

プラントエンジニアは，このことに留意して，ねじを使いためと考えられている．また，表面の非金属介在物の脱落分ける必要がある．転造ねじの疲労限度が高い理由は，転も確認されており，その切欠き効果も考えられる．

造ねじの表面の圧縮残留応力，加工硬化，表面の平滑さ，

黒皮：熱間圧延，鍛造などを行い，黒皮のままの材料は断面形状とピッチの正確さであるとされている．ただし，肌荒れのほかに，表層に脱炭を生じている．脱炭部は一般

熱処理の後で転造して疲労限度の向上が50％あったものに炭素の拡散脱出のため，引張応力を生じており，この部が，転造後に熱処理すると同じ引張強度を与えても，残留分の疲労強度は低下している．特に，ばね材では脱炭層の応力消滅のため，疲労限度は全く上昇しない例もあり，製存在のため，予期せぬ疲労破壊を生じた例が多い．機械仕

造者は加工順序に留意する必要がある．

上げによって，黒皮を除去するか，ショットピーニングや

4.3 表面処理による加工層と疲労強度の関係

ロール加工などによって圧縮残留応力を残すようにする必要がある．また，穴等の周辺は，面取りが必要である．

ショットピーニング，表面ロール加工などの冷間加工は，材料表面の加工層の硬度や強度を高めるとともに，圧縮の残留応力を生成させて，疲労強度を高める事を目的として

２０

高田技報 Vol.34 (2024)

いる．また，窒化処理（ガス窒化，ガス軟窒化，浸炭窒化，
イオン窒化等），ボロン処理等は，窒素，炭素，ホウ素等
を表面層の鉄原子と化合させて材料表面の加工層の硬度や強度を高めている．

5．フレッティング疲労と転動疲労
5.1 フレッティング疲労5.1.1 フレッティング疲労とは
フレッティング現象は，比較的広い分野で使用されてお図6

り，それぞれ明確な定義がなされてこなかったため，現時

フレッティング疲労の発生位置とフレッティング
面およびフレッティング疲労き裂29）点における，
フレッティング，
フレッティング摩耗，
フレッ
ティング疲労の定義を以下に示す．

を提案し，現在に至っている．

（1）
フレッティング：互いに押付けられて接触した二物体

5.1.3 フレッティング疲労の事例

間で，相対的に微小振幅（1μm以下～数10μm）の繰返（1）
鉄道車軸圧入部のフレッティング疲労

しすべり運動が起こる現象を，フレッティングと呼ぶ．

フレッティング疲労の事例として，鉄道車軸圧入部のフ（2）
フレッティング摩耗：接触面に生ずる特殊な摩耗現象

レッティング疲労破面外観を図5に示す．また，フレッティ

を，フレッティング摩耗と呼ぶ．
（3）
フレッティング疲労：繰返し応力が作用している場合

ング疲労の発生位置とフレッティング面および車軸断面におけるフレッティング疲労き裂を図6に示す．

には，フレッティングによって発生した微小き裂を起き裂の起点は，圧入された車軸外周部表面で，圧入部の点として疲労破壊することがある．これをフレッティ

中心付近ではなく，両端部から少し内側であることがわか

ング疲労と呼ぶ．

る．また，車軸外周部表面の複数のき裂は車軸の中心方向

5.1.2 フレッティング疲労の歴史
世界で最初のフレッティング疲労に関する報告は，
1911に向かって進展していることがわかる．
（2）
試験片を用いたフレッティング疲労破壊と対策事例

年のB.M. Edenらによる，クランク軸の疲労に関しての報

試験片を用いたフレッティング疲労破壊サンプルと応力告であると言われている．
その報告の中では，
試験片つかみ逃がし溝とオーバーハングによる対策事例を図7に示す．

部に生じた錆について，変動荷重による相対すべりによる試験片を用いたフレッティング疲労破壊サンプルでは，（a）ものであることに言及している．その後，G.A. Tomlinson

最小断面部に比べ，断面係数比が6.25倍であるにもかかわが，1927年以降，フレッティング摩耗の詳細な研究を行らず，グリップの端部に近い部分で破断していることがわい，現在のフレッティング疲労試験の原型であるブリッ

かる．一方，（b）
応力逃がし溝＋オーバーハングによる対策

ジ・パット式フレッティング疲労試験方法が1952年にJ.R.
Mcdowellにより提案されている．また，J.A. Fennerは，1958

㸦D㸧ヨ㦂∦ࢆ⏝࠸ࡓࣇࣞࢵࢸ࢕ࣥࢢ⑂ປ◚ቯࢧࣥࣉࣝ

年にブリッジ・パット式フレッティング疲労試験片の原型㍈እᚄ㸸 PP

㸦E㸧ᛂຊ㏨ࡀࡋ⁁  ࣮࢜ࣂ࣮ࣁࣥࢢ࡟ࡼࡿᑐ⟇ရ࣮࢜ࣂ࣮ࣁࣥࢢ

図7
図5

鉄道車軸圧入部のフレッティング疲労破面29）

TAKADA TECHNICAL REPORT Vol.34 (2024)

試験片を用いたフレッティング疲労破壊サンプルと応力逃がし溝とオーバーハングによる対策事例30）２１

品では，グリップ端部に応力逃がし溝を設置し，オーバーハングすることによりフレッティング疲労を防止している．
5.1.4 フレッティング疲労の防止対策
フレッティング疲労の防止対策としては，以下のような対策が考えられる．
（1）
形状変更：オーバーハングや応力逃がし溝（2）
接触面圧を低下させる．

図8

転動疲労におけるき裂の発生機構32）（3）
相対すべり量を小さくする．
（4）
摩擦係数を小さくする．
（5）
硬度が高い方が若干有利である．
（高硬度材の適用）（6）
表面に圧縮残留応力を残す．
（7）
高周波焼入れ，浸炭，窒化，ショットピーニング，ロール加工（8）
フレッティング疲労が生じる場所と繰返し応力の高いところを分離する．

(a) ࣮ࣔࢻϨᆺࡁ⿣㐍ᒎᶵᵓࠉ㸦ࡃࡉࡧຠᯝ㸧

図9

転動疲労におけるき裂の進展機構33）（9）接触面を持たない一体構造にする．
特に，オーバーハングによる形状変更は，実際にロンドン地下鉄の車軸に使用され，き裂の発生に著しい効果があ31）る事が知られている ．また，わが国では，鉄道車軸の疲

労におけるき裂の発生機構を図8に，転動疲労におけるき裂の進展機構を図9に示す．
接触部の疲労現象に関わる主な要因としては，転動疲労

労設計法がJIS E4502に制定されている．

とフレッティング疲労とでは，類似している．しかしなが5.2 転動疲労

ら，転動疲労の場合には，材料要因として接触面や接触面

5.2.1 転動疲労とは近傍直下に介在物が存在することにより，両者は基本的に機械部品において，ころがり接触しながら荷重伝達する

異なった破壊機構となり，対策となる疲労設計法も異なっ

接触表面では，接触時に引張荷重ではなく圧縮荷重が繰返てくる．

し作用することで摩耗，き裂発生，さらに，はく離といっ

5.2.4 転動疲労の防止対策

た表面損傷が生じることがあり，このように接触面に生じ転動疲労に影響を与える因子としては，表面層の塑性流

るはく離を伴う疲労現象は，転動疲労と呼ばれている．

動および加工硬化の影響，潤滑油の粘度・油温・給油量の5.2.2 転動疲労による損傷形態

影響，接触体の形状，表面粗さの影響のほか，運転条件とローラー，ころがり軸受や歯車，鉄道車輪などの機械部

して，転動速度やすべり率の影響などが挙げられ，防止対品に見られるはく離等の転動疲労に基づく損傷形態は，策としては，これらを調整・改善して転動疲労が発生しにピッティング，スポーリング，フレーキング，シェリング

くい条件の探索が行われる．また，表面を硬化したり残留などといった名称で呼ばれており，以下のように分類され圧縮応力を付与したりする方法等も考えられるが，強ひずている．

み加工・熱処理による表層ナノ組織制御により，低摩擦係（1）ピッティング：表層部が局所的にはがれる疲労現象

数化が平均応力の減少をもたらし，鉄鋼材料の転動疲労の（2）
スポーリング：材料中にき裂破壊が発生する現象

高寿命化に寄与すること34）も示されている．

（3）
フレーキング：表層部がうろこ状にはがれる現象（4）
シェリング：レール表層のき裂損傷に特化した現象
5.2.3 転動疲労に関わる主な要因と発生・進展機構
転動疲労に関わる主な要因を表1に示す．また，転動疲

6．疲労強度の改善策
6.1 応力集中の低減による疲労強度の改善（1）
表面欠陥の除去表1

転動疲労に関わる主な要因32）

溶接継手の応力集中はビード形状の影響を受ける．ビー
ドを機械加工やグラインダー等によって仕上げることにより応力集中を低減すれば疲労強度は向上する．
ただし，ビード内に欠陥が無い場合には，余盛を完全に削除すれば，ほ２２

高田技報 Vol.34 (2024)

ぼ，母材と同程度まで疲労強度は向上するが，ビード内にすると疲労強度の向上が見込まれる．

欠陥がある場合には，ビード内の応力が余盛を削除するこ

溶接継手のビード止端部に圧縮残留応力を付加する方法とによって上昇し，疲労強度は低下するので，留意する必としては，下記の4つがある．①継手に引張予荷重を加え要がある．

る方法，②ビード止端部より少し離れた点を点加熱し，引（2）
止端部形状の改善法

張残留応力をビード止端部から加熱点近傍に移動させる方

溶接止端部の曲率半径を大きくすれば，疲労強度は向上

法，③ビード止端部より少し離れた箇所を加圧して，塑性する．止端部の仕上げ方法には，機械加工やグラインダー

変形を生じさせる方法などもあるが，④溶接ビード止端部による方法の他，ティグ溶接（GTAW）による溶接止端にショットピーニングを適用する方法が広く用いられてい部のなめ付け溶接（溶加材を用いない再溶融溶接）を実施

る．これらの方法では，平均応力の小さい高サイクル疲労する方法がある．このティグ処理は，溶接部と母材部の境では，1.3～1.5倍以上の疲労強度の向上を期待することが界部を滑らかに仕上げるとともに，溶接止端部のアンダーできる．なお，圧縮残留応力により疲労強度を改善する際

カットやオーバーラップ等の溶接欠陥も除去することがでには，圧縮残留応力の弛緩に充分留意しておく必要がある．

き，応力集中部を無くす効果が大きい．

つまり，高い圧縮残留応力を加えても，残留応力が弛緩し（3）
オフセットや目違いの補正による疲労強度の改善て，安定した後の値によって疲労強度が決まるので，低サ溶接継手にオフセットや目違いが存在すると，二次曲げ

イクル疲労，あるいは平均応力が高い高サイクル疲労では，応力が発生し，疲労強度が低下する．従って，板厚の異な塑性変形によって圧縮残留応力が消失し，疲労強度改善のる材料を溶接する際には，オフセットや目違いに充分留意

効果は期待できないので，疲労設計を行う際に，あらかじ

し，必要なテーパを設定するなど疲労強度の低下防止に努め考慮しておく必要がある．

める必要がある．図10は，アルミニウム合金版の溶接継6.3 異種材料接合部の応力分散（傾斜機能化）による疲

手の疲労強度がオフセットなどによる二次曲げ応力によっ
35）

労強度の改善て低下する例 を示している．この図により，オフセット

熱膨張係数の異なる異種材料の接合部は，一般に，どち

量が母材板厚の30％になると，疲労強度は約50％まで減

らかの母材と同種の材料を用いるか中間的な熱的特性を有

少してしまうことがわかる．

する接合材料（接着剤や溶加材等）を用いて，通常は単一

6.2 圧縮残留応力の付加による疲労強度の改善の接合界面において接合される．従って，図11の温度落板の長手方向にウェブを溶接した試験片に引張荷重を加差による熱応力を作用させた単一接合界面における異種材

え，ビード止端部を局部降伏させた後，片振り・引張疲労

料丸棒のせん断応力モデルに示すように，接合部に温度落試験を実施した結果，余荷重を加えた後のビード止端の残差が生じると，特に，両端が拘束された状態では，接合界36）留応力と疲労強度の間には直線関係がある ことが判明し面に生じるせん断応力は大きなものとなる．そこで，加熱ており，引張残留応力が高くなると疲労限度は低くなっておよび冷却が繰り返されると，膨張および収縮の繰返しにくる．従って，溶接ビード止端部に圧縮の残留応力を付加

図11
図10

オフセットまたは目違いのある継手の疲労強度35）

TAKADA TECHNICAL REPORT Vol.34 (2024)

温度落差による熱応力を作用させた単一接合界面における異種材料丸棒のせん断応力モデル37）

２３

切な振動対策を実施する必要がある．以下に，いくつかの振動発生機構38）とその対策について概説する．
（1）
機械を加振源とする振動
機械を加振源とする振動は，周期的な加振力を有する各種機械による強制振動で，機械本体や機械に接続されている配管が振動する現象である．通常，振動の発生防止のために，振動荷重を考慮した基礎・構造の強度設計が実施されるが，共振により振動が大きくなることがあるので，機械的な固有振動数と加振周波数とが充分離れるような配慮が必要となる．防振台を用いることにより，加振源である機械を隔離する方法もあるが，この場合は，振動の伝達を遮断するのみで，機械自体の振動は低減できていない点に
図12

温度落差による熱応力を作用させた軸方向に傾斜組成化した傾斜機能性丸棒のせん断応力モデル37）

留意する必要がある．
（2）
脈動による配管振動
脈動による配管振動は，配管内で周期的な圧力変動（脈よる熱疲労により，単一の接合界面において，き裂が発生動）が生じ，それを加振源として配管が振動する現象であし破断することになる．

る．往復コンプレッサ・ポンプの他，容積式回転機械では，

一方，傾斜機能材料 （Functionally Graded Materials：

吸入・吐出される流量に回転数と同期した変動成分を有す

FGMs）は，マクロ・ミクロともに不均質な材料であり，るため，配管内で脈動が発生する．また，遠心コンプレッ

かつ材料のミクロ複合組織（組成および構造）を目的に応

サ・ポンプ等の場合は，流動変動が大きいため，その変動

じて連続的に制御することにより，マクロ的な界面を消失を低減するため，吸入・吐出部にスナッパ・アキュムレー

させた材料である。

タなどの脈動吸収機器を設置するのが基本的な対策であ37）

傾斜機能継手の場合には，図12の温度落差による熱応る．これに加えて，配管の過大な振動を防止するために，力を作用させた軸方向に傾斜組成化した傾斜機能性丸棒の適切な配管サポートを設置する必要がある．具体的には，せん断応力モデルに示すように，熱応力が単一の接合界面脈動成分による配管の共振を避けるように，配管サポートに集中することなく分散されることになる．
この為，
加熱・

間隔を短くして固有振動数を上げるとともに，サポート部

冷却が繰り返される環境で，膨張・収縮の繰返しにより，材は十分な剛性を有した構造とする必要がある．また，脈繰返し応力が作用しても，高い耐疲労特性を維持できる．

動により，接続する小口径配管に疲労き裂が発生することが多いので，小口径配管との分岐部を適切なガセットなど
により補強することが望ましい．

7．各種プラント設備の疲労設計の考え方と関連する各種
法規・規格・基準等

脈動低減用にスナッパなどの容器を設置した場合であっても，その容積が十分でなかったり，配管内部で音響共鳴

7.1 プラント設備における配管振動と疲労破壊対策
7.1.1 プラント設備における各種配管振動の発生要因が生じたりする場合は，配管内の脈動が大きくなり，過大
38）

な配管振動が生じることがある．これを防止するため，往

各種配管振動の発生要因としては，回転機械（ポンプ，

復コンプレッサの設計基準であるAPI Std.618 39）では，脈動コンプレッサ，タービン，遠心分離機，その他）の機械加解析を実施し，脈動を次式の許容値以下に低減することを振や圧力脈動，熱交換器管群の渦励起振動や流体弾性振動，

推奨している．

熱電体や煙突の渦励起振動，気液二層流配管におけるスラグ流による振動，逆止弁・安全弁・ゲート弁の弁体の自励$#$&&'( !
・
"""$!

#!!
……………………
（10）#! " !& %振動，ボイラやフレアの燃焼振動，ポンプ・弁・オリフィ#$&&'(：許容脈動率（運転圧力に対する，％両振幅）

スに発生するキャビテーションによる振動，高差圧・高流$速の配管における音響励起振動や乱流励起振動などが挙げ#% ：配管内圧力（psia）

られる．これらの振動は最終的に疲労破壊を引き起こすこ!& ：配管内径（in）とが懸念されるため，各種振動の特徴を把握した上で，適% ：周波数（Hz）

２４：音速（ft/s）

高田技報 Vol.34 (2024)このように，過大な配管振動を防止するためには，脈動として振動が発生する．無次元流速が低い双子渦（対称渦）を低減することに加えて，十分な剛性を有する配管設計をの領域であっても，変位が小さいものの振動が発生するの

プラントエンジニアは行っていく必要がある．

で，ガスに比べて相対的に加振力の大きい液の場合は注意（3）
気液二層流による配管振動が必要である．振動の発生を防止するには，振動発生領域

気液二層流の配管では，配管曲がり部での運動量変化にを避けるように円柱構造部の径を太くして，固有振動数をより配管に加振力が加わり振動が発生する．特に，気相と上げることが一般的であるが，円柱の周りにらせん状の突液相とが交互に流れるスラグ流などの間欠的な流動様式と起物を設置して渦の発生を抑制する方法もある．ただし，なると，配管曲がり部での気相通過時と液相通過時との運

らせん状の突起物を設置した場合であっても，小さくはな

動量変化の差が大きく，配管に加わる加振力が大きくなる．

るものの周期的な加振力が残存するという報告41）もあり，現象的には，液スラグが配管曲がり部に衝突した直後に配加振力の大きな液の場合には，注意が必要である．

管振動は大きくなり，その後，固有振動数で減衰しながら（7）
キャビテーション

自由振動することを繰返す．

配管設備中における液体の流動において，弁，制限オリ

また，気液二層流の配管では，温度が高く，配管熱応力

フィスなどの絞り部では，流速の上昇に伴い圧力が低下す

設計の観点から，配管振動を防止するための配管サポート

る．この圧力が，蒸気圧まで低下すると蒸気泡が発生し，の設置が十分でないことが多い．そのような場合には，配絞り部下流の圧力回復部において，蒸気泡が崩壊する際に，管の剛性が低くなり，気液二層流による加振力が小さくて液の衝突により局所的に高い圧力上昇が発生する．この現も，配管振動が大きくなりやすいので留意する必要がある．

象をキャビテーションと呼び，振動および騒音を伴うこと（4）
回転機械の不安定現象に加えて，蒸気泡の崩壊位置によっては，配管や配管部品

ターボ機械では，低流量域等においてサージング，旋回の侵食が発生することがある．キャビテーションの発生を失速，リサーキュレーション，
キャビテーション，
旋回キャ防止するためには，適切なタイプの減圧装置（低騒音弁，ビテーションなどの不安定現象が発生することがある．回

多段オリフィス等）を選定することに加えて，下流側に制転機械で不安定現象が生じると，配管内で脈動が発生し，

限オリフィスを設置して背圧を上げるなどの方法がある．

回転機械本体の振動が小さくても，脈動により配管が大き（8）
音響励起振動く振動することがある．従って，このような不安定現象を安全弁，調節弁など，ガス・蒸気の高差圧の減圧装置で避けることが重要であり，アンチサージライン，スタート

は，絞り部下流で流速が音速を超え衝撃波が発生すること

アップバイパスラインなどにより，問題となるような低流がある．衝撃波の発生に伴い，広帯域の高周波の圧力変動

量運転を行わない事が重要である．

が生じ，この圧力変動により配管が高周波で振動する現象（5）
弁の自励振動を音響励起振動（AIV：Acoustically Induced Vibration）と逆止弁，安全弁，自力弁等では，弁体は流れにより受け呼ぶ．発生する周波数が高いため，配管Shell modeの振動

る力と，ばね，自重などによる荷重とのバランスにより開が発生することが特徴であり，その結果，配管分岐部にお度を保つ構造となっている．しかし，定流量・低開度など

いて疲労き裂が発生することがある．AIVによる配管の破の特殊な運転条件では，安定な弁開度を保持することがで損を防止するためには，低騒音弁の採用，適切な配管の肉

きず，弁体の動きにより生じた圧力変動が弁体の動きをさ

厚測定，配管分岐部補強などの方法がある．

らに大きくするようなフィードバック機構が働き，自励振（9）
乱流励起振動動を起こすことがある．このような場合には，適切な弁の配管合流ティー，配管急拡大部などでは，コーナー部でタイプ（ダンパー付き）やサイズの選定により，振動の発の流れのはく離に伴い，
乱流エネルギーが増大し，広域帯の生を防止する必要がある．

圧力変動が生じる．
この圧力変動を加振力として，配管が振

高速蒸気配管において，安全弁入口近傍に曲がり部があ動する現象を乱流励起振動（FIV：Flow Induced Vibration）

る場合，曲がり部で生じる二次流れと，安全弁への枝管とと呼ぶ42）．この場合，圧力変動が卓越する周波数は比較的の相互干渉により，渦励起振動が発生する事例が報告され

低周波であり，
周波数の上昇とともに圧力は低下するので，ている ．

AIVとは異なり低周波の振動が発生することが特徴であ（6）カルマン渦による振動る．対策としては，配管Beam Modeの振動を防止するた40）

配管内の温度計，インジェクションノズルなど，円柱状の構造物の下流では，周期的な渦が発生し，これを加振力

TAKADA TECHNICAL REPORT Vol.34 (2024)めの適切なサポートの設置，適切な配管肉厚選定などがあ
げられる．

２５

7.1.2 配管振動判断基準

表3

各種プラントにおいては，加振源がある限り，配管振動の発生は避けられない．そして，この配管振動が大きくなると，配管の疲労破壊に至ることがあるため，配管振動の大きさを把握し，問題がある場合には必要な振動低減対策

No
1
2
3
4

直角ノズルの内圧疲労強度比
ジョイントタイプ
強度比（＊1）
セットオン型溶接ノズル
0.80
セットイン型溶接ノズル
0.55
二重張補強 セットインノズル
0.67
完全溶込みスルー型溶接ノズル
0.94（1×105回時間強度）（＊1）ノズルの無い円筒容器の内圧疲労強度を1とするを講じることが必要となる．米国SwRI（Southwest ResearchInstitute）のプラント配管の振動管理基準43）は，往復コン

溶接する方法（セットオンタイプ）

プレッサ回りの配管振動事例（4000件以上）に基づき作（2） ノズルを容器本体に差し込んだ状態で，容器の外面成されたものであり，信頼性の高いものである．一方，振側および内面側から両側すみ肉溶接や，K型開先を用い

動応力が振動速度に比例することに着目して，振動速度のて完全溶込み溶接を行う方法（セットインタイプ）

みで配管振動の大きさを判断する方法もある．表2に示す

ノズルの中心軸が円筒容器の中心軸と直交する，いわゆ

44）

配管振動のスクリーニング方法 は，振動速度のOverall値

る直角ノズルの内圧疲労強度47）については，1×105回時間に着目し，3段階で評価するものである．

強度で比較すると，ノズルの無い円筒容器の内圧疲労強度

振動を直接計測する方法に対して，高周波の振動に対して，騒音値から振動による疲労き裂の発生リスクを評価する方法もある．これは，機器・配管が振動すると，空気の振動として音が空気中を伝搬する性質に基づき，
音圧＝空気密度×空気音速×速度 …………………
（11）の関係を利用したものである．

に対するノズル付き円筒容器の内圧疲労強度の比は，以下の表3に示す値となる．
ノズルの中心軸と円筒容器の中心軸とが交差角α
（0°
＜
α＜90°
）で交わる時，これを斜角ノズルと称するが，斜角ノズルの内圧疲労強度は直角ノズルの内圧疲労強度よりもはるかに低くなる．
7.3 スパイラル溶接管およびガセット溶接管の内圧疲労

この手法では，対象とする機器・配管の表面近傍での騒溶接線がスパイラルとなっている，いわゆるスパイラル

音レベル（dB，聴感補正無し）から，以下の判断が可能

溶接管の内圧疲労強度48）は，溶接線とパイプ母線とのなすであるとしている45）．

角αによって変化し，αが小さいほど内圧疲労強度は低下

安全域：130dB未満

する．スパイラル溶接円筒の疲労強度比と破壊寿命との関検討域：130～136dB係を図13に示す．

危険域：136dB超ガセット溶接管の面内曲げ疲労強度49­50）は継手数が少な

高周波振動発生地点近傍において，小径配管等が接続さいほど低くなる．例えば，ガセット角が45°の場合の曲げれ，応力集中が生じる構造がある場合には，上記の判断基

疲労強度は30°の場合よりも約5％疲労強度が低い．また，

準に対して，約10dB程度の余裕を見込む必要がある．

ガセット溶接管の曲げ疲労強度は，滑らかな曲り管の疲労7.2 ノズルの内圧疲労強度

強度の45～65％であるが，曲がり半径が大きいほど疲労

圧力容器に加わる荷重は，一般に内圧の繰返しであるが，強度は高くなる．

配管では内圧よりもむしろ面内および面外の曲げ荷重の繰返しの方が，強度を評価する上で，重要となる場合がある．
圧力容器の場合は，低サイクル疲労強度が許容応力算定のための基準となり，配管の場合は，高サイクル疲労強度が基準となる46）のが一般的である．
圧力容器壁に垂直に取り付けられるノズルと，容器本体との接合様式には大別して次の2種類がある．
（1） ノズルを容器本体の外面に乗せた状態で，突合わせ
表2

配管振動のスクリーニング方法（例）

図13

２６

スパイラル溶接円筒の疲労強度比と破壊寿命との（Wellingerら）
関係48）

高田技報 Vol.34 (2024)

7.4 圧力容器の構造設計規格（ASME Sec.Ⅲ）

処理は，ディスクグラインダーによる処理とバーグライン

ASMEの Boiler and Pressure Vessel Code, Sec. Ⅲ, Rules forダーによる処理に分類される．ディスクグラインダー処理

Construction of Nuclear Power Plant Components には低サイを行った場合，溶接止端部に溶接ビードと平行に微細なき

51）

クル疲労設計法が採り入れられている ．

ずが生じ，このきずの方向が作用応力に対して直角方向に

本規格では，種々の荷重条件に対する設計のためのフ近い場合，きずが起点となって疲労き裂が生じる恐れがあ

ローチャートが示されており，通常，制限値Smは室温にる．また，止端部の曲率半径を所定の値となるように仕上

おいては降伏応力の2/3あるいは引張強さの1/3のいずれか

げることは難しいため，改訂指針では，ディスクグライン

低い方に設定され，また，応力振幅Saは鋼種に応じて例

ダーではなく，バーグラインダーによる処理が基本とされ示されている疲労設計線図（小型試験片のひずみ制御低サ

た．ただし，バーグラインダーによる処理の前に，ディス

イクル疲労で得られた50％破壊確率曲線を基準とし，強クグラインダーによる粗処理を行うことは可能とされた．

度に対して1/2，寿命に対して1/20の低減率を乗じて求めさらに，グラインダー処理による疲労強度は，止端曲率た曲線を包絡して得られる）から想定繰返し数に対応して半径 ρ が3mm以上であれば，1等級向上させてもよいとい

読み取ることで得られる．

う規定が制定された．

7.5 鋼構造物の疲労設計指針・同解説
7.5.1 はじめに一般社団法人日本鋼構造協会では，鋼構造物の疲労設計

8．各種プラント設備における疲労破壊とその防止対策事例＜配管系すみ肉溶接部の疲労強度の向上対策検討事例＞のためのモデルコードとして1974年に「日本鋼構造協会
疲労設計指針（案）」を公表している．現在に至るまで，新52）

8.1 はじめにしい疲労試験データが加えられたデータベース により，

様々なプラント設備で使用されているポンプ，
コンプ改訂が実施されてきている．以下，疲労強度に対する板厚

レッサー等回転機器周辺の配管ソケットすみ肉溶接部にお53）の影響や疲労強度改善方法の改訂概要 について記すが，けるき裂発生による漏洩問題は，従来より，それほど重大

本書「鋼構造物の疲労設計指針・同解説」の使用においてな事故にならないことや，容易に応急処置や補修を実施しは，最新年度版を確認する必要がある．

てきたことなどにより，あまり重要視されずに見逃されて7.5.2 疲労強度に対する板厚の影響に関する改訂概要

きた感がある．そして，この様なき裂の発生原因としては，溶接継手の疲労強度に対する板厚の影響は，主として板

高サイクル疲労や低サイクル疲労，腐食疲労，応力腐食割厚の違いによる継手部の応力集中と応力分布の相違に原因れなど様々であるが，いずれにしても，各種回転機器に発があるとされている．従って，板厚効果が生じるか否かは生する振動応力が主原因となって，き裂発生に至るケース

継手の形状に依存する．

が多い．

旧指針では，板厚 t により疲労強度が影響を受ける継手

一方，このような背景のもとに，Newman54）やListerおよについては，板厚25mm以上で基本許容応力範囲（基本疲

びWoodwardら55）は，配管の突合せ溶接部の疲労強度に関労強度）を板厚の0.25乗に反比例させて補正することとしする研究を主に行っているが，配管のソケットすみ肉溶接ている．この指数を板厚補正指数という．

部の疲労強度に関する研究例は少ない．

!!
"
#

"#
!" !! ""……………………………………
（12）

そこで，今回，ソケットすみ肉溶接部の片振り軸力引張
疲労試験を行い，疲労強度に及ぼす溶接方法，溶接材料，

改訂指針（2011年度）でも，板厚効果が明らかな継手

止端部の形状，および初層溶接部の影響，さらに臨界寸法については，上式により疲労強度を補正することとしていやソケットすみ肉溶接部に許容される引張応力等についてるが，主な改訂内容は以下のとおりである．

検討したので，以下に紹介する．

（1）突合せ溶接継手についても，上式により疲労強度を補

8.2 ソケットすみ肉溶接部の疲労強度に及ぼす溶接方法

正することとなった．
（2）溶接止端部を仕上げた場合にも，上式により疲労強度を補正することとなった．
7.5.3 疲労強度改善方法に関する改訂概要の影響（1）溶接部に欠陥が存在しない場合
ListerおよびWoodwardら55）の研究によると，通常の被覆
アーク溶接（SMAW）での軟鋼すみ肉溶接部の疲労強度

溶接止端部の形状改善による疲労強度向上法には，グラは，Nf＝107回において，106.4MPaである．また，Dawes

インダー処理やティグ処理がある．そして，グラインダー

ら56）の研究によるとティグ溶接による軟鋼すみ肉溶接部のTAKADA TECHNICAL REPORT Vol.34 (2024)２７

疲労強度は，Nf＝107回において，109.5MPaである．本研

ティグ溶接，低水素系の被覆アーク溶接，イルミナイト系

究においても，ティグ溶接と被覆アーク溶接によるすみ肉の被覆アーク溶接のいずれの場合においても，突合せ溶接

5

溶接部の繰返し数Nf＝10 回における疲労強度は，欠陥無の方が疲労特性は優れており，本実験における突合せ溶接

しの場合，ティグ溶接による疲労強度の方が10～60MPaほ

の疲労強度は，ソケットすみ肉溶接の約1.5～2.0倍であっど高い値を示した．従って，より高い疲労強度を得るためた．

には，被覆アーク溶接よりもティグ溶接を適用した方が良8.5 ソケットすみ肉溶接部における初層ルート部の切欠

いと考えられる．

き状欠陥の疲労限度に及ぼす影響

さらに，止端部の形状や内在欠陥の少なさ等を考慮する

本実験による欠陥は，ソケットすみ肉継手の初層ルートと，被覆アーク溶接よりもティグ溶接の方が優れていると部に不完全溶込み（約0.5mm）
を切欠き状の欠陥として残留57）いう報告もある．例えば，石黒ら は，このティグ溶接をするように溶接を行い製作した．疲労試験後のソケットす

応用し，溶接ビード止端部を整形することで，疲労強度は，

み肉溶接部のき裂は，引張方向と直角方向の初層ルート部

1.5～2.0倍に向上し，溶接ビード止端部をグラインダーでにおける切欠き状の欠陥が起点となり最終破断に至った．

研削した場合とほぼ同じになると指摘している．

また，欠陥の無いように溶接を行っても低入熱の場合は，（2）溶接部に欠陥が存在する場合

特に溶込み不足になりやすく，同様に初層ルート部に切欠欠陥が存在する場合のソケットすみ肉溶接部の疲労強度
は，欠陥が存在しない場合と比較すると，約15～33％低き状の欠陥が残留し，その欠陥がき裂の起点となり，最終破断に至った．

下し，破断までの繰返し数は，ティグ溶接の場合には0.4

このように，ソケットすみ肉溶接部の初層ルート部にお倍に，イルミナイト系の被覆アーク溶接の場合には0.6倍

ける切欠き状の欠陥が，溶接方法のいかんにかかわらず明に，低水素系の被覆アーク溶接の場合には0.5倍に減少しらかに疲労強度を低下させており，疲労強度を改善するた

た．疲労強度の欠陥による減少率は，ティグ溶接の場合がめには，初層ルート部に切欠き状の欠陥が残留しないよう最も大きかったが，欠陥が存在する場合の疲労強度は，溶に考慮する必要がある．

接方法のいかんにかかわらず，ほぼ同じであった．

8.6 ソケットすみ肉溶接部における疲労破面および疲労8.3 溶接材料の疲労強度に及ぼす影響

き裂の起点と進展経路

NewmanおよびGurneyら は，被覆アーク溶接部の介在
58）（1）疲労破面物（例えばスラグ巻き込み等）の有無を比較基準として，ソケットすみ肉溶接部の疲労試験後の破断面は，切欠き

チタニア系と低水素系の溶接材料で実験を行い，介在物の状の欠陥を起点とする破断面で，明瞭なストライエーショ

少ない低水素系溶接材料の優位性を指摘している．

ンを呈し，最終的な延性破壊に至る直前まで進展方向へ広一般に，JIS Z3113により溶着金属中に含まれる拡散性
水素量を比較すると，ティグ溶接の場合は約0.5～1.0×10−2

がりを呈していた．
（2）疲労き裂の起点とき裂進展経路

cc/gf，低水素系の被覆アーク溶接の場合は約1.0～5.0×１０

ソケットすみ肉溶接部の初層ルート部に切欠き状の欠陥

cc/gf，イルミナイト系の被覆アーク溶接の場合は約20.0～が存在する時，き裂は初層ルート部を起点として進展した．

40.0×10 cc/gfと考えられているが，本研究では，被覆アー

ソケットすみ肉溶接部の初層ルート部に切欠き状の欠陥

ク溶接部に含まれる拡散性水素量を定性的な比較基準としが存在しない時でも，すみ肉溶接部の脚長が鋼管の肉厚よて，イルミナイト系および低水素系の溶接材料で実験を行り小さい時は，ルート部の切欠きがき裂の起点となり，きい疲労強度を比較した．その結果，イルミナイト系の溶接

裂は片振り引張方向と80°～82°の角度で溶着金属部を進

材料を使用した場合よりも低水素系の溶接材料を使用した

展し，
最終的には片振り引張方向と30°～35°の角度で樹枝場合の疲労強度が高かった．これは，初層部あるいは止端状晶の成長方向とほぼ平行になり溶着金属表面に達した．

部などの切欠き部先端の応力が集中する部分に拡散性水素

一方，すみ肉溶接部の脚長が鋼管の肉厚より大きい時は，が移動し濃縮するため，き裂先端の応力場に脆化域が生成

鋼管側の溶接止端部がき裂の起点となり，き裂は片振り引することから，拡散性水素量の多いイルミナイト系の溶接

張方向とほぼ直角に進展し，鋼管母材を貫通後，鋼管内表材料を使用した場合は，低水素系よりもはるかに広範囲の面に達した．

−2−2

脆化域が生成し，疲労強度が低下すると考えられる．
8.4 突合せ溶接部とすみ肉溶接部の疲労強度比較
突合せ溶接部とすみ肉溶接部の疲労強度を比較すると，

２８

従って，脚長が小さい場合には，ソケットすみ肉溶接部
は鋼管母材よりも低強度になるため，ルート部における切欠きの応力集中係数が大きく作用し，溶着金属部へき裂が高田技報 Vol.34 (2024)進展するのに対し，脚長が大きい場合には，逆に鋼管母材の強度がソケットすみ肉溶接部より低強度になるため，止端部の応力集中係数が大きく作用し，鋼管母材へき裂が進展するものと考えられる．
8.7 脚長の臨界寸法と疲労強度の関係
一層溶接を行ったソケットすみ肉溶接部の疲労強度と二層溶接を行ったソケットすみ肉溶接部の疲労強度を比較す
ると，二層溶接を行ったソケットすみ肉溶接部の疲労強度の方が高かった．これは，すみ肉溶接部の脚長が臨界寸法以下の場合には脚長が増加するにつれて疲労強度は増加す
るが，脚長が臨界寸法を超えると，脚長と疲労強度との相関関係は無くなり疲労強度は一定となるためである．本実験によっても，一層のみ溶接を行ったソケットすみ肉溶接部の脚長は臨界寸法より小さいため，疲労強度が低くなったと考えられる．また，過去の報告によると，臨界寸法S/T（S：脚長，T：母材肉厚）は0.85～1.6でばらついているが，本実験では約1.2であった．
従って，臨界寸法を超えて止端破壊が生ずるような溶接をするために，二層以上の溶接を実施して，S/T（S：脚長，
T：母材肉厚）を1.2以上にすれば，疲労強度は上昇すると考えられる．59­60）4) JRCM News，財団法人金属材料研究開発センター，No.205，
P.1，(2003)
5) 西田新一，機械機器破損の原因と対策，日刊工業新聞社，
ISBN4−526−02092−3，p.5，(1986)
6) 日本材料学会編，金属材料疲労設計便覧，㈱養賢堂，p.111，(1987)
7) 西田新一，機械機器破損の原因と対策，日刊工業新聞社，
p.88，(1986)
8) 西田新一，機械機器破損の原因と対策，日刊工業新聞社，
p.20，(1986)9) 日本材料学会編，金属材料疲労設計便覧，㈱養賢堂，p.14，(1987)
10) 西田新一，機械機器破損の原因と対策，日刊工業新聞社，p.1，(1986)
11) 日本材料学会編，金属材料疲労設計便覧,㈱養賢堂，pp.22−23，(1987)
12) Heywood, R. B : Designing by Photoelasticity,(1952), Chapman,
London13) 西田：応力集中，森北出版
14) Peterson, R.E: Stress Concentration Factors, (1974), John Wiley& Sons15) Neuber, H. : Kerbspannungslehre, (1937), Springer, Berlin16) Neuber, H. : Kerbspannungslehre, 2. Auflage, (1958), Springer,
Berlin17) 日本材料学会編，金属材料疲労設計便覧，㈱養賢堂，pp.42−44，(1987)
18) 河本他2名：日本機械学会論文集，29，206，p.1632，(1967)19) 河本他4名：日本機械学会論文集，29，206，p.1640，(1967)

9．おわりにプラントエンジニアとして参考になりそうな疲労破壊と

20) 日本材料学会編，金属材料疲労設計便覧，㈱養賢堂，pp.44−45，(1987)21) 日本機械学会：疲れ強さの設計資料Ⅰ，p.113，(1961)

その防止対策の概要を紹介するとともに，各種プラント設

22) 石橋：金属の強さ，㈱養賢堂，p.244，(1961)

備における疲労損傷とその対策の検討事例の紹介も行っ

23) Siebel, E.他:VDI­Z, No.97, P.121, (1955)

た．プラントエンジニアを志す諸氏にとって少しでも役に

24) Moore, H.K.:Proc. ASTM, 45, 507, (1961)25) 飯田：日本造船学会論文集，134号，p.371，(1973)

立てれば幸いである．

26) Peterson, R. E.:Stress Concentration Design Factors, John Wiley& Sons (1953)

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中野

光一

技術統括部

Kouichi NAKANO
博士（工学）

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３０

高田技報 Vol.34 (2024)