179塑性ひずみによる欠陥構造物の破壊強度の変化
Effect of Plastic Strain on Fracture Strength of Cracked Components
釜谷昌幸（Masayuki Kamaya)＊

要約 原子力発電プラント機器は，地震によって大きな荷重を受け，場合によっては塑性ひずみが発生する可能性がある．一般に，塑性ひずみは材料の強度を上昇させるが，き裂が存在した場合は破壊靭性を低下させる可能性がある．そこで，本研究では欠陥構造物の破壊荷重の変化を評価した．
まず，316 ステンレス鋼と SM490 鋼を用いて引張特性および破壊靭性の塑性ひずみによる変化を調べた．塑性ひずみ量は 5％，10％，20％と 40％（ステンレス鋼のみ）とした．次に，管表面に存在するき裂の破壊駆動力（J 積分値）を有限要素法によって評価した．そして，J 積分値と破壊靭性値の関係から破壊荷重を算出した．この結果，欠陥構造物の破壊荷重は，塑性ひずみが大きくなると最終的には低下するが，塑性ひずみが 10％以下の場合は逆に破壊荷重が大きくなることが明らかと
なった．
キーワード

塑性ひずみ，破壊靭性，破壊強度，冷間加工，ステンレス鋼，2 パラメータ評価法

Abstract
Nuclear power plant components are occasionally subjected to large load byearthquake and may suffer plastic strain. Although the plastic strain induced in materials increases
the strength, it may reduce the fracture toughness due to a crack in the components. In this study,
the effect of the plastic strain on strength of cracked components was investigated. Firstly, thechange in the tensile properties and fracture toughness due to plastic strain were examined for Type316 stainless steel and carbon steel (SM490). The degree of nominal plastic strain was 5％ , 10％ ,20％ and 40％ (only for stainless steel). Secondly, the J-integral values of surface crack on a pipe
were evaluated by finite element analyses. Finally, the critical load for fracture of the cracked pipe
was evaluated for various pipe and crack geometries using the J-integral values and the fracture
toughness obtained. It was concluded that the plastic strain enhances the fracture strength of thecracked components when the induced plastic strain is less than 10％ , although the extremely large
plastic strain could reduce the strength.
Keywords

plastic strain; fracture toughness, fracture strength, cold work, stainless steel, two-parameter
method

1. 緒論

できる．Bar-on らは高強度鋼を用いて，破壊靭性の大きさを示す延性き裂進展抵抗曲線（J-R 曲線）が原子力発電プラントにおいて，地震荷重の構造健

塑性ひずみによって低下することを示している(2)．

全性へ及ぼす影響が問題となっている．過大な地震

また，Banks-sills らはアルミ合金の平面ひずみ破壊

荷重により材料に塑性変形が加わると，強度と変形靭性 KIC が塑性ひずみによって低下する（20％の塑特性が変化する．一般に，構造材料は塑性ひずみに性ひずみで 5％程度）ことを示している(3)．316 ス

よって硬くなり強度が上昇するが，硬くなると脆く

テンレス鋼については，Chipperfield が塑性ひずみ

なり切り欠き強度（破壊靭性）が小さくなる(1)．しにより弾塑性破壊靭性 JICが低下する（30％の塑性ひ

たがって，構造強度の観点からは塑性ひずみは安全

ずみで 60％程度）ことを報告している(4)．このよう側の影響を及ぼすが，き裂などの欠陥が存在した場に，塑性ひずみによって破壊靭性は低下し，その程合は，必ずしも安全側とは限らない．

度はステンレス鋼が相対的に大きいようである(5)．

欠陥を有する材料の強度は破壊靭性で表すことが＊(株)原子力安全システム研究所

技術システム研究所

一方，欠陥を有する構造物の破壊強度は，破壊靭180

性で代表されるような材料の破壊に対する抵抗のみに示す．それぞれの材料に対し大気中で圧延方向にでなく，応力拡大係数（K 値）や J 積分値（J 値）

平行にロール加工を加えた．加工による板厚変化率などの破壊駆動力にも影響を受ける．とくに，延性

で 塑 性 ひ ず み 量 を 定 義 し，そ れ ぞ れ 5％，10％，

的な破壊の駆動力を示すパラメータである J 値は，20％および 40％（ステンレス鋼のみ）とした．これ同じ荷重条件でも塑性ひずみを加えると変化する．

らに 0％ひずみ材を加えて，塑性ひずみに対する機

原子力発電プラント構造材料の多くは，延性的な破械特性の変化を調べる．本研究では，例えば 10％加壊挙動を示すことから，塑性ひずみの破壊強度に及工したステンレス鋼は SUS-10,20％加工した SM490

ぼす影響を把握するためには，破壊靭性と J 値の両鋼は SM-20 と表記する．

方の変化を考慮する必要がある．
本研究では，SUS316 鋼と SM490 鋼を対象に，欠

2.2

試験方法

陥を有する構造物の破壊荷重に及ぼす塑性ひずみの影響を調べた．まず，両材料の塑性ひずみによる引室温において，引張試験および破壊靭性試験を実張特性と破壊靭性の変化を実験的に調べた．次に，施した．引張試験は直径 6mm の丸棒試験片を用い，有限要素法によって塑性ひずみによる J 値の変化を

破 壊 靭 性 試 験 は 厚 さ 25mm の 破 壊 力 学 試 験 片解析した．そして，得られた結果をもとに，内面に（1TCT）を用いた．ただし，SUS-40 については，

周方向欠陥，および軸方向欠陥を有する管の破壊荷加工によって板厚が減少したため試験片厚さを 20

重と塑性ひずみの関係を評価した．

mm とした．引張試験片は圧延方向に平行に，破壊靭性試験はき裂面法線が圧延方向に平行になるよう

2.

機械特性試験

に採取した．破壊靭性試験では疲労予き裂導入後，サイドグルーブを導入し，ASTM1820(6)に従い実施

2.1

供試材

した．

供試材には市販の 316 ステンレス鋼と SM490 鋼

2.3

試験結果

の板材を用いた．ミルシートによる化学組成を表 1
引張試験の結果を表 2 に示す．塑性ひずみによっ
化学組成(wt ％).

て，延性が低下し，降伏強度と引張強度が上昇して

C
Si
Mn
P
S
Ni
Cr Mo
0.06 0.84 0.84 0.028 0.001 10.10 16.16 2.14

図 1 に示す．塑性ひずみが大きくなると，材料の伸表1いることが分かる．公称応力と公称ひずみの関係を（a）SUS316 鋼
FeBal.

様伸び（引張強度時のひずみ）は 5％以下となった．

（b）SM490 鋼
Fe
Bal.

C
0.16

Si
0.31

Plastic
strain
(％)

SM490

0
5
10
20
40
0
5
10
20

これらの応力 σ とひずみ ε の関係を次式の

Mn
P
S
V
1.35 0.019 0.004 0.033

表2

SUS316

びが減少し，SUS-40 および SM-20 においては，一YieldStrength
(MPa)
258
388
478
643
870
365
494
547
607

Tensilestrength
(MPa)
584
628
671
774
982
534
572
592
640

Ramberg-Osgood 則によって近似した．

機械特性（引張試験結果）（室温 23℃）
Elongation(％)

Reductionin area
(％)

60.3
52.3
45.3
33.0
19.7
29.7
24.0
19.3
15.0

83.0
81.2
80.0
78.3
73.6
74.6
75.6
71.6
69.8

Youngʼsmodulus
(GPa)
205
197
193
191
183
208
209
208
207

α

n

JQ
(kJ/m2)

C1

C2

3.46
2.17
1.28
0.316
0.339
7.41
1.03
0.458
0.371

5.62
9.43
13.9
26.1
17.1
5.32
22.3
42.6
58.1

―
―
―
726
207
313
527
109
―

―
1239
1344
812
338
432
640
190
―

―
0.566
0.389
0.388
0.401
0.430
0.492
0.408
―

181

3500

1000
SUS-40
SUS-0

2500
2

600

, kJ/mStress, MPa

800

400

SUS-20
SUS-10

200

0

20

2000
1500
1000
500

SUS-5

0

SUS-5
SUS-10
SUS-20
SUS-40

3000

40

0

60

0

1

3

Δ , mm(a) ステンレス鋼(a) ステンレス鋼

4

5

4

5

1600

800

SM-0
SM-5
SM-10

1400

600

1200
2

SM-0

400

SM-20 SM-10, kJ/mStress, MPa

2Strain, %

SM-5

1000
800
600

200

400
200

0

0

図1

10

20

30

 

0

1

2

3

Strain, %Δ , mm(b) SM490 鋼(b) SM490 鋼

公称応力と公称ひずみの関係

ε
σ 
σ
= +α
ε σ 
σ

0

図2

(1)

σy と εy は降伏強度（0.2％耐力）とその時のひずみを示す．α と n は定数で，降伏強度におけるひずみから一様伸びの 80％の範囲において回帰分析によって求めた．得られた α と n は表 2 に示している．
図 2 は破壊靭性試験によって得られた J-R 曲線を示す．一般に，ステンレス鋼は破壊靭性が大きく，延性き裂が発生しにくい(7)．本試験においても塑性
ひずみを加えないステンレス鋼（SUS-0）では延性き裂が発生せず，J-R 曲線を取得できなかった．また，SM-20 は試験途中で脆性破壊が発生したため
J-R 曲線を得ることができなかった．SM490 鋼とス
テンレス鋼を比べると，SM490 鋼の方が同じ延性き
裂進展量 Δa に対する J 値が小さい．全体的な傾向

延性き裂進展抵抗曲線（J-R 曲線)

としては，J-R 曲線は塑性ひずみが大きくなると下側に移行する（破壊靭性が小さくなる）が，SM-5
が SM-0 より大きくなるなど，加工度に対して単調な変化とはならなかった．
得られた J-R 曲線は次式で近似した．


J =CΔa (2)

ここで，C1と C2は定数で，値は表 2 に示している．
また，図 2 の実線はこの近似式を示す．後に実施する破壊評価では Δa が 2mm から 3mm 程度の範囲が評価の対象となったことから，この範囲以上で実験結果と一致するように近似した．

182

2L

ここで，P は曲げ応力または内圧による応力，PCは2c

降伏強度に対する塑性崩壊時の応力で次式によってta与えられる．

Ri

Pa（周方向き裂）P=(a) 周方向き裂（曲げ荷重）

β=

2L
a
Pa

2c

2σ 
a
c
2sin β− sin
π
t
R



1
ac
π−
2
Rt



(5)



(6)

t

（軸方向き裂）Ri

P=σ 

ta−1
ta−1M(7)

1.61c 
Rt

(8)

Pa

M= 1+
(b) 軸方向き裂（内圧荷重）
図3



Rmは管の平均半径である．荷重を変化させたときの評価の対象

座標（Sr, Kr）の軌跡が FAC となる．ただし，荷重が流動応力 σfを基準とする塑性崩壊応力（Pc× σf /σy

3.

破壊評価

3.1

解析対象

で与えられる．以下，塑性崩壊荷重と呼ぶ）に達す
ると管は塑性崩壊すると想定されることから，Srの上限は σf /σy とする．ここで，流動応力は降伏強度と引張強度の平均とした．(4)式において J は J 値を示し，Je は欠陥構造物を弾性体と見なした場合に求破壊評価の対象は図 3 に示す周方向の半楕円表面

まる弾性 J 値であり，それぞれ有限要素解析によっき裂を有する曲げ荷重の作用する管，および軸方向て求めた．有限要素解析には汎用の有限要素コードの半楕円表面き裂を有する内圧荷重下の管とする．

である ABAQUS を用いた．構成式には(1)式の関係

管とき裂形状は，管内半径 Ri と板厚 t の比を Ri /t =と表 2 の定数を用いた．荷重を零から Sr = σf /σyま5，き裂深さ a を 0.3t，0.5t および 0.7t とした．そで 5 パーセント刻みで上昇させながら J 値を解析し，してき裂の表面長さを 2c = 4a とした．また，管径はFAC を求めた(8)．

36B（外径 914.4mm）とした．

3.2

つぎに，材料の破壊に対する抵抗を代表するカー
ブ（材料抵抗カーブ）を J-R 曲線を用いて次式によ

解析方法

り求める．

破壊荷重の算出には 2 パラメータ評価法を用いる(7)．評価に必要な破壊評価曲線（FAC）は日本機

S  =P
P

(9)

械学会維持規格(7)にしたがい以下の手順で求めた．
管に荷重を負荷したときの下式で定義されるパラ
メータ Sr と Kr をそれぞれ横軸と縦軸にプロットす
る．
S=

P
P

(3)

K  =

Ka+ΔaEJ Δa
1−ν 



(10)

Pa は負荷される荷重，J（Δa）は J-R 曲線におけるき裂進展量 Δa に対する破壊靭性値を示す．K(a +



K=

J
J

(4)

Δa）は深さ a + Δa のき裂対する応力拡大係数を示し

183

周方向き裂には Chapuliot の式(9)，軸方向き裂には，限界荷重σf /σyより小さい場合（Pa ＜ Pc の場合）

API の式(10)を用いた．E，ν はヤング率とポアソンを超えると延性き裂が不安定に進展し，き裂を起点比で，それぞれ表 2 の実験値と 0.3 を用いた．き裂とした破壊が生じる（以後，この破壊を延性き裂不を a から Δa 進展させたときの座標（Sr' , Kr' ）の軌

安定進展破壊と呼ぶ）．一方，図 4(b)に示すように，跡が，FAC と交わるか内側にあれば，対象の構造物

Srが σf/σyと一致する場合，破壊荷重は塑性崩壊荷重

は破壊しないと判断される．図 4 に FAC と材料抵と同じになる．つまり，延性き裂を起点に破壊する

抗カーブの例を示す． Pa を変化させると材料抵抗のではなく，欠陥面の断面積の荷重が材料強度（流カーブは原点を通る直線上を移動する．図 4(a)の例

動応力）に達して塑性崩壊が生じると判断される．

では，荷重が小さい場合は材料抵抗カーブが FACの内側にあり，その荷重では破壊しないと判断され

3.3

解析結果

る．逆に，荷重が大きい場合は FAC の外側となり破壊すると判断される．そして，2 つの曲線が接す

図 5 と図 6 に周方向き裂および軸方向き裂の塑性るときの Paが破壊しない限界の荷重，つまり破壊荷

ひずみと破壊荷重の関係を示す．図には，塑性崩壊

重となる．2 つのカーブの接点の Srが上限値である

荷重も示している．SM-20 では J-R 曲線を得ることができなかったが，破壊靭性試験で得られた KQ 値
（70.4 MPam0.5）から破壊荷重を評価した．塑性ひ

1.2
1.0

ずみにより流動応力が大きくなるので，塑性崩壊荷

FAC

重は塑性ひずみに対して単調に増加する．また，その傾きは加工硬化の大きいステンレス鋼の方が大き

Kr

0.8
0.6

Pa: critical

Pa: failure

高い破壊靭性を有するステンレス鋼では塑性ひず
みが小さい場合は，破壊荷重は塑性崩壊荷重と一致

Pa: non-failure

0.4

い．

する．つまり，延性き裂不安定進展破壊ではなく塑

0.2

性崩壊によって破壊する．ただし，塑性ひずみが40％になると，破壊荷重が塑性崩壊荷重を下回る．

0.0
0.0

0.5

1.0

1.5

Sr

つまり，塑性崩壊前に，延性き裂不安定進展破壊が発生する．これに対して，SM490 鋼は塑性ひずみのない状態でも延性き裂不安定進展破壊が発生する．

(a) SM-0 (軸方向き裂 , a/t = 0.5)5％の塑性ひずみを加えると，図 2 で示したように破壊靭性が上昇し，き裂を起点とした破壊が発生しに1.2

くくなり，塑性崩壊によって破壊する．しかし，

1.0

10％以上の塑性ひずみでは再び破壊靭性が低下し，FAC

20％では脆性的にき裂が発生して塑性ひずみを加えない場合より小さな荷重で破壊すると評価された．

Kr

0.8

塑性ひずみを加えない材料（0％ひずみ材）の破壊

0.6
Pa: critical

0.4

荷重で正規化した破壊荷重を図 7 と図 8 に示す．ここで，J-R 曲線の得られなかったステンレス鋼の0％ひずみ材の破壊荷重は塑性崩壊荷重とした．ステ0.2ンレス鋼では塑性ひずみによって破壊荷重が大きくなることが分かる．SM490 鋼についても，20％ひず

0.0
0.0

0.5

1.0
Sr

(b) SUS-5 (周方向き裂 , a/t = 0.3)
図 4 FAC の例

1.5

み材の破壊荷重が小さくなるものの，10％以下では破壊荷重は 0％ひずみ材を上回った．つまり，大局
的には塑性ひずみによって延性き裂不安定進展破壊が発生しやすくなるものの，10％以下の塑性ひずみにおいては破壊荷重が増加する．また，その変化は

1200

700

1000

600
Fracture strength, MPa

Fracture strength, MPa

184

800
600
400
200

破壊荷重

0

10

20

30

400
300
200
破壊荷重
塑性崩壊荷重100

塑性崩壊荷重

0

500

0
40

0

10

Plastic strain, %

700

400

600

350

Fracture strength, MPa

Fracture strength, MPa

450

500
400
300
200
破壊荷重
塑性崩壊荷重
0

5

10

15

20

300
250
200
150
100
50

破壊荷重

0

塑性崩壊荷重0

Plastic strain, %破壊強度（周方向き裂 , a/t ＝ 0.7）

5

10

15

20

Plastic strain, %(b) SM490 鋼
図540Plastic strain, %

800

0

30

(a) ステンレス鋼(a) ステンレス鋼

100

20

(b) SM490 鋼
図6

破壊強度（軸方向き裂 , a/t ＝ 0.7）

軸方向き裂と周方向き裂，き裂深さによらずほぼ同能の減少である．本実験で使用したステンレス鋼と一であった．

SM490 鋼は図 1 で示したように大きな加工硬化能を有する．したがって，破壊靭性試験において荷重が4.

考察

き裂先端に集中し，局所的に変形しても，その部位での変形抵抗が上昇する．これにより，変形する領

4.1

塑性ひずみと破壊靭性の関係

域はき裂先端に集中することなく，き裂先端周囲の未変形領域に分散され，き裂先端は鈍化する（図 9

破壊靭性（J-R 曲線）は，塑性ひずみが 0％と 5％(a)）．そして，鈍化したき裂先端のひずみが限界値

で は 変 化 が 少 な い か（ス テ ン レ ス 鋼）
，上 昇 す るに達すると延性き裂が発生する．一方，塑性ひずみ（SM490 鋼）ものの，全体的には塑性ひずみが増加が加わると，加工硬化能が小さくなり，引張試験にすると低下する傾向を示した．そして，SM-20 ではおける一様伸びは小さくなる．このような材料では，延性き裂ではなく，脆性き裂が発生した．このよう破壊靭性試験においてき裂先端に局所的な変形が発に，塑性ひずみによって破壊靭性が低下する要因と生しても，材料の変形抵抗の増加は小さい．そして，して以下の 2 点が考えられる．

変形部位がき裂先端に限定され，き裂先端が鈍化す

第 1 の要因は，塑性ひずみによる材料の加工硬化ることなく限界ひずみまで変形が進行し，比較的小

185

2.0
Fracture strength P a/P a(0%)

Fracture strength P a /P a（0% ）

2.5
2.0
1.5

a/t

1.0

0.3
0.5

0.5

1.5

1.0

a/t

0.3
0.5

0.5
0.7

0.7
0.0

0.0
0

10

20

30

0

40

10

40

15

20

(a) ステンレス鋼

2.0

2.5

a/t

2.0

Fracture strength P a/P a(0%)

Fracture strength P a /P a（0%）

30

Plastic strain, %Plastic strain, %(a) ステンレス鋼

0.3
0.5

1.5

0.7

1.0
0.5

1.5

a/t

1.0

0.3
0.5

0.5
0.7

0.0

0.0
0

5

10

15

0

20

(b) SM490A 鋼
正規化した破壊荷重（周方向き裂 , a/t ＝ 0.7）

5

10
Plastic strain, %Plastic strain, %図720(b) SM490 鋼
図8正規化した破壊荷重（軸方向き裂 , a/t ＝ 0.7）

さな荷重（変位）で延性き裂が発生する（図 9(b)）．

することを報告している(16)．さらに，塑性ひずみにSM-20 では，き裂先端への変形の局所化が顕著でよって応力多軸度が大きくなり，限界ひずみが小さあったことから脆性破壊が発生した．このように，くなることも指摘されている(14)(15)．

塑性ひずみによって加工硬化能が減少することで，き裂が発生しやすくなり，破壊靭性が低下する．

一方，塑性ひずみによって，降伏強度と引張強度が大きくなることから，同じひずみ量に対して材料

第 2 の要因は，延性き裂の発生する限界ひずみのの耐えることのできる荷重も大きくなる．つまり，減少が考えられる．延性き裂の発生クライテリアは

図 2 における縦軸の値が大きくなり，破壊靭性が上ひずみと応力状態（応力多軸度）に依存する(11) 〜

昇する要因となる．このため，塑性ひずみに対して(13)．したがって，予め導入した塑性ひずみ（予ひず

破壊靭性が単調減少とはならず，5％の塑性ひずみでみ）によって限界ひずみまでの裕度が相対的に小さは破壊靭性が上昇したと考えられる．

くなり，破壊靭性が低下すると考えられる．榎並らは SM490 鋼を用いた切り欠き丸棒の引張試験で予4.2

塑性ひずみと破壊荷重の関係

ひずみによって延性き裂発生の限界ひずみが減少することを報告している(14)(15)．また，桑村らも同様

図 5 と図 6 に示す破壊荷重の塑性ひずみに対するに予ひずみによって延性き裂発生時のひずみが低下

変化は，破壊靭性の変化と必ずしも対応していない．

186

1.2

応力

加工硬化により、変形した領域が強くなり、変形する領域が大きくなる

SUS-10

1.0

SUS-40

Kr

0.8
0.6
SUS-5

SUS-20

0.4
0.2

ひずみ

(a) 加工硬化能を有する材料の変形

0.0

応力

変形領域が局所化される

0
図 10

200

400
600
S r 㽙σy , MPa

800

1000

FAC の変化（周方向き裂 , a/t ＝ 0.7）

る方向に作用していることを示している．これにより，塑性ひずみによって破壊靭性が小さくなっても，ひずみ

破壊荷重は必ずしも減少しなかった．

(b) 加工硬化能のない材料の変形
図9

破壊強度に及ぼす加工の影響

4.3

材料の影響

たとえば，ステンレス鋼では塑性ひずみが 20％のと破壊靭性と破壊荷重が，塑性ひずみ量によって，きの破壊靭性は，0％や 10％のときのそれを下回っ

一度大きくなった後に小さくなる傾向は，ステンレているが，破壊荷重は大きくなっている．また，ス鋼と SM490 鋼で共通していた．しかし，SM490

SM490 鋼では同じ延性き裂不安定進展破壊の場合で鋼は破壊靭性が相対的に小さく，延性き裂不安定進

も，10％の破壊靭性が 0％より小さいにもかかわら展破壊も発生しやすい．これらの材料による差は，ず，破壊荷重は大きい．先に述べたように，き裂を材料固有の強さの他に，応力・ひずみ関係に代表さ有する構造物の破壊強度は，破壊靭性に代表される

れる変形特性にも依存する．SM490 鋼 0％ひずみ材

材料の抵抗と，J 値で代表される破壊の駆動力の関の一様伸びはおおよそ 17％で，これに対してステン係で決まる．したがって，破壊荷重に及ぼす塑性ひレス鋼では約 50％，20％ひずみ材においても 20％でずみの影響を考察するためには，破壊靭性の変化にあった．また，降伏強度に対する引張強度の比も加え，塑性ひずみの J 値に及ぼす影響も考慮する必SM490 鋼の 1.5 に対してステンレス鋼は 2.3 で，ス要がある．

テンレス鋼が相対的に大きな加工硬化能を有してい

2 パラメータ評価法において，破壊駆動力の変化

る．このため，破壊靭性試験において変形の局所化

は FAC の変化としてとらえることができる．塑性

が緩和され，破壊靭性値が大きくなる要因となる．

ひずみによって材料が硬化し，変形しにくくなると，

一方，変形特性は破壊駆動力 J 値にも影響する．図

荷重が一定の条件では J 値は小さくなり，FAC の縦11 は 0％と 20％の塑性ひずみ材における FAC を示

軸は Kr = 1 に近づく．図 10 は a/t = 0.7 の周方向き

す．比較のため横軸は塑性崩壊荷重が 1 となるよう裂におけるステンレス鋼の FAC を示す．ここで，正規化している．先にも述べたように，FAC は外側

横軸は比較のため塑性崩壊荷重（Sr × σy）としていに 存 在 す る ほ ど 駆 動 力 が 小 さ い と 判 断 さ れ る．

る．塑性ひずみが大きくなると，FAC が外側に広SM490 鋼の駆動力がステンレス鋼より小さいが，そがっていることが分かる．先に説明したように材料の差は塑性ひずみによる影響と比べて小さい．

抵抗カーブが FAC と交わるか内側にあれば，構造

以上のような変形特性の影響は図 12 のように模式物は破壊しないと判断される．したがって，図 10 の的に示すことができる．この図で横軸は延性と硬さ

FAC の変化は，塑性ひずみが破壊駆動力を小さくすを示している．右側へシフトするほど材料は硬くな

187

1.2

図 6 で示したように，延性き裂不安定進展破壊に対する抵抗が大きく，塑性崩壊が支配的となる．しか

1.0
SM-20

Kr

0.8

る．

SM-0
SUS-0

0.4

5.

0.2

0.0

0.2

0.4
0.6
S r 㽙σf /σy

0.8

1.0

ステンレス鋼と SM490 鋼の FAC 比較（周方向き裂 , a/t ＝ 0.7）て，塑性ひずみの破壊強度に及ぼす影響を調べた．
その結果，ステンレス鋼の場合は 20％以下の塑性ひずみに対して破壊荷重が単調増加となった．一方，
SM490 鋼は 5％で最大となった後，減少するものの10％においても，塑性ひずみのない材料の破壊荷重より大きかった．したがって，地震荷重で 10％の塑SM490 鋼性ひずみが加わることがなければ，地震による欠陥
構造物の破壊強度に及ぼす影響は安全側だと考える

ステンレス鋼ことができる．

塑性崩壊荷重破壊荷重

結論
本研究では，316 ステンレス鋼と SM490 鋼を用い

0.0

図 11

端に大きくなり，延性が低下するとステンレス鋼の破壊荷重が 0％ひずみ材より小さくなると考えられ

SUS-200.6

し，この図から推測されるように，塑性ひずみが極

延性き裂不安定進展による破壊荷重

文献（１）小林英男,ð破壊力学ñ,培風館, p.114 (1993).

実際の破壊荷重（２）I. Bar-on, F. R. Tuler, W. M. Howerton,ðEffectof prestrain on the J-Resistance curve of
HY-100 steel,ñ ASTM STP-995, p.244 (1989).
脆性破壊（３）L. Banks-Sills, I. Dunye, ðA note on the effectof plastic strain on fracture toughness,ñ

図 12

小

硬さ

大

Engineering Fracture Mechanics, 57, p. 67

大

延性

小

(1997).

小

塑性ひずみ

大

破壊強度に及ぼす塑性ひずみの影響（４）C. G. Chipperfield, ðDetection and toughness
characterisation of ductile crack initiation in
316 stainless steel,ñ International Journal of
Fracture, 12, p.873 (1976).
（５）R. A. Ainsworth, ðAn assessment of theり，延 性 も 小 さ く な る．ス テ ン レ ス 鋼 の 方 が，effects of prestrain on upper shelf fracture

SM490 鋼より一様伸び（延性）が大きくなっている

toughness,ñ J Strain Anal Eng Des, 21, p.219

ので，相対的に左側に位置する．そして，塑性ひず(1986).

みを加えると延性が低下し，右側にシフトする．塑
性崩壊荷重は流動応力の増加に対応して単調増加となる．一方，延性き裂不安定進展破壊による破壊荷重は，前節で考察したように上に凸の曲線となる．
そして，延性き裂不安定進展破壊荷重が塑性崩壊荷（６）ðStandard Test Method for Measurement of
Fracture

Toughness,ñ ASTM

E1820-08,

ASTM International, (2008).
（７）ð発 電 用 原 子 力 設 備 規 格 維 持 規 格ñ, JSME S
NA1-2008, 日本機械学会 (2008).

重より大きい場合には，塑性崩壊による破壊が発生（８）釜谷昌幸, 町田秀夫, ð参照応力 J 積分簡易解析する．破壊靭性の大きいステンレス鋼は図 5 および法の破壊評価曲線評価への適用性の検討ñ, 日188

本機械学会論文集 A 編, 75, p.333 (2009).
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