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中性子回折法によるオーステナイト系ステンレス鋼
配管突合せ溶接継手の残留応力分布測定
Residual Stress Distribution in Austenitic Stainless Steel Pipe Butt-Welded Joint
Measured by Neutron Diffraction Technique
前川晃（Akira Maekawa)＊ 1

野田

満靖（Michiyasu Noda)＊ 1

大厩

徹（Toru Oumaya)＊ 2

高橋茂（Shigeru Takahashi)＊ 3

要約 溶接や加工等によって生じる残留応力は高サイクル疲労や SCC などの損傷の重要な影響因子の一つであり，損傷評価には残留応力を的確に把握し反映する必要がある．残留応力の解析予測技
術や測定技術については，従来から多くの研究がなされているものの，残留応力が溶接条件や加工プロセスに複雑に依存していることから，現状ではまだ十分な精度で評価できるまでに至っていな
い．本論文では，残留応力の予測・測定技術の高度化研究に供することを目的に実施したオーステ
ナイト系ステンレス鋼配管突合せ溶接継手の残留応力測定結果を報告する．測定は日本原子力研究開発機構の残留応力測定用中性子回折装置を利用して行った．本測定の結果，溶接部から長手方向に沿った残留応力の低減傾向や軸方向応力による配管板厚の曲げ状態など，この種の継手に見られる特徴的な分布傾向のデータが得られた．測定結果と有限要素法による解析結果と比較すると応力の分布傾向は一致したが，定量的には測定結果の方が解析結果よりも引張応力側にシフトしたような差異があった．さらに，X 線回折法やひずみゲージ法による測定結果とも比較し，測定方法の違いによる結果の差異を明らかにした．
キーワード

オーステナイト系ステンレス鋼配管，突合せ溶接継手，残留応力分布，中性子回折法，X 線回折法，ひずみゲージ法，有限要素法

Abstract
Residual stress is inevitable consequence of welding or manufacturing process,which might greatly affect propagation of high-cycle fatigue or SCC crack. In order to evaluate
damages due to the crack, it is required to estimate residual stress and to reflect them to theevaluation process as well. The magnitude and distribution of residual stress greatly depend on theindividual process of welding or manufacturing, while the accuracy of prediction or measurement isstill insufficient. This paper reports the result of residual stress measurement of butt-welded pipe
made of austenitic stainless steel. It also intended to improve prediction and measurement
techniques concerning to residual stress. The measurement was conducted by neutron diffraction
technique employing the diffractometer for residual stress analysis developed by Japan Atomic
Energy Agency. The measured results showed typical characteristics of butt-welded pipe both indecline of stress along axial direction and in radial distribution of bending due to axial stress. The
measured result agreed qualitatively with the result predicted by the finite element analysis. A
quantitative comparison between measured result and analysis showed a shift of the measured
stress toward higher tensile. The measured result was also compared with the results by X-ray
diffraction and strain-gauge methods to grasp the distinctive results of the methods.
Keywords

Austenitic stainless steel pipe, Butt-welded joint, Residual stress distribution, Neutron
diffraction technique, X-ray diffraction technique, Strain gauge method, Finite element method1.

緒言管に生じた残留応力は，高サイクル疲労や応力腐食
割れ（SCC）といった損傷の重要な影響因子の一つ

原子力発電プラントの溶接配管や強加工曲がり配
＊1
＊2
＊3

(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
元(株)原子力安全システム研究所 技術システム研究所

であり，それらの損傷評価には残留応力の影響を適

現在

関西電力(株)63

切に考慮する必要がある．そのため，例えばき裂進

報告されているオーステナイト系ステンレス鋼配管

展に関しては，残留応力場におけるき裂進展といっ

突合せ溶接継手を対象に実施した中性子回折法によた研究(1)〜(4)も多数行われている．

る残留応力測定結果を報告し，合わせて FEM 解析

損傷評価では先ず残留応力を設定する必要がある
が，現状ではその予測や測定精度が必ずしも十分で結果並びに X 線回折法およびひずみゲージ法による測定結果との比較について報告する．

はないために，残留応力を過度に安全側に設定する場合がある．保守性を保持しつつ，実際に近い評価

2.

実験方法

を行うためには残留応力についても実際に即した条件設定が必要である．

本研究では中性子回折法および X 線回折法，ひず著者ら (5)〜(9) は残留応力の予測および測定（残留みゲージ法による残留応力測定を行った．ここでは，応力の評価）技術の精度・信頼性向上の検討に資す

中性子回折法の測定原理と測定条件を示す．X 線回ることを目的として，発電プラント等で使用されて折法とひずみゲージ法による測定条件は後述の測定

いるオーステナイト系ステンレス鋼配管の溶接継手

結果と共に示す．

や曲がり部の残留応力測定を行っている．
残留応力測定に関しては，非破壊測定技術の代表

2.1

中性子回折法による残留応力測定法的なものとして X 線回折法があり，日本材料学会で測定方法の標準化が図られ，また，溶接残留応力の測定に関してベンチマーク研究が行われている．
X 線回折法では表面極近傍（数十 μm）の残留応

試料に中性子ビームが入射すると結晶格子によって中性子ビームが回折され，その場合 Bragg の回折条件に従って，式（1）が成り立つ．

力が測定(10)(11)できる．
シンクロトロン放射光による測定法は表面から数百 μm 深さまでの測定が可能で，ピーニングなどの

λ＝ 2d sinθ(1)

ここで，λ：中性子の波長

表面処理の効果の確認などに多く適用(12)〜(14)されて

d ：格子面間隔いる．

θ：回折角度

中性子回折法は中性子ビームの優れた透過性により数 mm から数十 mm の深さまで測定できることが無ひずみ状態の格子面間隔 d0が，負荷応力または特長である．近年，構造内部の残留応力測定ニーズ

残留応力によって d に変化すると回折角度が変化すの増加，測定装置の高度化，測定法標準化検討の進る．式(1)を波長一定として微分して書き換えると式

捗等が相まって広範な分野で測定(15)〜(22)が行われる(2)が得られ，格子面間隔の変化 Δd（＝d−d0），まようになってきている．

たは回折角度の変化 Δθ（＝θ−θ0）を測定すること

これらの測定法はそれぞれで精度向上等の研究がによってひずみεが求められる．

進められているが，各測定法の特長を生かし相補的に適用することによってさらに精度や信頼性を高め

ε＝(d−d0)/d0＝−cotθ0・Δθ

(2)

ようという考え(23)も提唱されている．
解析予測法に関しては，従来は簡易法による研究(22) が多かったが，近年は有限要素法（FEM）によ

回折角度のピーク位置は回折プロファィルをガウ
ス分布に近似しその中心から決定した．

る詳細解析をベースとして計算の高速化や複雑構造

このとき，無ひずみ状態の格子面間隔 d0，またはへの適用に関する研究が多い．現状でも市販の汎用

回折角度 θ0 が必要である．今回の測定では，d0 は供

構造解析コード（あるいは溶接に特化した専用解析試体および供試体と同一条件で製作したダミー試験コード）を適用して残留応力の解析は可能であるが，体から，残留ひずみが十分に解放されるサイズの微多層多パス溶接や異材溶接，複雑形状部の溶接など小片を切り出して無ひずみ状態の基準用試験片µdについては解の検証がまだ十分ではなく，モック

ゼロクーポン¸を作製し，それを測定することによアップ測定データとの比較等による検証(24)〜(29)が行り求めた．

われている．
本報では，原子力発電所において SCC 損傷が多数

中性子回折法では中性子の侵入深さが深いために3 軸状態での測定となる．図 1 に示すような中性子

64⁈᥃ᚃ䚮㻔㻓㻓㼐㼐㻃䛱ว᩷䛝䛥䠀㻃

㻋༟న䠌㼐㼐㻌㻃
㻔㻓㻓㻃

㻔㻛㻑㻕㻃

ᅇᢡࣅ࣮࣒

ኣᒒ✲ྙ䛡⁈᥃㻃

ධᑕࣅ࣮࣒
㻔㻙㻘㻑㻕

㻗㻓㻓㻃

(a）溶接継手配管の外観(a）周方向ひずみ（εθ)

1.5௨ୗ㻔༢఩䠖㼙㼙㻕㻌

20o㼼2.5o

0.2
㼼
R4(16.5)(18.2)

2 - 0.3

+ 0

1㼼0.4

0.5௨ୗ

(b）径方向ひずみ（εr)

10௨ୖ

1

6௨ୖ

132.2㼼0.25(128.8)(b）開先形状・寸法
図 2 供試体の製作方法

68673

中性回折法による 3 軸ひずみ成分の測定法

W

図1

ȍ

(c）軸方向ひずみ（εz)

ビームの入射方向を変えて周方向，径方向，軸方向の 3 方向のひずみ成分を測定し，フック則に従って残留応力を決定した．

ᒙࣃࢫ⁐᥋

残留応力の決定に必要な回折弾性定数およびポア

図3

ソン比は文献値を参考に設定した．

供試体の構造寸法，外観写真

測定には日本原子力研究開発機構の研究用原子炉
JRR-3 のガイドホールに設置されている残留応力測

接パス数は 5，溶接層数は 5 である．全長 400mm の定用中性子回折装置（RESA）を用いた．

配管継手を製作し溶接部を中心に両端を各々 150mm
切断し，最終的に長さ 100mm の配管突合せ溶接継

2.2

供試体

供試体はオーステナイト系ステンレス鋼

手を供試体とした．図 3 に供試体の形状寸法を示す．

2.3

d ゼロクーポン

SUS316TP の 突 合 せ 周 溶 接 継 手 で あ る．外 径 は165.2mm，内径は 128.8mm で，板厚は 18.2mm である．

前述したように，中性子回折による残留応力測定
では無ひずみ状態での格子面間隔 d0を測定する必要

供試体の製作寸法，溶接開先を図 2 に示す．初層がある．d0 は供試体と同一条件で製作したダミー供

溶接は自動ガスタングステンアーク（GTA）溶接

試体または測定に供した供試体から d ゼロクーポン（下向き姿勢），2 層目以降は被覆アーク溶接（下向を作製して測定した．

き姿勢）とした．
溶接電流は 105〜150A，溶接電圧は 10〜27V，溶

表 1 に d ゼロクーポンの採取位置および作製方法
を 示 す．d ゼ ロ ク ー ポ ン は 母 材 お よ び 熱 影 響 部

65

d ゼロクーポンの作製方法

採取位置

放 電 加 工 に よ り，2
溶接部から離れた位置の板
× 2 × 2mm3 の小片
厚中央部
を 8 個切り出す．
母材
⁐
↓
ẕᮦ
᥋
元の方向に揃えて，
㒊
4 × 4 × 4mm3 の立方体に接着剤で組立
HAZ の板厚中央部
てる．
᥋

䠤䠝䠶

供試体の測定条件
波長

ゲージ体積

周方向ひずみ回折面
111

径方向ひずみ311

1.8Å

3 × 3 × 3 mm3

軸方向ひずみ

311

⁐᥋ጞ⤊Ⅼ
0㼻

ᐃ㒊఩

90㼻
270㼻

⁐

HAZ

表2

クーポン作製方法

㻥㻜㼻
10
5
2

10

㒊

16

放 電 加 工 に よ り，3× 3 × 3mm3 の小片を 192 個切り出す．
↓
溶接部を含む測定箇所全体
元の方向に揃えて，
วࡽฝࡌ
57 × 18 × 3.2mm3
測定の直方体に接着剤で
箇所
組立てる．

8

作製したクーポン

12

4

180㼻

2

15

30
20

⁐
᥋
㒊

䃥

18.2

表1

䛿䝅䞁䝙䞁䜾䜢⪃៖䛧䛶㻌䖃䛿䝅䝙䞁䜾䜢⪃៖䛧䛶እ⾲㠃䛛䜙14䡉䡉䚹

図 4 供試体の測定箇所（周方向溶接始終点（0°位置）の断面）㒼⟮⁈᥃⤽ᡥࡡୌ㒂

᳨ฟჾ
ධᑕ୰ᛶᏊ

作製したクーポン（HAZ）の 2 箇所から放電加工により残留応力が十分に解放されると考えられる 2 × 2 × 2mm3 の小片をそれぞれ 8 個切り出し，それらを切り出した位置
および方向を揃えて接着剤にて 4 × 4 × 4mm3 の立౪ヨయ

方体に組み立てて作製した．さらに，供試体の測定領域から 3 × 3 × 3mm3 の小片を 192 個切り出し，切り出した位置および切り出し方向を揃えて元の形

図5状に組み立てることにより作製した．前者 2 つの d

RESA 装置による残留応力測定の状況

ゼロクーポンは，一般的なクーポン作製方法に従ったものである．後者のクーポンは測定と同じ位置の箇所，板厚方向 4 箇所について実施した．図 5 に残d0 値の分布を HAZ から母材に亘り詳細にかつ連続

留応力の測定状況を示す．

的に評価することを目的として新しく考案したクー
ポン作製方法である．

3.

実験結果

2.4 測定条件および測定箇所

3.1

d0値の測定結果

中性子応力測定標準(16)をもとに，測定装置・冶具

d ゼロクーポンの測定の結果，111 格子面（周方アライメントの条件を考慮して測定条件を設定した．

向測定），311 格子面（径方向および軸方向測定）と

3 軸方向のそれぞれの測定条件を表 2 に，測定箇

も，母材および HAZ，測定箇所から作製した d ゼ

所を図 4 に示す．測定は，周方向の溶接始終点（0°）

ロクーポンの d0値の差は小さかった．また，クーポの断面を対象に，外表面溶接止端部から長手方向 8ンの異なる位置での d0値に変動は見られず，ほとん66

無ひずみ状態の d0の測定結果

ど一定値であった．そこで，供試体の残留ひずみ算

成分

格子面

格子面間距離 d0（Å）

定用の d0 値として，測定箇所から作製した d ゼロ

周方向
径方向

111
311

2.0762
1.0842

クーポンの全 d0値の平均値を採用した．表 3 に採用

軸方向

311

1.0842

表3

した d0値を示す．

3.2
๟ᣇะᱷ⇐䈵䈝䉂㩷εθ㪇㪅㪇㪇㪈㪌

ᷓ䈘䇭㪋䌭䌭
ᷓ䈘䇭㪏䌭䌭
ᷓ䈘䇭㪈㪉䌭䌭
ᷓ䈘䇭㪈㪋䌭䌭
ᷓ䈘䇭㪈㪍䌭䌭

㪇㪅㪇㪇㪈㪇
㪇㪅㪇㪇㪇㪌

（1）残留ひずみ
供試体の残留ひずみ測定結果を図 6 に示す．図 6（a）および（c）の周方向ひずみおよび軸方向ひずみは，溶接部から配管軸方向に沿って滑らかに減少し㪇㪅㪇㪇㪇㪇

ている．また，軸方向ひずみは図 7 に示すように，㪄㪇㪅㪇㪇㪇㪌

配管内面側が引張で外面側が圧縮の配管板厚方向に㪄㪇㪅㪇㪇㪈㪇

曲げ状態であることがわかる．このような残留ひず㪄㪇㪅㪇㪇㪈㪌㪄㪊㪇 㪄㪉㪇 㪄㪈㪇 㪇㪈㪇 㪉㪇 㪊㪇 㪋㪇ṁធਛᔃ䈎䉌䈱ゲᣇะ〒㔌㩷㩿㫄㫄㪀(a）周方向ひずみ㪌㪇み分布は突合せ溶接配管継手に一般的に見られる傾向であり，今回の測定結果も定性的には妥当な結果と判断される．

εθ

径方向ひずみ（図 6（b））は，周方向および軸方向ひずみに比較して値が小さいという点では一般的㪇㪅㪇㪇㪈㪌
ᓘᣇะᱷ⇐䈵䈝䉂㩷εr

供試体の測定結果

な傾向と一致したが，周方向および軸方向ひずみと㪇㪅㪇㪇㪈㪇

の大きさの相対比の観点からは，やや値が大きいと推察される．

㪇㪅㪇㪇㪇㪌

なお，図 6 から分かるように，溶接部を挟んで左㪇㪅㪇㪇㪇㪇

右両側ではほほ同じ値であり，左右で有意な差は無ᷓ䈘䇭㪋䌭䌭
ᷓ䈘䇭㪏䌭䌭
ᷓ䈘䇭㪈㪉䌭䌭
ᷓ䈘䇭㪈㪋䌭䌭
ᷓ䈘䇭㪈㪍䌭䌭

㪄㪇㪅㪇㪇㪇㪌
㪄㪇㪅㪇㪇㪈㪇

いことが確認された．（図 6 および図 8 では便宜的に溶接部左側の測定位置を（−）座標値で表示した．
図 4 参照）

㪄㪇㪅㪇㪇㪈㪌㪄㪊㪇 㪄㪉㪇 㪄㪈㪇 㪇㪈㪇 㪉㪇 㪊㪇 㪋㪇ṁធਛᔃ䈎䉌䈱ゲᣇะ〒㔌㩷㩿㫄㫄㪀(b）径方向ひずみ㪌㪇（2）残留応力残留ひずみと回折弾性定数 E およびポアソン比ν

εrを用い，フック則を適用して残留応力を算定した．
E，νは SUS316 の弾性スティフネスを用いて Kröner モデルにより求めた値(30)である．

㪇㪅㪇㪇㪈㪇
㪇㪅㪇㪇㪇㪌

㻜㻚㻜㻜㻝㻡

㪇㪅㪇㪇㪇㪇

㻜㻚㻜㻜㻝㻜

ᷓ䈘䇭㪋䌭䌭
ᷓ䈘䇭㪏䌭䌭
ᷓ䈘䇭㪈㪉䌭䌭
ᷓ䈘䇭㪈㪋䌭䌭
ᷓ䈘䇭㪈㪍䌭䌭

㪄㪇㪅㪇㪇㪇㪌
㪄㪇㪅㪇㪇㪈㪇
㪄㪇㪅㪇㪇㪈㪌㪄㪊㪇 㪄㪉㪇 㪄㪈㪇 㪇㪈㪇 㪉㪇 㪊㪇 㪋㪇ṁធਛᔃ䈎䉌䈱ゲᣇะ〒㔌㪃㩷㫄㫄(c）軸方向ひずみεz

図 6 供試体の残留ひずみ測定結果（外表面溶接止端から長手方向（管軸方向）分布）㪌㪇㍈᪉ྥṧ␃䜂䛪䜏㻌εzゲᣇะᱷ⇐䈵䈝䉂㩷εz㪇㪅㪇㪇㪈㪌

㻜㻚㻜㻜㻜㻡
㻜㻚㻜㻜㻜㻜
⁐᥋୰ᚰ䛛䜙㻝㻝㻚㻡㻥㼙㼙⁐᥋୰ᚰ䛛䜙㻝㻠㻚㻡㻥㼙㼙⁐᥋୰ᚰ䛛䜙㻝㻥㻚㻡㻥㼙㼙⁐᥋୰ᚰ䛛䜙㻞㻠㻚㻡㻥㼙㼙⁐᥋୰ᚰ䛛䜙㻞㻥㻚㻡㻥㼙㼙⁐᥋୰ᚰ䛛䜙㻟㻥㻚㻡㻥㼙㼙㻙㻜㻚㻜㻜㻜㻡
㻙㻜㻚㻜㻜㻝㻜
㻙㻜㻚㻜㻜㻝㻡㻜㻡㻝㻜㻝㻡እ⾲㠃䛛䜙䛾㊥㞳㻌㻔㼙㼙㻕

図7

軸方向ひずみの板厚方向分布

㻞㻜

67

表4

使用した E，νを表 4 に示す．また，周方向の残残留応力算定に使用した E，ν
ポアソン比ν留ひずみは回折面（111）にて測定した値であること
及び 32 により回折面（311）の等価な値に補正して

周方向

111

回折弾性定数E（GPa）
237.0

径方向

311

182.5

0.25
0.31

軸方向

311

182.5

0.31

回折面

から，ポアソン比の影響は小さいと仮定して文献 31
残留応力を算出した．
周方向および径方向，軸方向応力の配管軸方向の残留応力分布を図 8 に示す．図 9 に配管板厚方向の࿘᪉ྥṧ␃ᛂຊ㻌σθ 㻌㻔㻹㻼㼍㻕㻠㻜㻜

軸方向残留応力分布を示す．文献 19 の炭素鋼配管突῝䛥䚷㻠䡉䡉῝䛥䚷㻤䡉䡉῝䛥䚷㻝㻞䡉䡉῝䛥䚷㻝㻠䡉䡉῝䛥䚷㻝㻢䡉䡉

㻟㻜㻜㻞㻜㻜

合せ溶接継手の残留応力分布と比較すると，各方向の残留応力分布は類似の傾向が見られた．ただし，
周方向応力や径方向応力と相対的な応力の大きさを比較すると，本研究の軸方向応力が引張り側に大き㻝㻜㻜

い分布傾向であった．

㻜

各方向の残留応力分布は，残留ひずみと同様に溶㻙㻝㻜㻜

接部を挟んで左右両側ではほぼ同じ値であり，左右で有意な差はなかった．したがって，以降は溶接部

㻙㻞㻜㻜
㻙㻟㻜

㻙㻞㻜 㻙㻝㻜
㻜
㻝㻜
㻞㻜
㻟㻜
㻠㻜
⁐᥋୰ᚰ䛛䜙䛾㍈᪉ྥ㊥㞳㻌㻔㼙㼙㻕㻡㻜

図 8 と図 9 より SCC の損傷に対して大きな影響を及ぼす引張残留応力の主要なものは，

㪋㪇㪇・内面の溶接近傍の周方向応力 σθ≒ 230MPa㪊㪇㪇

・内面の溶接近傍の軸方向応力 σz≒ 280MPa
であった．

㪉㪇㪇

これらは当該材料の室温での降伏値 σyと同等か，あるいは若干超える値であった．

㪈㪇㪇
㪇

この降伏応力と同程度の引張残留応力は溶接中心ᷓ䈘䇭㪋䌭䌭
ᷓ䈘䇭㪏䌭䌭
ᷓ䈘䇭㪈㪉䌭䌭
ᷓ䈘䇭㪈㪋䌭䌭
ᷓ䈘䇭㪈㪍䌭䌭

㪄㪈㪇㪇

から 20mm 内の熱影響部（HAZ）に分布しており，周方向応力は溶接中心から離れるに従い急速に低下

㪄㪉㪇㪇
㪄㪊㪇

㪄㪉㪇 㪄㪈㪇
㪇
㪈㪇
㪉㪇
㪊㪇
㪋㪇
ṁធਛᔃ䈎䉌䈱ゲᣇะ〒㔌㩷㩿㫄㫄㪀㪌㪇

するが，軸方向応力の低下は穏やかである．図 9 に示すように軸方向残留応力は配管内面側に引張応力のピーク値がある分布をしている．SCC が配管内面（b）径方向残留応力 σrで発生することを考慮すると，以上の結果は 5 層 5
パス突合せ溶接配管の場合，軸方向残留応力が SCC

㻠㻜㻜
㻟㻜㻜

㻠㻜㻜

㻞㻜㻜
㻝㻜㻜
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῝䛥䚷㻠䡉䡉῝䛥䚷㻤䡉䡉῝䛥䚷㻝㻞䡉䡉῝䛥䚷㻝㻠䡉䡉῝䛥䚷㻝㻢䡉䡉

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⁐᥋୰ᚰ䛛䜙䛾㍈᪉ྥ㊥㞳㻌㻔㼙㼙㻕（c）軸方向残留応力 σz
図 8 供試体の残留応力測定結果（外表面溶接止端から長手方向（管軸方向）分布）㻡㻜㍈᪉ྥṧ␃ᛂຊ㻌σz 㻌㻔㻹㻼㼍㻕ᓘᣇะᱷ⇐ᔕജ㩷 σ 㩷㩿㪤㪧㪸㪀（a）周方向残留応力 σθ㍈᪉ྥṧ␃ᛂຊ㻌σz 㻌㻔㻹㻼㼍㻕

右側の測定値について考察を行う．

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図9

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軸方向残留応力の板厚方向分布

㻞㻜

68

へより広範囲に影響を与えることを示している．

は解析値とほぼ一致した．このことから周方向ひず
みの測定値と解析値との差が応力測定値の精度に影4.

考察

響を与えていることがわかった．この周方向ひずみの測定値と解析値の差の原因を明らかにすれば，配4.1

残留応力解析結果との比較

管溶接継手に対して精度の良い残留応力測定ができると考えられる．今後この要因分析と検証実験を進(1)

FEM 解析

める予定である．

突合せ溶接配管の溶接プロセスおよび溶接後の配解析については，残留応力の大きさは材料特性，

管両端の切断プロセスに従った 3 次元 FEM 解析を

特に降伏応力 σy の影響が大きいことが知られてい行った．

る．今回は，単調な引張試験データを用いたが，解析は汎用構造解析コード ABAQUS を使用した．

オーステナイト系ステンレス鋼は繰り返し荷重に解析モデルを図 10 に示す．供試体の溶接断面形状

よって硬化する特性があり，溶接パスの繰り返しにをモデルに反映し，5 層 5 パスの溶接シミュレー

対してそのような硬化特性を考慮することも，精度ションを行った．図 12(a)の温度分布解析結果に示向上に必要な検討の一つと考えられる．

すように，移動熱源モデルにて熱伝導解析を行った．
溶接プロセスでの熱伝導解析は，溶接時に熱電対にて測定した溶接近傍の温度測定値を考慮しながら実施した．その結果，計測値と解析値の誤差は 500℃以下の状態で約± 20℃以下，500℃以上の状態で約⁐᥋㒊㻌± 50℃以下であり，解析結果への影響はほとんど無視できると程度であった．
弾塑性解析での応力-ひずみ特性は，供試体と同一溶接条件で製作した突合せ溶接板材から，母材，溶接金属について試験片を切り出し，引張試験を行って求めた．図 11 に解析に使用した応力-ひずみ曲線

䠑䝟䝇㻌を示す．配管両端の切断も解析条件へ反映した．

䠐䝟䝇

解析結果の代表として，図 12(b)に軸方向の残留応力分布を示す．同図から，軸方向応力は管内面側

䠏䝟䝇が引張，外面側が圧縮の曲げ状態であることが分か䠎䝟䝇 䠍䝟䝇㻌

る．
(2)

測定結果と解析結果の比較

図 13 に周方向と軸方向の応力測定結果と解析結果

図 10を比較して示す．同図から，両結果の分布傾向は定FEM 解析モデル

性的に一致したが，定量的には差異があった．差異は全体的に測定結果の方が解析結果よりも引張応力㻮䠖ẕᮦ㻌 㻌 㼃䠖⁐㔠

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䠞䠖㻤㻜㻜䉝

差異の原因を特定するために，残留ひずみについて測定結果と解析結果との比較を行った．なお，ひずみ解析値は ABAQUS により計算された応力値を
フック則を用いて，測定回折面に対応したひずみ値を算出して求めた．図 14(a)，(b)，(c)のそれぞれに周方向，径方向ひずみおよび軸方向ひずみの測定
値を解析値と比較して示す．周方向ひずみの測定値
が解析値に対して引張ひずみ側へシフトした傾向を示した一方，径方向ひずみと軸方向ひずみの測定値┿ᛂຊ㻌 σ 䠄㻹㻼㼍䠅㻌側の方へシフトしたような傾向であった．
㻢㻜㻜
㻠㻜㻜
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ረᛶ䜂䛪䜏䠄┿䜂䛪䜏䠅㻌 εp

図 11

解析に使用した応力-ひずみ曲線

69
(MPa)
㻰㻳㼄

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㻐㻔㻘㻓㻑㻓㻃

(a）溶接中の温度分布(b）軸方向残留応力 σzの分布
図 12㻓㻑㻓㻓㻔㻘
ῼᏽ㻋῕䛛㻗㼐㼐㻌ῼᏽ㻋῕䛛㻔㻕㼐㼐㻌ῼᏽ㻋῕䛛㻔㻙㼐㼐㻌ゆᯊ㻋῕䛛㻛㼐㼐㻌ゆᯊ㻋῕䛛㻔㻗㼐㼐㻌

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FEM 解析結果

㻔㻓㻓
㻓

㻐㻔㻓㻓
㻐㻕㻓㻓

ῼᏽ㻋῕䛛㻗㼐㼐㻌ῼᏽ㻋῕䛛㻔㻕㼐㼐㻌ῼᏽ㻋῕䛛㻔㻙㼐㼐㻌ゆᯊ㻋῕䛛㻛㼐㼐㻌ゆᯊ㻋῕䛛㻔㻗㼐㼐㻌㻓㻑㻓㻓㻔㻓
㻓㻑㻓㻓㻓㻘
㻓㻑㻓㻓㻓㻓
㻐㻓㻑㻓㻓㻓㻘
㻐㻓㻑㻓㻓㻔㻓

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㻕㻓
㻖㻓
⁈᥃Ḿ❻䛑䜏䛴㍀᪁ྡྷ㊝㞫㻃㻋㼐㼐㻌㻐㻓㻑㻓㻓㻔㻘㻗㻓㻓(a）周方向残留応力 σθ᷹ቯ㩿ᷓ䈘㪋㫄㫄㪀᷹ቯ㩿ᷓ䈘㪈㪉㫄㫄㪀᷹ቯ㩿ᷓ䈘㪈㪍㫄㫄㪀⸃ᨆ㩿ᷓ䈘㪏㫄㫄㪀⸃ᨆ㩿ᷓ䈘㪈㪋㫄㫄㪀

㪊㪇㪇
㪉㪇㪇

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ṁធᱛ┵䈎䉌䈱ゲᣇะ〒㔌㩷㩿㫄㫄㪀㪋㪇㪇㪅㪇㪇㪈㪇
㪇㪅㪇㪇㪇㪌
㪇㪅㪇㪇㪇㪇
㪄㪇㪅㪇㪇㪇㪌

᷹ቯ㩿ᷓ䈘㪋㫄㫄㪀᷹ቯ㩿ᷓ䈘㪈㪉㫄㫄㪀᷹ቯ㩿ᷓ䈘㪈㪍㫄㫄㪀⸃ᨆ㩿ᷓ䈘㪏㫄㫄㪀⸃ᨆ㩿ᷓ䈘㪈㪋㫄㫄㪀㪄㪇㪅㪇㪇㪈㪇
㪄㪇㪅㪇㪇㪈㪌

㪇(b）径方向残留ひずみ εrῼᏽ㻋῕䛛㻗㼐㼐㻌ῼᏽ㻋῕䛛㻔㻕㼐㼐㻌ῼᏽ㻋῕䛛㻔㻙㼐㼐㻌ゆᯊ㻋῕䛛㻛㼐㼐㻌ゆᯊ㻋῕䛛㻔㻗㼐㼐㻌

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㻓㻑㻓㻓㻓㻘
㻓㻑㻓㻓㻓㻓
㻐㻓㻑㻓㻓㻓㻘

中性子回折法による残留応力測定結果と解析結果の比較ῼᏽ㻋῕䛛㻗㼐㼐㻌ῼᏽ㻋῕䛛㻔㻕㼐㼐㻌ῼᏽ㻋῕䛛㻔㻙㼐㼐㻌ゆᯊ㻋῕䛛㻛㼐㼐㻌ゆᯊ㻋῕䛛㻔㻗㼐㼐㻌㻐㻓㻑㻓㻓㻔㻓
㻐㻓㻑㻓㻓㻔㻘㻓㻔㻓㻕㻓ῼᏽ㻋῕䛛㻛㼐㼐㻌ῼᏽ㻋῕䛛㻔㻗㼐㼐㻌ゆᯊ㻋῕䛛㻗㼐㼐㻌ゆᯊ㻋῕䛛㻔㻕㼐㼐㻌ゆᯊ㻋῕䛛㻔㻙㼐㼐㻌㻖㻓㻗㻓⁈᥃Ḿ❻䛑䜏䛴㍀᪁ྡྷ㊝㞫㻃㻋㼐㼐㻌（c）軸方向残留応力 σz
図 13᷹ቯ㩿ᷓ䈘㪏㫄㫄㪀᷹ቯ㩿ᷓ䈘㪈㪋㫄㫄㪀⸃ᨆ㩿ᷓ䈘㪋㫄㫄㪀⸃ᨆ㩿ᷓ䈘㪈㪉㫄㫄㪀⸃ᨆ㩿ᷓ䈘㪈㪍㫄㫄㪀

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(a）周方向残留ひずみ εθ

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図 14

中性子回折法による残留ひずみ測定結果と解析
結果の比較

70

4.2

X 線回折法による測定結果との比較

中性子回折法の値は引張応力側にシフトしたような傾向であった．

(1)

X 線回折法による残留応力測定

X 線応力測定法標準(10)に準じて溶接近傍外表面の残留応力を測定した．表 5 に使用した X 線回折装置の仕様を示す．
(2)

表5

X 線回折装置の主な仕様

装置

X 線回折法による測定結果との比較

図 15 に中性子回折法と X 線回折法による測定結果の比較を示す．中性子回折法の測定値は外表面から深さ 4mm と 8mm の測定値から外挿した．X 線回折法の測定値はばらつきが大きく，測定結果からは突合せ溶接継手に見られる一般的な傾向が明確には見られなかった．X 線回折法に関して，特にオーステナイト系ステンレス鋼では表面状態や集合組織の形成等の条件によって誤差が大きくなる場合があること (33)，使用する特性 X 線の最適化といった課題

測定方法（X 線入射方法）
特性 X 線スペクトリス（株）製
XʼPert PRO MPD
並傾法（ψ一定法）
Cr − Kβ

管電圧，管電流
入射角度
X 線照射面積
応力定数
回折面
ピーク位置算出法
揺動
表面処理

40kV, 40mA
0°〜45°で，4 点以上
2mm × 3mm-366 MPa/deg
γ-Fe（311）
Pearson Ⅶ近似
なし
電解研磨 0.8mm(34) がある．さらに，金属結晶粒径が大きくて X 線

回折に寄与する結晶数が少なくなる場合は，回折法が前提とする結晶方位のランダム性が著しく阻害さ㻗㻓㻓

点からの吟味が必要と考えられる．

4.3 ひずみゲージ法による測定結果との比較࿔᪁ྡྷᚺງ䚭σθ㻃㻋㻰㻳㼄㻌

れる．X 線回折法の測定結果についてはそうした観䠪⥲ῼᏽ䟺አ⾪㟻䟻୯ᛮᏄῼᏽ䟺አ⾪㟻አ᣼ೋ䟻䛸䛠䜅䜶䞀䜼ῼᏽ䟺አ⾪㟻䟻

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(1)

ひずみゲージ法による残留応力測定

㻐㻖㻓㻓

上記に加え，ひずみゲージ法により外表面の残留㻐㻗㻓㻓

応力を測定した．分割したときの小片の最終寸法は，

㻓10mm × 10mm × 4mm を目安とした．残留応力は，小片に細断した時の周方向ひずみ変化 Δεx および軸

㻗㻓㻓

σ =

E
Δε+νΔε
1−ν 



（2）ひずみゲージ法による測定結果との比較
図 15 に，ひずみゲージ法による測定値を中性子回㍀᪁ྡྷᚺງ䚭σz 䚭㻋㻰㻳㼄㻌と軸方向応力 σzを求めた．

(3)

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ている．

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ひずみゲージ法による測定値と中性子回折法によ
周方向応力については，4.1 節で考察したように，䠪⥲ῼᏽ䟺አ⾪㟻䟻୯ᛮᏄῼᏽ䟺አ⾪㟻አ᣼ೋ䟻䛸䛠䜅䜶䞀䜼ῼᏽ㻋አ⾪㟻㻌㻖㻓㻓

折法および X 線回折法による測定値と合わせて示しる測定値の応力分布傾向は良く似ている．ただし，

㻖㻓(a）周方向残留応力 σθ方向ひずみ変化 Δεyから，式(3)により周方向応力 σθEσ =Δε+νΔε
1−ν 

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⁈᥃Ḿ❻䛑䜏䛴㍀᪁ྡྷ㊝㞫㻃䟺㼐㼐䟻

図 15

中性子回折法と X 線回折法，ひずみゲージ法による測定データの比較

71

5. 結論

(4)中性子回折法および X 線回折法，ひずみゲージ法といった各測定法による結果や解析による予測で高サイクル疲労や SCC などの損傷の重要な影響因はそれぞれ長短があり，また，データに測定方法特子である残留応力に関して，解析予測や測定技術の有の分布を持つことがわかった．残留応力評価には

精度・信頼性向上の検討に資することを目的に，中各手法を相補的に活用するとともに，それらのデー

性子回折法を用いてオーステナイト系ステンレス鋼

タを総合的に評価して SCC 損傷評価へ適用するこ

配管突合せ溶接継手の残留応力測定データを取得しとが，現状では合理的と考えられる．

た．
中性子回折法による測定データは FEM 解析結果

(5)上記(2)の課題に関して，測定については要因分ならびに X 線回折法およびひずみゲージ法による測析と検証実験，解析については材料特性をパラメー

定結果と比較し，残留応力分布の傾向や差異についタとした感度解析等の検討を実施し，それらの結果て検討した．

を合わせて更に検討を進める予定である．

本研究結果をまとめると以下の通りである．

謝辞(1)中性子回折法により，溶接部近傍の長手方向，板厚方向について周方向，径方向，軸方向の 3 成分の中性子回折実験は文部科学省の支援により㈶放射

残留応力測定データを取得し，その応力分布傾向を

線利用振興協会が実施した平成 19 年度上期および平明らかにした．

成 20 年度上期の中性子利用技術移転プログラム（ト測定データは，炭素鋼配管突合せ溶接継手と類似

ライアルユース制度）において行ったものである．

の残留応力分布傾向であった．さらに，配管内面側

中性子回折実験に際しては東京都市大学

秋田貢一

熱影響部に降伏応力と同程度の大きさの引張残留応教授をはじめ，日本原子力研究開発機構

量子ビー

力が周方向や軸方向に生じており，しかも軸方向応ム応用研究部門の土屋佳則博士および鈴木裕士博士，

力は引張応力のピーク値が内面側に偏った分布をし神戸工業試験場の齊藤徹博士に多大なご指導ご支援ていることがわかった．

を戴いたことを記して謝意を表したい．

(2)FEM 解析結果と中性子回折法による測定結果とを比較すると定性的な分布傾向は一致したが，定量

文献

的には中性子回折法による測定データの方が全体的に引張応力側へシフトしたような傾向であった．

(１) (社)日本溶接協会

原子力研究委員会，原子力

定量的な差異の原因は，周方向ひずみの測定値と発電プラントにおける溶接・残留応力と強度に解析値との差であり，この差異の原因を明確にすれ関する国内シンポジウム（第 39 回国内シンポば良いことがわかった．

ジウム）資料集，（2007）．

解析に関しては溶接パスの繰り返しに伴う材料の(２) 宮崎克雅，菅野智，望月正人，林眞琴，白鳥正繰返し硬化など材料特性の影響が大きい可能性が考樹，干強，µ影響関数法および固有ひずみ解析

えられた．

法による溶接残留応力場における表面き裂の応上述のように，残留応力評価精度向上の方向性について検討した．

力拡大係数の評価¸，日本機会学会論文集（A編）， 第 65 巻， 第 636 号， pp.1709-1715（1999）．

(3)X 線回折法による測定結果は，中性子回折法の(３) Katsuyama, J.，Asano, W., Onizawa, K.,

測定結果と比べると応力分布の傾向は明確ではな

Mochizuki, M. and Toyoda, M.,µCrack

かった．表面状態や集合組織などの誤差要因についGrowth Analysis of SCC under Various Re-ての検討が必要と考えられる．

sidual Stress Distributions near the Piping

一方，ひずみゲージ法による測定結果は，中性子回折法による測定値とほぼ良い一致を得た．

Butt-Welding,¸Proc. of 2007 ASME-PVP
Conf., PVP2007-26574, San Antonio, Texas,
USA,（2007）．

72(４) Shiratori, M., Nakanishi, S., Tanaka, Y.
and Iwamatsu, F.,µEstimation of SCC Crack

応力評価の実用化―

講演論文集，pp.56-60（2005）．

Propagation under Corrosion Environment by(14) 佐野雄二，秋田貢一，政木清孝，µ放射光およµSCAN¸,¸Proc. of 2007 ASME-PVP Conf.,

びレーザピーニング効果の確認，¸日本実験力

PVP2007-26055, San Antonio, Texas, USA,（2007）．

学学会 2006 年度年次講演会文集，（2006）．
(15) 林眞琴，大城戸忍，皆川宣明，森井幸生，µ中(５) Noda, M., Maekawa, A., Takahashi, S.,

性子回折による残留応力測定装置の開発と炭素

Oumaya, T., Serizawa, H. and Murakawa,

鋼曲げ塑性変形材の残留応力分布の測定，¸材

H., µEvaluation of Residual Stress Distribu-

料，Vol.47，No.47，pp.420-426（1998）
．

tion

in

Austenitic

Stainless

Steel

Pipe

Butt-Welded Joint,¸Proc. of the 8th International Welding Symposium, SA2-8,（2008）．

(16) 日本材料学会

X 線材料強度部門委員会編，µ中 性 子 応 力 測 定 標 準，¸日 本 材 料 学 会，
（2005）．

(６) Maekawa, A., Noda, M., Takahashi, S.,(17) 鈴木裕士，齋藤徹，町屋修太郎，森井幸生，

Oumaya, T., Serizawa, H. and Murakawa,µ中性子回折法における非対称モノクロメータ

H., µEvaluation of Residual Stress Distribu-

システムの開発，¸第 42 回材料強度に関するシ

tion

ンポジウム

in

Austenitic

Stainless

Steel

Pipe

Butt-Welded Joint，¸溶接学会論文集，第 27 巻，第２号，pp.240s-244s (2009)．

講演論文集，pp.1-4（2007）．

(18) 鈴木裕士，町屋修太郎，齋藤徹，盛合敦，秋田貢一，森井幸生，µ中性子回折法による原子炉(７) 大厩徹，前川晃，野田満靖，高橋茂，芹澤久，

大型構造物の残留応力測定（残留応力測定用中村川英一，µ中性子回折による SUS316 配管の性子回折装置 RESA の高度化），¸第 42 回材料

溶接継手の残留応力測定結果と数値解析結果の強 度 に 関 す る シ ン ポ ジ ウ ム 講 演 論 文 集，比較，
¸日本機械学会 M&M2009 材料力学カン

pp.11-15（2007）．

ファレンス，OS1212, (2009）．

(19) 林眞琴，石渡雅幸，森井幸生，皆川宣明，µ中(８) 前川晃，野田満靖，大厩徹，高橋茂，µ中性子性子回折による炭素鋼配管突合せ溶接継手の残回折法による冷間加工曲がり配管の残留応力

留応力，¸ 材料， Vol.45， No.7， pp.772-778

評 価，¸日 本 機 械 学 会 2009 年 年 次 大 会，

（1996）．

S0304-1-1, (2009）．

(20) 林眞琴，石渡雅幸，皆川宣明，船橋達，µ中性(９) 前川晃，大厩徹，野田満靖，高橋茂，µX 線回

子回折によるソケット溶接継手の残留応力の測折法による集合組織を有する曲がり配管の残留定，¸ 材料， Vol.44， No.507， pp.1464-1469

応力測定，¸日本機械学会 2009 年年次大会，（1995）．

S0304-1-4, (2009）．
(10) 日本材料学会(21) 林眞琴，森井幸生，小林晋昇，µ中性子トライ

X 線材料強度部門委員会編，

アルユース制度の 06 年度報告および茨木県材µX 線応力測定標準（2002 年度版）−鉄鋼編

料構造解析装置の概要，¸第 42 回材料強度に関―，¸JSMS-SD-5-02，日本材料学会，（2002）．
(11) 栗村隆之，佐野雄二，大城戸忍，µ溶接部残留
応力測定小委員会中間報告，¸第 42 回材料強度に関するシンポジウム

講演論文集，pp72-77（2007）．
(12) 柳瀬悦也，西尾光司，楠見之博，新井和夫，鈴す る シ ン ポ ジ ウ ム 講 演 論 文 集，pp.44-49（2007）．
(22) Yetisir, M., Rogge, T. and Donaberger,R., ¸Residual Stresses of CANDU Feeder
Bends − Effect of Bend Radius,¸ Proc. of2006 ASME-PVP Conf., PVP2006-ICPVT-11-

木賢治，秋庭義明，來海博央，田中啓介，µ放93407, Vancouver, BC, Canada,（2006）．

射光高エネルギ X 線を用いたショットピーニ(23) 鈴木裕士，菖蒲敬久，µ中性子および放射光にング処理をした鉄鋼の残留応力分布の評価，¸

よる残留応力測定とその相補利用，¸ふぇらむ，

材料，Vol.51，No.7，pp.756-763（2002）．

Vol.11，No.11，pp.9-16（2006）．

(13) 佐野雄二，µピーニング施工部の応力評価，¸(24) 例えば，松岡一祥，直井保，µパイプ円周溶接

Spring-8 利用シンポジウム ―放射光によるにより生ずる残留応力に関する一解法，
¸溶接

73

学会誌，第 51 巻，第 2 号，pp.148-155（1982）．
(25) 村川英一，尾田勇，伊藤真介，芹澤久，柴原正和，西川弘泰，µ反復サブストラクチャー法を用いた溶接熱弾塑性解析の高速化，¸関西造船協会論文集，第 243 号，pp.67-70（2005）．
(26) 西川弘泰，芹澤久，村川英一，µ大規模溶接シ
ミュレーションの実機適用，¸溶接学会論文集
第 24 巻，第 2 号，pp.168-173（2006）．
(27) Warren, A.P., Bate, S.K. and Hurrell, P., ¸
The Effect of Modeling Simplifications on thePrediction of Residual Stresses in a Multi-Pass
Plate

GrooveASME-PVP

Weld,¸

Conf.,

of2007

PVP2007-26339,

Proc.

San

Antonio, Texas, USA,（2007）．
(28) Bate, S.K., Warren, A.P., Watson, C.T.,
Hurrell, P. and Francis, J.A., ¸UK Research

Programmeon

ResidualStresses―Progress to Date,¸Proc. of 2007 ASMEPVP Conf., PVP2007-26337, San Antonio,
Texas, USA,（2007）．
(29)（独）原子力安全基盤機構，µ平成 19 年度

複雑形状部機器配管健全性実証事業に関する報告書，¸08 基材報-0011，（2008）．
(30) 田中啓介，鈴木賢治，秋庭義明，µ残留応力のX 線評価−基礎と応用−，¸養賢堂，pp.345350，（2006）．
(31) 林 眞 琴，大 本 寛，道 下 秀 紀，Root，J.H.，µZr-2.5％ Nb 合金における集合組織と弾性定
数 の 中 性 子 回 折 法 に よ る 測 定，
¸材 料，Vol.
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(32) 大城戸忍，林眞琴，秋庭義明，田中啓介，皆川宣明，森井幸生，µ集合組織を有する Al 合金
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材料，Vol.54，No.3，pp.333-338（2005）．
(33) 朴位珅，小林英男，中村春夫，小出孝道，µX
線法によるオーステナイト系ステンレス鋼の溶接残留応力の測定，¸日本機械学会材料力学部
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SUS304 の応力測定法比較，¸第 37 回材料強度に 関 す る シ ン ポ ジ ウ ム 講 演 論 文 集，pp.117-122（2001）．