79PS-1

腐食環境下における表面き裂の進展挙動評価
構造安全評価系＊笛木産業システム系

津村隆太郎，林原仁志，安藤孝弘，村上睦尚

秀一，穴井陽祐，丹羽敏男，岩田知明

規雄，杉本友宏

一般財団法人日本海事協会

山本

1．はじめにめ，川原ら 3)が提案したき裂形状の評価式より，き裂先端の腐食環境では疲労強度が低下することが知られており，腐応力分布がスリットの影響を受けなくなると考えられるき食の影響を考慮した疲労強度評価を実施することは，船舶や裂深さ 1.5 mm（元のスリット深さを含む）に相当する表面長海洋構造物の設計において非常に重要である．

さ（3.34 mm）に達するまでき裂を進展させることで，き裂深腐食環境下における疲労強度評価では，腐食による疲労強さを間接的に判断した．

度の低下を S-N 線図により考慮し，腐食衰耗による板厚減少に伴う負荷応力の上昇を腐食予備厚等により考慮する方法が一般的である．腐食環境では，腐食ピットを起点に表面開口型の疲労き裂（表面き裂）が生じることが多いが．腐食環境下では，応力範囲に依存するき裂進展と応力範囲に依存しない表面での腐食衰耗が同時に進行する．しかしながら，現行の規則等で要求される疲労強度評価では，き裂進展挙動と腐食衰耗は別個に取り扱われており，これらが相互に影響することは考慮されていない．
山本ら 1)は，表面き裂の進展に腐食衰耗の影響を加味した
き裂進展モデルを考案し，作用応力と疲労寿命の関係を数値解析的に評価したところ，低応力域において，船級規則等に

図 1 試験片およびスリットの形状・寸法規定される S-N 線図とは異なる挙動を示したことを報告している．さらに，応力が低いもしくはき裂が小さい場合など， 2. 3. 2 腐食疲労試験
予き裂導入後，試験片の周辺を腐食液で満たすための容器
き裂進展速度よりも腐食速度の方が大きくなる条件では，き裂深さが減少し，消失する可能性があると述べている．

（腐食セル）を取り付け，表 1 に示す試験条件で腐食疲労試

この様なき裂進展と腐食衰耗の複合現象について，実験に験を行った．試験期間短縮のため，海水よりも腐食衰耗速度よる検証を行うべく，表面き裂に対する腐食疲労試験を行っCR（試験片における全面腐食速度）が大きい pH3 の希硫酸をている．本報では，これまでの試験結果の一部を報告する． 用い，腐食衰耗の加速倍率と同等の倍率で荷重負荷速度を速めて試験を行った．ここで，pH3 の希硫酸中における CR は，
2．実験方法
2．1 供試材

小林らが求めた CR と pH の関係の実験式 2)によると，海水中（pH8）の約 5.6 倍に相当する．

供試材は板厚 10 mm の船体構造用圧延鋼（日本海事協会規また，き裂進展挙動に及ぼす腐食衰耗の影響を検証するた

格 KA32）である．KA32 の降伏応力は 404 MPa，引張強さは 509

め，連続負荷のほか，一部の応力範囲で，負荷と無負荷を同MPa（いずれもミルシートの値）である．

じ時間間隔で繰り返す断続負荷条件での試験もあわせて実2．2 試験片施した．試験中は希硫酸を常に循環させ，pH を 3.0 ± 0.1，試験片の形状および寸法を図 1 に示す．試験片の長手方向中央部（図 1 の A-A 断面）には，半楕円形状のスリットが放電加工により導入されている．
2．3 疲労試験方法
荷重容量 98 kN の油圧サーボ式疲労試験機を使用し，荷重水温を 25 ± 0.1℃の範囲に維持した．試験条件 1 の試験は最大 60 日で打ち切った．
表 1 の試験条件 2 は，試験条件 1 において，実際の CR がおよそ 2 mm/y と小林ら 2)による実験式の約 4 倍であったことを受けて試験条件の見直しをしたものである．循環による制御にて疲労試験を実施した．試験手順を以下に示す．

流速影響を低減するための腐食セルの構造変更等により，

2. 3. 1 予き裂導入

CR= 1 mm/y 程度（海水中の CR 評価値 2)の 10 倍程度）までの室温大気中において，応力比 R = 0.1，応力範囲 Δσ = 200低減が見込まれたため，試験条件 2 では，繰り返し周波数をMPa の繰返し荷重を与えることで，スリットから疲労予き裂1Hz に変更するとともに，断続負荷の無負荷時間をあわせてを生じさせた．き裂深さを直接計測するのは困難であるた変更している．さらに，より長期間におけるき裂進展挙動を把握するため，試験の打ち切り日数は最大 120 日とした．

(79)

80
�
𝐶𝐶𝐶𝐶����
� �.13 ��𝑑�を用いた．

表 1 腐食疲労試験条件
荷重条件
応力範囲 / 応力比※1

試験条件 1
連続負荷
50 MPa / R = 0.77
100 MPa / R =0.55

断続負荷

周波数 0.588 Hz※2 にて63700 回負荷後，30 時間無負荷の繰返し周波数 0.588 Hz※2にて連続負荷

荷重負荷方法

荷重条件
応力範囲 / 応力比※14．結果および考察
試験結果および解析結果を図 2 に示す．図 2 のプロット点

50 MPa / R = 0.77

試験条件 2連続負荷50 MPa / R = 0.77
80 MPa / R = 0.64

は試験結果，実線および点線は，対応する試験条件におけるき裂進展挙動の評価曲線である．
試験結果および解析結果が示すき裂進展挙動をみると，
Δσ = 80 MPa では，連続負荷と断続負荷のき裂進展挙動に断続負荷差がみられないが，Δσ = 50 MPa では，断続負荷において，80 MPa / R = 0.64

き裂深さがほぼ一定もしくは減少している．また，Δσ = 50

周波数 1 Hz にて
周波数 1 Hz63700 回負荷後，荷重負荷方法にて連続負荷17.7 時間無負荷の繰返し※1 最大荷重を予き裂導入時の荷重に一致させたため，応力比は一定でない※2 0.588Hz は，海水中での船体波浪荷重の平均周波数（1/9.5 Hz1））の 5.6倍，1 Hz は 10 倍に相当
※2MPa の連続負荷での試験結果について，試験条件 1 と試験条件 2 で解析結果が示すき裂進展挙動に違いがみられるが，これは CR の差によるものであり，Δσ = 50 MPa のき裂進展挙動が CR の大きさに影響を受けることを意味している．以上の結果は，1 章で述べた山本ら 1)の仮説と一致している．

3．き裂進展挙動の解析的評価
実験結果

腐食疲労試験には長い期間を要するため，試験で得られるデータ数には限りがあり，試験結果のみでき裂進展の連続的�1�

𝑎𝑎��� は i-1 サイクル目のき裂深さ，Δ𝑎𝑎� は i サイクル目のき裂進展量，CR は腐食衰耗速度，𝑓𝑓は繰返し周波数である．CR

き裂深さ a [mm]1𝑓𝑓𝛼𝛼��������° は表面き裂底部の応力拡大係数を求める形状補正係数であり，Newman-Raju の式 4)から求めた．∆𝜎𝜎��� は，i-1 サイ

クル目に試験片に作用する腐食衰耗を考慮した応力，∆𝐾𝐾�� は下限界応力拡大係数範囲である．小林ら 2)の実験によると，

pH3 および pH4 の希硫酸環境では，∆𝐾𝐾�� � �.�� ��� � ��𝑑� と報告されており，𝑑𝑑𝑑𝑑𝑑𝑑𝑑𝑑𝑑 に及ぼす∆𝐾𝐾�� の影響は非常に小さい

ため，本解析では，∆𝐾𝐾�� � � ��� � ��𝑑� とした．

断続負荷の条件におけるき裂進展挙動は，荷重負荷中のき連続80 MPa(CR=1.8 mm/y, f=1 Hz)

連続50 MPa(CR=1.1 mm/y, f=1 Hz)

32
断続50 MPa(CR=1.8 mm/y, f=0.588 Hz)
連続50 MPa(CR=2.1 mm/y, f=0.588 Hz)

05.0x106

1.0x1071.5x107

繰返し数 [cycle]

図 2 繰返し数とき裂深さの関係

𝑑𝑑𝑑𝑑���� 1 � 𝐶𝐶𝐶 ��𝛼𝛼��������° ∆𝜎𝜎��� �𝜋𝜋𝜋𝜋��� � � ∆𝐾𝐾�� � � �2�𝑑𝑑𝑑𝑑

3.25 とした．ただし，この数値の妥当性は検証中である．

断続80 MPa(CR=1.7 mm/y, f=1 Hz)

断続50 MPa(CR=1.1 mm/y, f=1 Hz)にサイクル間隔 1 を乗じて算出した．

沿うような数値を試行的に検討し， 𝐶𝐶 � � �.�� � 1���� ，𝑚𝑚� �

試験⽚破断により終了

40する定数であるが，本解析では，き裂進展挙動が試験結果に断続80 MPa (試験条件2)5減少量を評価して用いた（各条件の CR，f は図 2 を参照）．

𝐶𝐶𝐶および𝑚𝑚� はパリス則の定数で，材料や平均応力等に依存**

61Δ𝑎𝑎は(2)式の通り，
i-1 サイクル目のき裂進展速度𝑑𝑑𝑑𝑑𝑑𝑑𝑑𝑑𝑑
また，*

7は試験前後の試験片の板厚計測結果より，き裂導入部の板厚Δ𝑎𝑎 �

連続80 MPa (試験条件2)

連続100 MPa(CR=1.8 mm/y, f=0.588 Hz)

81)𝑎𝑎� � 𝑎𝑎��� � Δ𝑎𝑎� � 𝐶𝐶𝐶𝐶 �

連続100 MPa (試験条件1)

9を補完する目的で，き裂進展挙動の解析的評価を行った．

i サイクル目のき裂深さ𝑎𝑎� を(1)式より評価した．

連続50 MPa (試験条件2)

断続50 MPa (試験条件1)*な挙動を明らかにすることは困難である．そこで，試験結果
本研究では，山本ら が提案した方法を参考に，繰返し数

連続50 MPa (試験条件1)

5．まとめ
腐食疲労試験結果およびき裂進展解析結果が示す傾向より，応力範囲が低く，き裂進展速度が小さくなるような条件
では，腐食衰耗が表面き裂の進展挙動に及ぼす影響が大きくなることが明らかになりつつある．
今後は，腐食疲労試験のデータを追加しつつ，き裂内部での腐食挙動等についても調査を進め，解析を高精度化することで，より正確なき裂進展挙動を把握することを目指す．
参考文献
1)

Yamamoto Norio et al. Fatigue Strength Assessment of a Structure Considering

Corrosion Wastage and Corrosion Fatigue. Proc. of the ASME 37th International
Conference on Ocean, Offshore and Arctic Engineering. 2018, OMAE2018-78188.

裂寸法を(1)式により評価し，負荷停止時のき裂深さに対し

2) 小林 佑規 他 3 名. ばら積石炭船倉内の腐食を模擬した希硫酸環境におけて(3)式で評価される無負荷時間ℎのき裂進展量Δ𝑎𝑎� を足し合る造船用鋼の腐食および腐食疲労. 日本造船学会論文集. 1999, Vol. 1999, No.

わせることにより評価した．

�Δ𝑎𝑎� � 𝐶𝐶𝐶𝐶����� ℎ � 𝐶𝐶𝐶𝐶 � ℎ�3��
ただし，𝐶𝐶𝐶𝐶����
はき裂底の腐食速度であり，別途実施した

半楕円スリット入り試験片の 144 日間静置浸漬試験より得た(80)185, p. 221-232.
3) 川原 正言, 栗原 正好. 表面き裂の疲労による伝播成長過程に関する予備的考察. 日本造船学会論文集. 1975, Vol. 1975, No. 137, p. 297-306.
4)

Newman J. C., Raju I. S. Analysis of surface cracks in finite plates under tension orbending loads. NASA Technical Paper. 1979, No. 1578.