JFE 技報 No. 33（2014 年 2 月）p. 55-61

疲労亀裂伝播速度に及ぼすミクロ組織の影響
Effect of Microstructure on Fatigue Crack Growth Rate
伊木聡

IGI Satoshi

JFE スチール

スチール研究所

接合・強度研究部主任研究員（副部長）・工博

貞末照輝

SADASUE Teruki

JFE スチール

スチール研究所

接合・強度研究部

主任研究員（副課長）・工博

大森章夫

OHMORI Akio

JFE スチール

スチール研究所

鋼材研究部

主任研究員（課長）工博

要旨
近年，溶接鋼構造物の疲労寿命向上により，ライフサイクルコスト（LCC）を低減する試みが様々な分野で盛ん®

®に行なわれており，JFE スチールも疲労亀裂伝播性能を向上させた高疲労特性鋼板「AFD 」を開発した。AFD

ではフェライト母相中に均一微細分散させたパーライト相を活用して疲労特性の向上を図っているが，そのメカニズムは十分に解明されていない。本報告では，その場観察できる SEM（走査電子顕微鏡）内疲労試験機を用いて，パーライトの形態と疲労亀裂伝播挙動との関連について検討した内容を紹介する。

Abstract:
Recently various trials to reduce life cycle cost (LCC) by the improvement of fatigue life of welded steel structures
were performed actively by heavy industrial fabricators. JFE Steel has developed the excellent fatigue resistant steel®

®

plate “AFD ” which reduces the fatigue growth rate with a half level to that of conventional steels. In the AFD ,uniformly and finely dispersed perlite in ferrite matrix contributed to achieve good fatigue properties, however thedetailed mechanism has not been fully understood yet. In this paper, investigation results on the relationship between
fatigue growth rate and perlite morphologies using fatigue testing equipment in the scanning electron microscope(SEM) which enables in-situ observation is introduced.

®

1． はじめにで疲労亀裂伝播特性を向上させた高疲労特性鋼板（AFD ）5）を 開 発 し た 。 疲 労 亀 裂 が 連 続 的 に 進 展 し， 伝 播 速 度m

船舶や橋梁などの大型鋼構造物の健全性維持における主da/dN が Paris 則 da/dN＝C（DK） に従うとされる第 II 領

要な関心事のひとつに，供用時の周期的な応力によって引域において，AFD では疲労亀裂伝播の従来鋼のデータバン

1）®

き起こされる疲労損傷が挙げられる 。溶接構造物において，ド上限に対し伝播速度が 1/2 まで低減されている（図 1）。

疲労亀裂は大きな応力集中により溶接止端部にまず発生し，ただし，詳細な伝播速度の低減メカニズムについては必ず終局的な貫通，破断に至るまで成長を遂げることがある。溶10−6

ば TIG ドレッシングやグラインダー処理による応力集中の減少やハンマーピーニングなどによる引張残留応力の除去，圧縮残留応力の付与が効果的であることが報告されてい
る

2, 3）

。しかしながら，これらの処理を実際の鋼構造物のすべての溶接箇所に適用することは現実的には難しい。そのため，鋼板自身によって疲労亀裂の成長を妨げる手法が鋼構造物の全疲労寿命を延長するために有効であると考えられる。
従来，鋼材の疲労亀裂伝播速度はミクロ組織や機械的特4）性にあまり敏感ではないとされてきた 。これに対し，JFE
スチールではパーライト形態に着目し，TMCP（Thermomechanical control process）やオンライン型加速冷却設備：

Fatigue crack growth rate, da/dN (m/cycle)

接継手における疲労亀裂発生の抑制方法としては，たとえUpper bound ofconventional steel

10−7

☆

☆
10−8
Upper bound ofdeveloped steel
10−910☆ : Target ofAFD steel
203040Stress intensity factor range, Δk (MPa・m1/2)®

Super-OLAC を駆使しパーライトを均一微細分散すること

図 1 AFD® の疲労亀裂伝播速度
Fig. 12013 年 9 月 23 日受付－ 55 －®

Fatigue crack growth rate of AFD steel

50

疲労亀裂伝播速度に及ぼすミクロ組織の影響しも明らかにされておらず，特に微視的なパーライト形態やライトが均一に微細分散したミクロ組織を呈している。それ

亀裂の進展経路，亀裂開閉口挙動との関連性についての知ぞれのミクロ組織の亀裂進展方向における平均のフェライト見は少ない。

粒径とパーライト間隔を表 2 に示す。

本報では，電子顕微鏡筒内での疲労亀裂伝播試験とその場観察技術を用いて，2 種のフェライト/パーライト 2 相鋼

表 1 供試鋼の引張特性
Table 1を対象に疲労亀裂伝播挙動について検討した。特に第 II 領域での一定 DK 条件の下での疲労亀裂の進展抵抗に及ぼすパーライト形態の影響を亀裂の進展経路や亀裂の開閉口挙動の観点から詳細に調査した。

Tensile properties of tested steels

Steel plate

UYS (MPa)

TS (MPa)El (%)

I357486

28.6

II398513

UYS: Upper yield stress

22.3

TS: Tensile strength

El: Elongation

2． 実験方法
1.545

TMCP 条件を制御してパーライトの形態を変えた 2 種類のフェライト/パーライト鋼を供試鋼として準備した。SteelStrain gauge

R10I は従来鋼と分類される板厚方向にフェライトと層状のパー65ライトから構成される鋼板であり，Steel II は高疲労特性鋼

9.8®

板（AFD ）でフェライト母相中にパーライトを均一微細分0.5散させた鋼板である。板厚はともに 25 mm である。これら鋼板の引張特性を表 1 に示す。供試鋼より図 2 に示す形状

0.1の小型疲労試験片を採取した。Steel I と Steel II ともに試験

unit: mm

図 2 疲労亀裂伝播試験片の形状

片は試験片長手が鋼板圧延方向で亀裂伝播が鋼板幅方向とFig. 2なるよう採取した。これはそれぞれの試験片での亀裂伝播

Geometry of fatigue crack growth specimen

方向（紙面の上下方向）に対し，ミクロ組織を図 3 に示す

表 2 ミクロ組織の様相
Table 2ようにパーライト形態を変化させて調査するためである。詳細に亀裂伝播方向のミクロ組織（パーライト形態）の特徴

Aspects of microstructure

Steel plate

Average ferrite grain size(μm)

Average pearlite spacing(μm)

囲むようにパーライトがネットワーク状に存在している。こI1962

れに対し，Steel II では，等軸の細かいフェライト中にパーII926を見ると，Steel I では等軸のフェライトからなる島とそれをS
LTntiogllin

Roecdir100 μμm(a) Steel I(b) Steel II

図 3 フェライト/パーライト供試鋼のミクロ組織
Fig. 3
JFE 技報 No. 33（2014 年 2 月）

Microstructures of tested ferritic/pearlitic steels－ 56 －

伝播第 II 領域での疲労亀裂の進展挙動に及ぼすパーライト形態の影響を詳細に観察するため，疲労亀裂伝播試験は1/2

Fatigue crack growth rate, da/dN(m/cycle)

疲労亀裂伝播速度に及ぼすミクロ組織の影響

Steel I
Steel II

一定の応力拡大係数範囲 DK＝15 MPa・m ，応力比 R＝0.1，周波数 2 Hz のもと実施した。疲労試験は走査型電子顕微鏡
筒内部で行なわれ，その場観察により試験中の亀裂の進展挙動を粒径オーダーで詳細に観察した。亀裂の開閉口挙動は図 2 に示す亀裂先端前方に貼り付けたひずみゲージを用6）いた除荷弾性コンプライアンス法により測定した 。

3． 実験結果
3.110−810−9

Δ K＝15 MPa・m1/2
1.1

1.21.3

疲労亀裂伝播速度と伝播経路

1.4
1.51.6
Crack length (mm)1.71.8図 4 一定 DK 試験での疲労亀裂進展速度

図 4 に一定 DK での疲労亀裂伝播試験にて得られた疲労Fig. 4

亀裂伝播速度を示す。また，Steel I，Steel II について亀裂

Fatigue crack growth rates in constant DK tests

進展経路，ミクロ組織と疲労亀裂進展速度との対応をそれ
Fatigue crack growth direction →Fatigue crack growth rate, da/dN(m/cycle)

50 μμm

10−8Ave.: 5.8×10−9 m/cycle
(b)

(a)

(c)

−910

1.1

1.2

1.3

1.4

1.5

1.6

1.7

1.8

Total crack length (mm)

図 5 Steel I の疲労亀裂進展速度と進展経路
Fig. 5

Fatigue crack growth rate and crack path with microstructure for Steel I

Fatigue crack growth direction →Fatigue crack growth rate, da/dN(m/cycle)

50 μμm10−8

10−9Ave.: 2.1×10−9 m/cycle
1.1

1.2

1.3

1.4
1.5
Total crack length (mm)1.61.71.8

図 6 Steel II の疲労亀裂進展速度と進展経路
Fig. 6Fatigue crack growth rates and crack paths with microstructure for Steel II－ 57 －JFE 技報 No. 33（2014 年 2 月）

1.9

疲労亀裂伝播速度に及ぼすミクロ組織の影響

ぞれ図 5，6 に示す。これら疲労亀裂伝播速度のプロットは起すると考えられるが，Steel II では亀裂が微細分散したパー荷重軸に対して垂直な面に投影した 50 mm 長さ中（図 5，6ライトに遭遇することで頻繁に屈曲が生じ，結果として高い中のミクロ組織の白丸印間）を主亀裂が伝播する平均速度

疲労亀裂進展抵抗が安定的に得られるものと考えられる。

として求めた。疲労亀裂伝播速度は平均値で Steel I：5.8×－910－9m/Cycle，Steel II：2.1×103.2m/cycle と Steel II の 方

SEM による疲労亀裂進展のその場観察疲労亀裂の屈曲のプロセスを高倍率の SEM（走査電子顕が低い。また，測定範囲内で Steel II が安定して低い伝播速度を示しているのに対し，Steel I の疲労亀裂伝播速度はか微鏡）を用いてその場観察し詳細に調査した。高い疲労亀なり変動している。

裂伝播特性を示した Steel II の疲労亀裂の屈曲の様子を疲労図 5 に示した Steel I においてより詳細に疲労亀裂伝播経亀裂伝播特性が低かった Steel I と比較して図 7 に示す。図路と亀裂進展速度との関係に着目すると，図中白矢印で示中には，SEM によるその場観察とこれに対応する組織と伝されている疲労亀裂がフェライト粒内を伝播する領域では播経路の対応を模式的に示した（Steel I の写真では観察面ほぼ直進的な伝播をしており，このとき疲労亀裂伝播速度にパーライトが存在していない）。Steel II では Steel I に比は平均値と同等かやや高い。これに対し，図中黒矢印（a）～べ赤三角で示す亀裂の屈曲が数多く観察され，この亀裂の（c）で示される部分では亀裂の分岐や屈曲が観察され，こ屈曲が塊状のパーライトを避けるように生じていることかのとき疲労亀裂伝播速度は平均値よりも低い。Steel I ではら，Steel II では微細に分散しているパーライトが進展する

疲労亀裂伝播速度は大きな変動を示したが，これには亀裂疲労亀裂の屈曲現象を助長していることが示唆される。
SEM 内での疲労亀裂進展のその場観察で得られた興味深の屈曲や分岐が大きく関与していることが示唆される。
一方，図 6 に示した Steel II のミクロ組織，亀裂進展経路

い点の 1 つに亀裂先端近傍におけるスリップバンドの形態と疲労亀裂伝播速度との関連性をみると，亀裂進展経路上が試験片により異なることが挙げられる。スリップバンドはには微細分散した塊状のパーライトが存在し，図中黒矢印

疲労亀裂先端に生じる塑性域内に現れ，亀裂が進展する経で代表例を示したようにフェライトとパーライトの相境界近路に対して前駆的な役割を果たすことが知られている。

傍において亀裂が屈曲していることが分かる。前述のように

図 7（a）における疲労亀裂先端のスリップバンド（写真

亀裂の屈曲や分岐は局所的な疲労亀裂伝播速度の低下を誘中の白い筋状の模様）が Steel I では大きく発達している。

Pearlite(a) In-situ SEM observation of Steel I(b) In-situ SEM observation of Steel II

Pearlite(c) Schema of crack path in Steel I(c) Schema of crack path in Steel II

図 7 亀裂屈曲挙動のその場観察
Fig. 7
JFE 技報 No. 33（2014 年 2 月）

Crack deflection behavior by in-situ observation－ 58 －

疲労亀裂伝播速度に及ぼすミクロ組織の影響

一方，図 7（b）に示すように Steel II では疲労亀裂先端慮した有効応力拡大係数範囲である。亀裂開口比 U の値がに生じるスリップバンドは微細に分散しており，これは塊状低いほど亀裂が閉口しやすく進展駆動力が低下することをに存在するパーライトによって発達が阻止された結果とみる表す。図より，Steel II では Steel I よりも U が低く亀裂の閉ことができる。このようなスリップバンドの形態は亀裂の屈口が生じやすくなっていることがわかる。これには亀裂の屈曲と密接に関連しているものと考えられる。すなわち，ミク曲頻度の増加による破面粗さ誘起亀裂閉口の促進が主としロ組織を微細なフェライト粒径とパーライト間隔とすることて関与していると考えられる。

でフェライトの拘束力を高めることができ，結果として疲労

図 9 にはそれぞれの試験片での亀裂開口比と疲労亀裂伝亀裂の屈曲が頻繁に生じ疲労亀裂伝播特性を高めることが播速度の関係を示した。疲労亀裂進展の駆動力が亀裂開口できると考えられる。

比だけに依存しているのならば，両試験片の疲労亀裂伝播

4． 考察ある。ここで Steel I はほとんどのプロットがほぼ直線のデー速度は同じ傾きを有する直線群としてプロットされるはずで4.1

タバンド内にあるが，図 5 の中で（a）と（b）に示した亀裂

亀裂閉口による疲労亀裂伝播特性向上

分岐に関連するプロットは，データバンドから低伝播速度側疲労亀裂の遅延メカニズムについて亀裂の開閉口挙動のにそれている。加えて，頻繁に疲労亀裂の屈曲が観察され観点から検討した。図 8 に疲労亀裂進展中に得られた亀裂

た Steel II の疲労亀裂伝播速度は明らかに低い亀裂開口比の開口比 U＝DKeff/DK を示す。ここで，DKeff は亀裂閉口を考値をとり，直線関係すら示していない。これらの結果は，本供試材の疲労亀裂伝播速度が亀裂の閉口挙動のみによってCrack opening ratio, U＝Δ Keff/Δ K

1は支配されないことを示唆している。いくつかの研究では局所的な亀裂先端の応力拡大係数が亀裂の Interlocking や分Steel I
Steel II

0.97）

岐によって減少することが指摘されている 。これら疲労亀裂先端での応力遮蔽効果0.87）のような別の要因が疲労亀裂伝播速度の遅延において大きな役割を持っていることが考えられるため，4.2 節で検討した。

0.74.20.6

亀裂先端での応力遮蔽効果

図 9 に示したように亀裂開口比のみでは疲労亀裂進展の0.5遅延を説明できないため，セラミックや金属間化合物のような複合材料で知られている亀裂先端での応力遮蔽効果につ

0.4
1.1

1.21.31.4
1.51.6
Crack length (mm)1.71.8いて検討を行なった。き裂先端での応力拡大係数 Ktip は7）（1）式で与えられる 。

図 8 試験中の亀裂開口比

Fatigue crack growth rate, da/dN (m/cycle)

Fig. 8Crack opening ratio of steels during tests

Ktip＝Kmax－KS ………………………………… （1）
ここで，Kmax は応力遮蔽効果なしの最大応力での応力拡大

Steel I
10−8係数，Ks は応力遮蔽効果に関連する応力拡大係数である。

Steel II

複雑な疲労亀裂進展過程の中で Ks を見積もることは困難である。本論文では，図 10 に示すように亀裂開口変位を実験

Allow (b) in Fig. 5
Allow (a) in Fig. 5

的に計測することにより，Ktip を算定する。一様な引張応力下にある有限幅の片側亀裂材の応力拡大係数と亀裂開口変位8）の 2 式より，Ktip と d ideal の関係は（2）式で表すことができる。
10−9d E' tF( a / W )pa
K tip ＝ ideal………………… （2）4aV(a /W )
0.3

0.4

0.5
0.60.7
Crack opening ratio, U＝Δ Keff/Δ K0.8

ここで，

図 9 亀裂開口比と疲労亀裂進展速度の比較
Fig. 9Comparison between fatigue crack growth rates andcrack opening ratio of steels－ 59 －JFE 技報 No. 33（2014 年 2 月）

疲労亀裂伝播速度に及ぼすミクロ組織の影響(a)Stress intensity factor, KKmaxKtip

δ ideal(b)ΔKΔ Keff Δ Keff, tip

Kcl
Kmin

Interlocking

δexperiment

Time, t

図 11 亀裂先端有効応力拡大係数範囲の模式図

BranchingFig. 11 Schematic determination of the crack tip effective stressintensity factor range

図 10 理想亀裂と応力遮蔽を伴う亀裂での亀裂開口変位
Crack mouth opening displacement for (a) an ideal
crack and (b) a crack with stress shielding effect

Fatigue crack growth rate, da/dN (m/cycle)

Fig. 10，

Steel I
Steel II

−81010−9345678910

Stress intensity factor range, ΔKΔ eff, tip (MPa・m1/2)

2E’＝E/（1－n ），E はヤング率，n はポアソン比，t は試験片厚さ，a は亀裂長さ，W は試験片幅である。また，d ideal は

図 12 亀裂進展速度と亀裂先端有効応力拡大係数範囲の関係

図 10 に示す屈曲や分岐のない理想亀裂の開口変位である。

Fig. 12（1）式と（2）式より，与えられた亀裂長さ a において，Relationship between fatigue crack growth rates andDKeff,tip

Kmax と応力遮蔽効果のない理想的な亀裂の開口変位 d ideal は線形関係にあることが知られており，（3）式が成立する。

DKeff, tip＝Ktip－Kcl ……………………………… （6）Kmax ∝ d ideal …………………………………… （3）

ここで，Kcl は亀裂閉口時の応力拡大係数である。
上述の手法に基づき，Steel I と Steel II について DKeff, tip

ここで，第一近似として Ktip と応力遮蔽効果を含む疲労を求め疲労亀裂伝播速度との関係を比較した。結果を図 12

亀裂伝播試験中に得られた亀裂開口変位 dexp の間に同様なに示す。異なったパーライト形態を有する 2 つの試験片で関係があると仮定すると，（4）式が得られる。

得られた亀裂進展速度は，DKeff, tip という 1 つのパラメータによって 1 本のデータバンドとして整理することができ，低Ktip ∝ dexp ……………………………………… （4）い 疲 労 亀 裂 伝 播 速 度を示す Steel II は Steel I よりも低 いDKeff, tip 領域に位置している。すなわち，Steel II においては，亀裂先端の応力拡大係数は（3）式と（4）式より次式のように見積もることができる。
K tip＝d exp
d ideal

高い頻度で亀裂の屈曲を示すことで，亀裂の閉口が促進されるだけでなく，亀裂先端の応力遮蔽が助長され高い疲労亀裂伝播特性を示すことが明らかとなった。

K max ………………………………… （5）5． まとめ図 11 に示すように，亀裂先端での有効応力拡大係数範囲
DKeff,tip は（6）式で表すことができる。

パーライトの形態を変化させた供試鋼を用いて，フェライト/パーライト 2 相鋼における疲労亀裂伝播挙動を詳細に調JFE 技報 No. 33（2014 年 2 月）

－ 60 －

疲労亀裂伝播速度に及ぼすミクロ組織の影響査するとともに，疲労亀裂伝播特性の向上メカニズムにつ参考文献いて検討を行なった。得られた主要な結論を以下に示す。
（1）微細分散したパーライト形態のフェライト/パーライト
2 相鋼は，粗いネットワーク状のパーライト形態を持つ2 相鋼に比べて，非常に良好な第 II 段階での疲労亀裂伝播特性を示した。これは疲労亀裂の伝播中に微細分散した塊状のパーライトを避けるように数多くの亀裂進展経路の屈曲が生じることに起因する。
（2）微細分散パーライト形態を有するフェライト/パーライ
ト 2 相鋼ではネットワーク上のパーライト形態の 2 相鋼

1）Miki, C. Science and Technology of Welding and Joining. 2000, vol. 5, no.
6, p. 347.
2）Horn, A. M.; Huther, I.; Lieurade, H. P. Welding in the World. 1998, vol.
41, p. 273.
3）Petershagen, H. Welding in the World. 1998, vol. 41, p. 281.
4）小林英男．材料．1980, vol. 29, no. 317, p. 198.
5）伊木聡，猪原康人，平井龍至．JFE 技報．2004, no. 5, p. 13.
6）菊川眞，城野政弘，田中健一，高谷 勝．材料．1976, vol. 25, no. 276, p.
899.
7）Mutoh, Y. et. al. Materials science and engineering A. 2007, vol. 468-470,
p. 114.
8）Murakami, Y. Stress Intensity Factors Handbook. vol. 1, Oxford,Pergamon Press, 1987, p. 9.に比べ，破面粗さ誘起によって高い閉口レベルが達成できる。
（3）疲労亀裂進展の遅延現象は疲労亀裂の分岐や屈曲による閉口に起因した DKeff の減少に加え，interlocking を通じた疲労亀裂先端での応力遮蔽を考慮した DKeff, tip の低下によるものと考えられる。
共同研究において SEM 内での疲労亀裂伝播試験，疲労亀裂伝播挙動のその場観察ならびに疲労亀裂伝播特性向上メ
カニズムに関して多大なるご指導をいただきました長岡技術科学大学武藤教授 宮下准教授に謝意を表します。

伊木－ 61 －

聡貞末照輝

大森章夫

JFE 技報 No. 33（2014 年 2 月）