日本船船振興会昭和46年度補助革楽“船船の梅造・他:能に関する悲随的研究”研究資料No. 154第121研究部会船殻の脆性破壊に及ぼす溶接部疲労亀裂の影響に関する研究報報
紹利４７年３月国社社会長造造協日研究本紹本報告書は，日本結編帳典会の超1046年度補助事業「結角の構造・性能に例する基礎的研究」の一部として、日本造船研究協会が第121研究部会にないてとりまとめたものである。
日本造船研究協会第１２１研究部会は，「船殻の殻性S股壊に及ぼす溶球部板労働裂の影響に関する研究』をテーマとして，明3和45年に発足しれ:ものである。この研究の自自的は，然然然の階内流様等の流接只陥から階内流核部にそって発生するような力束の大きい部分に発生しt:疲労亀裂からの脆柱破壊発生特計を把握し、船殻の数令的摂轄である院性破壊による重大傾輸防止の基礎検討資料を得らことである。なな，本研究は委員会にないて審議決定した研究計画の基本力針にもとづき,実験担当委員を中にとした幹事会をたぶたぶ開催し、詳細な技術的劣接讨その他を行なって実施したものである。研究の全体計画は、後述のように３ケ所にわたるものであるが、本物告書はその様2-年度分の移過報告書といてとりまとめたものである。
2 ．研究の目的・内容
送計の改善・工作技術の進步・製鋼技術の進步による鋼技の改良等により,今日では客談的な設計・エ作・材料で結誤が建造される以上，微小な溶接欠陥などから直接脱社6皮壊が発生し、重大損傷に発展することはまずないといえよつ.しかしながら，構造的・奇辞的応力集中部である隅向流様等の流様ク語から抜労亀裂が発生・主長するような損傷例が、最近かなり多く報告されている.廃れ性s放壊条生材柱は，忘力・湿度・ケ隋の大きさの函数といて表現できること称判明しているので，疲労亀梨の長さバある限界値を越えれば，随性破壊に移行する危険性があるわけである。路性電裂発生に関しては，これまで疲労電裂との関連性に重点をないたいくっかの6月究結果が報告されているか,それらの多くは供試試験片として平抜を使用している。したがってそれらの試験片での疲労息梨灸生状況（疲労畜積状況）は，実際の物読技構造にれける疲労電裂発生部と比較いた場合，均束条件にかなりの差があるものと考えられる。それゆけ，平抜で行なった研究結果を、絶結殻構造のように拘束の強い部材に現われる疲労損傷おに、そのまま通用できるかどうかは，今後早急に充明する小要がある・以上の観点から，明沼和45～47年の３ヶ年計画で，簡単な３次元モデル試験片を禁託して、実際の能殻構造におけると同様な均乗の強いお訳材に発生した疲労避裂からの路性破壊を生現象を究明するため、以下の研究を実施中である。
(1)　材料は材酸
供試函の基本的撰械部分共質を把握するため， V -ノッチ站よびプレス-ノッテシャルピー術撃試験ならびに丸棒引張試験を実花する。 (2)　脱柱:裂冬生試験快試通の脆性:裂裂条生特性、ならびに隅肉深様券の均束部を有いた3次元モデルに北ける絶性動裂発生特性を把握するため，中央切欠き型ディープ。ノッチ試験ならびにモデル乾柱亀裂発生試験を実抱する。 (3) 夜労試験隅肉沈様郡を有いた3次元モデルにおける隅肉沈様にそっての痕労亀裂秀生・生長状況を求めるため， 3次元モデルを供述式し室温にて疲労試験を実施する。 (4) 液分電裂からの脆性破壊杂生試験隅内流様等の均束部を有いた3次元モデルにおける. 阿魯内流様にそっての液労働く，あるいは拘束部に発生いた疲労範程からの施性範裂疾生特性を把握する. (5)　残留心力計測脆性亀裂発生試験・疲労試験・疲労電裂からの脆性吸壊発生試験等に供試するモデルの茨廷器応カ分布を計測すする。以上を総合解析し、施設長の照内流移を拘束部の流接久陥から照内流接部にそって秀生するような疲労電裂からの脆性破壊奈生特性を定물的に抱握し，船殻の数命的傾傷である時性吸壊による重大損傷防止の基礎検討資料を得るものである.なお，昭和46年度は，昭和45年度に天徳いた子婚的試験と同ニチャジの株試鋼，すなわち，現在船殻に多量に使用されている一般船体用軟鋼板A級鋼(KAS,板浮20mm )を供試し、能性亀裂裂冬生試験、疲労試験、疲労亀裂からの脱小辻麻壊発生試験者を実施した。
3 .ルだ読材
供試材は、45年度に家施いた子構的結式験と同一チャ-ジの供試材,すなわち,現在能s級に多電に使用されている一般航以本用較網抜、 KAS鋼（板原20mm）を使用した。快計材オの化学成分はよび機械的性質を表1に示す。供試材の基本的な機械的性質を把握するため、45年度と同様に，板厚中央部庄建方向より採取した6 mm²九棒試験片を/步試して室溫～ - 196 °Cにてる/残試験を実施した。試験結果を図りに示す。さらに，患本的な報性を求めるため、 45年度と同様に,板摩中央部圧延之向より採取した試験片による標準V -ノッチシャルヒ° 衝撃試験を実苑いた。試験結束を図２に示す。図２より，名遼移湿度は下記のにどとくであることが確認された。
以上の結果から，45年度使試材と46年度使試材とでは，31張試験結果の各種機械的性質拡よびシャルピー衝撃試験結果の黎性に，ほとんど差がないことが行復認された。
4 ·腕性数裂を生試験
上述のことく，快試材の各種機械的性質が，45年接供試材とはとんど同一であったので，供試材の防性も裂裂条生持性も同一であるとみなされる。したがって今年度は隅肉流様部を有いた３次元モデルにおける隅肉流様Toe部に存在する切欠きからの能性を裂奈生特性の抱嫁のみを目的に，モデル舵性電裂祭生試駅を家苑しに.
4.1 供試モデル
荷重重適な向にStiffcnerを有し，その照内流域Toe部に全長240 mmの中央切欠きを有した，幅400mmのモデル2種類（Ａ型，Ｆ型））と，幅1250mmのモデル|種類( R型)を供試した。 A型モデルは, Stiffenerの高さを200 mmとし, F型モデルは!0mmとした。また。RA型モデルはStiffenerの高さを615mmといた。。各モデルの形形状ならびにStiffenerの略内流様条件を、図３〜図５に示す。 A型とF型とにより,  Stiffener陶肉落様Toe部に存在すする切尔きからの膀性:裂裂祭生特性に及ぼすStiffener高さの影響を抱援するのバ目的である。さらにRA型を加えることにより，寸法の影響を把握するのかr目的である。
4.2 試験結果
A型，F型ぱよびR A型モデルによる乾性đ裂発生試験結果を、表2に一覧する。表21-示いた廃柱敷裂秀生に閉するFracture ToughnessのParameter Kci癒は， Stiffenerの影響，すなわちStiffenerによる板厚方向の拘束の影響を考慮せずに求めた値である。また，Ａ型，Ｆ型，ＲＡ型各モデルについて，脆性;裂発生応力(破壊応力Onet ）と湿度との閉係を図すに,  Kci値と湿度との関係を図7に示す。さらにC O D植(平均値)と温度との関外系を図8に示す、C O D植は，静電な愛による計測形法を用いて測定したものである。さらに，各モデルの破断状況を享真し～享真日に示す.図６に示したごとく， A型， F型， RA型いずれのモデルにおいても， 100°C程度で脆性数裂発生応力が極小値を示している。その理由については種々のことが考えられるか定かではない。したがって，原因造苑に関しては今後の問題としてとりあげるべきてみろう。 107のKci値と湿度との関係線図は平均値を示けにものである。 A型に比べてF型の脆性破壊発生特性が老千良くなっているのは，一見，Sbiffenerががたいために拘束が小さくなったためと考えられるが，本件に関しては後述することにする。さらにＡ型に比べてRA型の能性破壊ぞ生特性が若干良くなっているのは,試験片幅に対する切欠き長さの比がかなり異なるためと考えられるか,本件に関しても後述することにする。さらに，函８に示したごとく，A型，RA型のC.O.D.値とF型のC.O.D.値とでは，湿度との相関性に老千の差があることを認めざるをえないようである。
5 .疲労試験
隅肉溶様部を有した？次元モデルにおける隅肉溶様にそっての疲労電裂発生・生長状況を抱頻するのが自的である。 45年度に，荷重オ何e 45度カ向にStiffcnerを有したモデルについて，室湿・荷重一定条け・片核リラl상疲労試験を家拖して，頒労亀裂案生・広長状況を把残いた。したバッて今年度は，奇東重面方向にStiffenerを有したモデルについて，家溫・荷重一定条件・片振り引張疲労試験を実施した。 5.1 供訪モデル前項の能性避裂発生試験に供試したＡ型モデルとはは阿形の兵型モデル，すなわち。物400mmで荷重重適方向に高さ200mmのStiffenerを有し，その階内深接Toeがに全長200mmの中央切欠きを有したモデルを(禁試した。棋試モデルの形状ならびにStiffenerの階内流球条件を図9に示す、
5.2 試験結果
高応力条件の試験には， 200 tonアムスラー型方能試験模に応サイクル径返い油圧発生装置を組み合せたものを使用し，地応カ条件の試験には， 240 ton油圧疲労試験機を使用いた、 200 tonアムスラ-型ろ能試験機での疲労試験実地状況を安真12に示す。痕労試験結果を表３，図10〜図12に，また，各モデルの試験後の疲労動裂の状況を享真I3，享真I4站よび図I3に示す。凶I0は、疲労亀裂成長状況すなわち，榛返し回数と疲労亀裂の広長との関係を各モデルについて計測した結果を示したものでである。図川は縁返し赤力帳憶で示したS-N曲線であり、図I2は縁返し最大応カで示したS-N曲線を示したものである。さらに疲労試験に先がけ， A型モデルについて，氏抗総垂ゲ-ジを使って流カ分布状態を計測した。計測結果を図14および図15に示す、図14は主応カ分布状態を示したものであり，図15は商重平行才向および直角才向応力の分布状態を示したものである。
6 .夜労亀梨からの能性破壊発生試験
隅内流接等の均束部を有した３次元モデルに站ける，阿隅街流様にそっての疲労亀裂あるいは拘束部に発生した疲労亀裂からの脱性意く発生持けを抱握するのが目的である.今年度は，荷重重直之向にStiffenerを有したモデルについて，隅肉湾様にそっての疲労電裂からの脆性电裂発生特性を把握した。
6.1 供試モデル
前に記した結性電裂桑生試験あるいは疲労試験に/禁試した， A型モデル, A型モデルとはは同同形のAf型モデルを供試した。すなわち、幅400mmで対重重直方向に高さ200 mmのStiffenerを有し,その隅肉滚様Toe部に全長220mmの中央切欠きを有したモデルを供試した。烘試モデルの形状ならびにStiffenerの隅肉溶様系性を図I6に示す. 6.2 お坑駿特束A’型モデルを使試し，室溫・荷重一定条件で片板りる|張疲労により，中央切欠き先端に約10mm（片側）の疲労範裂を発生させ，すなわち，疲労範裂も含め全長240mmの中央切欠きにして，認性吸壊発生試験を実施した。疲労働裂発生条件としては，グロス応カで応力頻幅13kgh㎡のLow Cycle条件,および5 kg/mm²のHigh Cycle条/牛といた。応力祇幅13 kg/mlの痕労龜裂発生試験には，低サイクル緑返し油圧発生装電付200 tonアムスラ-型方能試験機&使用し，忘力板幅5 kg/mdの疲労電裂発生試験には， 240 ton油圧疲労試験対策を使用した。疲労亀裂発生系持ならびに脱性破壊発生試験結果を表4に一覧する。また腕性破壊疾生試験結果，すなわら，疲労亀裂からの膀性s脱ዴ発生試験結果を図17はよび図I8に示す。さらに，疲労電裂からの脱性破壊発生試験にないて計測した: C.O.D値（平均匀値）と湿度との関係を図19に示す、疲労電裂をLow  Cycle条件で発生させたモデルについては， C.O.D値は静電な量による計測法を用いて測定したものであり，疲労働裂をHigh Cycle条!年で発生させたモデルについては，クリップ　ゲシを用いて測定したものである。さらに，冬モデルの破断状況を写真15～写真22に，また疲労亀裂をHigh Cycle条けで発生させたモデルについてのみ，疲労動裂はよび脆性動裂に橘状況を超20に示す。表４および図!8に示した脆性象裂祭生に関するFracture ToughnessのParameter Kci値は， Stiffenerの彩響，すなわちStiffenerによる扱履才向の均束の影響を考慮せずに求めた値である・図I8に示いたKci値と湿度をの閉係線図Iは平均値を示したものであり,疲労乱裂からの腕性破壊杀生特性は，疲労電裂をHigh Cycle条件で発生させたモデルに比べ,疲労重裂をLow Cycle系持で発生させたモデルVのオッ若干良くなっていろようである。
7．礼嫁結果の考察
以上に述べたことく，明3年046年度はは， ①　斎重重適方向にStiffencrを有し，その隅内流挟Toe部に存在する加久きからの虎性影祭生持性の地爆②　高重重画オ向にStiffenerを有したモデルの， Stiffener国国海流接Toe部にそっての疲労亀裂発生・生長状況の把握③  結重重点オタ向け: Stiffenerを有りたモデルのStiffener(照内i交様Toe部にそっての疲労亀裂からの脱性亀裂発生特性の把握等を重点的に突然した。以上の試験結果について検討した①　疲労動裂の成長② 3次元モデルにおける脆性破壊条生持性③　３次元モデルにはける疲労電努かっの脱性破壊発生!特林性等についての若干の考察を以下に述べる。 7.1 夜労亀梨の成長について痕労亀裂の成長については，これまでに多くの材料について実施された膨大な研究結果がある。しかし，そのほとんどは平板試験片によるものであり，本研究で供試したような， Stiffener階内流様Toe部，すなわち均束の強い部材に発生・生長いた疲労亀裂を対象としたものではない。したがって，先に述べたごとく，荷重重直オ向にStiffenerを有したモデルのStiffener開因流様Toe移にそっての疲労働彩の成長について定番的な検討が出来るように整理してなくことは高義あることである。先に記いた，疲労試験によぶ疲労動裂からの腕性破壊条生試験には禁試したるモデルについて，疲労亀裂の応長状況を，疲労亀裂先端の応力頻幅に対応するStress  Intensity  Factor 4K z ,疲労勤裂応長速度独ትとて整理すると図2Iのごとくなる。一般に，dK～就- zの閉係は， d = Co · K ~ - - - - - - - - - d N - - - - -  ( 7.1 )ただし,  Co, N =材料定数て表示されることが判明している。図2!に示したごとく，実験式は物略下記のごとくなるものとみなされる。 da = 1.64 x !0~"× ΔK³*² - - - - - ( 7 . 2 )すなわち，奇動垂直方向にStiffenerを有し，そのStiffener隅内流様Toe部にそっての疲労電裂の成長に関し,"家湿・荷重一定条!!"昆坂り31張疲労の協合, (7.2)式が確認されたわけである。ただし，各モデルについての，疲労亀裂先端の応力候幅に対応するStress Intensity Factor ΔKの計算には， Stiffenerの影響，すなわらStiffenerによる板厚方向の均束の影響は考慮していない.次に，（7.2)式を使用して，荷重重直之向にStiffererを有した短限板の, Stiffener[野内流様にそっての板辱寄這型旅労電裂の成長について推定してみまう。"すなわち，初期電裂80mmから，想定電裂長さ140mm, 200mm, 400mmm, 1000mm , 2000mmまで成長する寿命を求め，緑返し応力と緑返し回数との閉ﾙ系として表示すると図22のごとくなる。すなわち, (7.2)式により.本6許究に株試した鋼板（ KAS鋼）と同等程度の材料により建造されている溶接構造物によりるStiffener隅肉溶接にそっての疲労働裂の成長について，定量的な推定が可能になったわけでみる。 7.2     3次元モデルによりる脆性破壊糸生排性について先に記いたごとく，今年度幅試した，Ａ型，Ｆ型，ＲＡ型，Ａ型のいずれのモデルに対しても，脆性亀裂発生に閉するFracture ToughnessのParameter Kci植の計算には， Stiffenerの影響，すなわち， Stiffenerによる複層方向の村均束の影響は秀應いていない。すなわち，平板に対する´ Stress Intensity Factor ( Ｋ徳)の計算式をそのまま利用した。そこで. Stiffenerによる影響がどの程度のものであるか定量的に接討するため、先に述べた施性を裂察生試験結果のうち，特にA型なよびRA型モデルにっぃて，有限季素注による計算結果と比較・検討を試みることににする。
7.2.1 有限要素法による計算結果
A型によびRA型モデルの負荷状態における外力を，計算の硬宜上図23のように一端を固定，地端を一様応力のとしたが，後述する応力分布からも，このような外力条件にしたことによる実際との差異は，ほとんどないと思われる。 A型およびRA型モデルの主板，ならびにStiffener板に対する要素の分割を,それぞれ図?4,図25に示す. Stiffener坂と主板との隠内流接に対する考慮としては，流様したことによる熱野響は考えすに，幾何多的効果すなわち隅肉落様によって，その部分における主板の板厚が増したと同じ効果をもたせた．また主板はよびStiffener板をそれぞれ平面応力状態として独自に計算し、それらにおける連続条件といて，横方何の変位Uを計算の縁返しにより合せた。従って，実際の脆性6波速楽生時の主抜において生じているであろう. Stiffener板および尾肉恣様部分による板厚才向の均束は封算の過程には入って来ていない。さて，計算結果の一例として，Ａ型およびRA型モデルの主板における応力分布を図26に示す。図26において切欠き先端け近の切欠きに直角才向の応力,すなわちのの分布から， A型はよびRA型モデルに対する切欠き先端のStress Intensity Factor ( K徳)を求めると次のようになる。 Ka - - - - ( 7 . 3 ) = Fa - Offic fer Kra - - - -  ( 7.4 ) = Fra - - - - - - - - - - - - - O / πC  f  d)ただし、 K A = A型モデルに対するK値Kra= Ra型モデルに対するK植F A = A型モデルのStiffener板による補正係数Fra= RA型モデルのStiffener板による補正保数となくと、 F RA = 1.03  ー - - - - - - - -となる。すなわち、Ａ型なよびRA型モデルにないて，同一試験片寸法でStiffener板なしの場合に比べて， Stiffener板がある場合の破壊高重は，それぞれ約19％および約3 %減少することがわから。きた， A型とRA型のK虐計算結果を比較すると，切欠き長さの板幅に対する比が大きいＡ型モデルの方が、 Stiffener核によって携方向の変位以が均束さ— 8 - F A = 1.23  - - - - - - - - -- --- - - - - - -- ------- -(7.5) - - - - ( 7 .6 )れるため，上記のような補正係数の差となって現われたものと考えられる。 7.2.2   脆性亀裂疾生試験結果に対する考察A型! 』びRA型モデルについての有限季素法によるK値計算式いある(7・3)式および(7.4)式を用いて，図7に示した脆性金裂発生試験結果を補正すると図71のごとくなる。すなわち，A型モデルについては補正前後の値を矢EPにて示した。また図27には，45年度に実施した株試鋼素材の中央切欠き型デメープノッチ試験の結果も合せて示した。四27より，明らかなことく，素材，Ｆ型なよびＲＡ型の能性破壊発生特性に比べA型が若千低いものの，はとんど有意差はは認められないようである。しかしなから，Ａ型か若干協いのは，有限要素法による計算では考慮に入れられなれった，板厚オ向の拘束等が， R型に比べ大きかったものと思われる。
7.3  3次元モデルにおける疲労動裂からの脆性破壊発生特性について
先に、騎性動裂発生試験の項で述べたＡ型モデルの胯性破壊発生持性と，疲影電裂からの腕柱s皮壊装生試験の項で述べたA*型モデIの腕柱s皮裝を生持柱とを比較検討することにより、荷重重値オ向にStiffenerを有したモデルのStiffener隅肉落様Toe部に存在する初的切欠きなよ心疲労電裂からの肠性破壊発生特性の差について把頻してみょう. A型はよびA型モデルの能性s皮装発生試験結果，ならびに45年度に実施した供試鋼素材の中央切欠き型ディープノッチ試験結果を，図28,図29に示す、またそれらの試験にないて計測したC.O.D.値（平均値）と湿度との関係を図30に示す。図?9に示した，A型，A型モデルについてのKci値は，先に述べた，有限夢素法によるＫ姉計算式である(7.3)式を用いて補正したものである。図?9より，ぐ型モデル，すなわち，疲労;裂からの脆性破壊発生特性が，見掛け上，初削加欠きからの脆性破壊条生特性より優れているといえる。しかも,疲労働裂発生条件の応力振幅がr比較的大きいLow Cycle系列で発生させた疲労亀裂からの能性破壊発生持性の方が、応力板幅が小さいHigh Cycle条州牛で発生させた場合より若干疲れているといえる。この理由として考えられることは，疲労範裂先端时近の圧縮残留応力による,見掛け上の破壊雑度の上昇であろう.次に，疲労亀裂からの脆性破壊秀生試験にないて，疲労亀裂秀生最終過程での疲労亀裂先端のＫ値，すなレち疲労蓄積最終時のＫ値（2oKf）と,その疲労亀裂からの腕柱破壊発生試験における-100°CでのKci値(-100Kci )との相関関係について検討してみょう、先に述べたＡ型モデルでの脆性吸速発生試験結果の他に，けほぼ同程度の快試れ才（抜廢20mmの一般能体用軟鋼板， LDS鋼）について類以の条件で行なった,平板試験片での疲労働裂からの脆性破壊発生試験結果'' ε図31に合せふす。さらに，図31に示した各グル-プの快試試試験片について，疲労電裂発生条件から2oKfを求め，図3!から-1ooKciを求めて，それらの抱閉閉係を図示すると，図32のごとくなる。図32より，平板試験片に比べ，Aず型モデルの方が，疲労動裂からの脱性破壊発生特性に対して，疲労蓄積条件すなおち疲労重裂発生条件の影響を受け難いことが明らかである。
8 .然も　10
切葬46年度に実施した，荷重重直オ向にStiffenerを有した３次元モデルに対しての廃性後裂発生試験，疲労試験，疲労電裂からの脱性吸壊発生試験により,以下の特論が得られた。 t）腕性後裂発生特性におよばすStiffenerの影響,ならびにStiffenerダウ肉法接Toe部に存在する切欠きからの能性避裂発生特性におよばす寸法効果なよびStiffener高さの影響等が定番的に把握できた. 2)  Séiffener飛肉流様Toe部にそっての疲労亀裂の成長状況について定量的に把握できた。また，その実験式を利用して、溶接構造物には11名Stiffener隅肉深様にそっての疲労電裂の成長について定量的な推定が可能になった。 3）有限要素法による計算により. Stiffener運肉落様Toeがにそっての切欠き先端のStress  Intensity  Factor （K値）に及ぼすStiffenerの影響が定量的に把握てきた・ 4）平板に比べStiffener野野肉滚様Toeおoような均束部材の方が渡労亀裂からの虎性破壊桑生持性に対して，疲労電裂発生条件の影響を受け難いことが明らかになった。
系考文献
1）吉哉雅夫,金沢武，町田逸，失象浩。他，“鋼材の脆性吸壊桑生特性におよぼす疲労の影響”，送船協会論文集共121 ς，평42. 2)全沢　試,町田　進,矢島　浩,青木　満,他, “鋼林の腕性吸壊発生将性におよばす疲労の緊響(外2報)”,日本造船多会論丈集外126多人8344.
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3）日本造航站开究協会, “航設の航柱破壊に及けずす恣技部疲労亀裂の影響に関する研究（キロ21研究部会）”，日本送船研究協会研究資料No.137，9546. 4) ASTM , “ Fatique  Crack  Propagation ”,  ASTM  Special  Technical Publication  No. 415 , 1967
9.むすび
上述のように，明和46年度の研究では，荷重重面才向にStiffenerを有した３次元モデルになけるStiffener開向法様Toe移について重点的に実施し、施性電裂袭性特性，疲労亀裂が成長状況，疲労亀裂からの施性亀裂袭性特性等，船殻の重大損傷防止に関連した有用な基礎設計資料が得られた。なお，特定的な結論については，引き続き実施予定の昭和47年度研究結果を統合的に解析した上で柔めることにしたい。表1. 供試材の化学成分ならびに機械的性質
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あ2.  歴性亀裂ጅ生試験結果一覧

* 45年度天池分
حs BK技練結-先生は参# HE -ד17国... -- . in --- . - i- : - : . L色結果( ↓ iss裂発生ep #広9 IZ _!---- · - : ----; . - . ----! . ... . . . . TOP 1 — 1.9 — -21- （試験温度-100°C）写真6，熊柱亀裂発生試験における破断状況（F型モル，試験湿度-100°C, -180°C)写真7 . 脆性電裂発生試験に掲げる破産状況（Ｆ型モデル，読験温度-140°C） (お惑湿度  - 70°C  )写真8．脱椎動裂発生試験における破断状況（Ｆ型モデル）,試験温度-120℃,-70℃) (前段品形- 133°C) (お受惑区-100℃)駅長9. ( RA型モデル,試験温度-133C , -100℃) (計除定度-72°C )ぼ10. 能性電裂発生試験に指ける破断状況(RA型モデル試験温度-72℃ -152℃)写真！！　 （RA型ヒテル試験品使- 124°C ） (Ω) (b) 側面浮真12.
表3 。
図10. 疲労電裂成長状況(A'型(忘力帳幅34 kg/mm² )牙真I3.   疲労亀裂伝播状況写真は、疲労亀裂伝播状況液労お死結（A'-2）の主応力図14.労亀裂床構状況1週図13.労試験片( A'-2)のて,サオ向流少した
疲労亀裂かの能性威壞ゲ生試験結果(492 8 A ----- 19 39   deparation s IA 431 A : A : A : : A -1 � : O V K i -2 s of th A HFA ant of ::LONEIGN !!! 19 र्रे TECH車Office s of the 27日2018 !! r and t ( 1 0 0 ) ITTIESE s of the n a al a li ... !!! . l i and the 191 i 12 : -A39. of the content and the ( ) A sing hsight : A -1 : ili ( 2011 ) -0 1.7. - ◆ F 0 ... F l the K e A-5 RONICE (1999)は格uing t land al de /…/!!! lian N !!!! मि is in ( ) D. You will tole , Think 
 
 
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 2026 (b)、RA型モデルの主板にはなかかB.切削が欠け込む疲労働裂からの廃住婚凍発生試験結果(** 2730. thilingされて流行電裂からの能性破壊発送験における… .0.0.计源結20KF：夜分割換最終時のK値（試験過度RT=200）.. -100Kc;: 疲労亀裂かの腕性亀裂発生P閉Kc備,たに温度-100℃に対する値. : □図32.._技術電裂式の防性電裂茶性特性以は疲労蓄積の影響...