JP5754242B2 - 鋼構造物の使用限界予測方法 - Google Patents
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Description
その結果、前記鋼構造物と同じ材質及び同じ板厚で、前記鋼構造物に発生した欠陥と同じ寸法の切欠を付与した小型試験片を用い、該小型試験片に溶接条件に応じた再現熱サイクルを付加した後に引張試験を行い、得られた各パラメータから延性破壊抵抗曲線を導出し、有効延性破壊パラメータαeffの値が、所定値に達するときの有効開口変位δeffを前記限界有効開口変位と定めることにより、上記課題を解決できることを見出した。
(1)鋼構造物に発生した欠陥が、延性破壊によって該鋼構造物の板厚を貫通するときの有効開口変位である限界有効開口変位を検出することで、前記鋼構造物の使用限界を予測する方法であって、前記鋼構造物と同じ材質及び同じ板厚で、前記鋼構造物に発生した欠陥と同じ寸法の切欠を付与した小型試験片を用い、該小型試験片に溶接で想定される熱履歴を再現した再現熱サイクルを付加した後に引張試験を行い、得られた延性亀裂長さΔa及び局所くびれ量Raと、前記小型試験片の初期の板厚と初期欠陥深さとの差tとから、下記式(1)に基づき有効延性破壊パラメータαeffを算出し、ついで、該有効延性破壊パラメータαeffと、測定した有効開口変位δeffとの関係から、下記式(2)の延性破壊抵抗曲線を導出し、得られた延性破壊抵抗曲線における有効延性破壊パラメータαeffの値が、1.0に達するときの有効開口変位を前記限界有効開口変位と定めることを特徴とする鋼構造物の使用限界予測方法。
記
αeff=(Δa+Ra)/t ・・・(1)
Δa:延性亀裂長さ、Ra:局所くびれ量、t:初期の板厚と初期欠陥深さの差
δeff=aαeff b ・・・(2)
δeff:有効開口変位、αeff:式(1)で示される有効延性破壊パラメータ、a,b:材料定数
(2)前記小型試験片が、DNV-RP-F108に準拠したSENT(Single edge notched tension)試験片であることを特徴とする上記(1)に記載の鋼構造物の使用限界予測方法。
(3)前記再現熱サイクルが、溶接で想定される熱履歴を試験片に加えることを特徴とする上記(1)に記載の鋼構造物の使用限界予測方法。
(1)内圧のかかる構造物がリークへ至るまでに許容できる外力(変形量)について、実構造物を用いなくとも高い精度で予測できるので、当該構造物の使用条件を容易に判別できる。
(2)鋼構造物に作用する外力(変形量)が決定している場合、当該構造物に許容できる欠陥寸法も簡易に予測できるので、欠陥の補修可否の検討等メンテナンスにも活用でき鋼構造物の長寿命化及び維持コストの低減を実現できる。
(3)特に、鋼構造物に周溶接部に欠陥が発生した場合であっても、再現熱サイクルを付加した小型試験片を用いることによって、使用限界を把握することが可能となる。
本発明は、鋼構造物に発生した欠陥が、延性破壊によって該鋼構造物の板厚を貫通するときの有効開口変位である限界有効開口変位を検出することで、前記鋼構造物の使用限界を予測する方法である。
また、前記有効開口変位δeffとは、図1に示すように、切欠(初期欠陥)10の先端における欠陥長さ方向の垂直線に対して左右45°、つまり欠陥10の先端から90°に引いた線(破線)が、切欠10の両壁と交わる二点間の変位のことをいう。具体的には、切欠表面に取り付け高さが異なる2つのクリップゲージ変位から切欠部分の変位量を算出するダブルクリップゲージ法(非特許文献2を参照。)よって測定することができる。
(a)鋼構造物の延性亀裂の進展挙動は延性亀裂20が切欠最深部10aから発生した後、厚さ方向に進展し、最終的に鋼構造物の板厚を貫通することで内容物のリークへと至る。
(b)図1に示すように、延性亀裂20が進展する部位では、同時に鋼構造物の厚さ方向に局所くびれ30が生じて鋼構造物の肉厚が減少し、より貫通し易くなる。
(c)特に、延性亀裂長さΔa及び局所くびれ量Raによって式(2)に基づいて算出される有効延性破壊パラメータαeffが、1.0になるとき延性亀裂20の進展量Δa及び局所くびれ量Raが急激に大きくなり、延性亀裂20が鋼構造物を貫通し、リークへと至る。そのため、有効延性破壊パラメータαeffを指標として1.0に設定することで、鋼構造物の限界有効開口変位を検出することができ、その結果、内圧のかかる鋼構造物の使用限界(リーク発生点)を予測することができる。
(d)前記鋼構造物の延性亀裂進展挙動については、図1に示すように、小型試験片1を用いた引張試験における延性亀裂進展挙動として再現が可能となる。
(e)また、特に周溶接部分に欠陥を有する鋼構造物の延性亀裂進展挙動を予測する場合には、小型試験片に再現熱サイクルを付加した後、所定の引張試験を行うことによって再現が可能となる。
記
αeff=(Δa+Ra)/t ・・・(1)
Δa:延性亀裂長さ、Ra:局所くびれ量、t:初期の板厚と初期欠陥深さの差
δeff=aαeff b ・・・(2)
δeff:有効開口変位、αeff:式(1)で示される有効延性破壊パラメータ、a,b:材料定数
(引張試験)
本発明では、所定の小型試験片を用い、該小型試験片に再現熱サイクルを付加した後に引張試験を行う。
本発明では、引張試験によって得られた各パラメータから、図2(a)に示したような延性破壊抵抗曲線を導出し、該延性破壊抵抗曲線における有効延性破壊パラメータαeffの値が、1.0に達するときの有効開口変位δeffを前記限界有効開口変位と定める。
αeff=(Δa+Ra)/t ・・・(1)
Δa:延性亀裂長さ、Ra:局所くびれ量、t:初期の板厚と初期欠陥深さの差
δeff=aαeff b ・・・(2)
δeff:有効開口変位、αeff:式(1)で示される有効延性破壊パラメータ、a,b:材料定数
例えば、三次元弾性有限要素解析によって欠陥を有する構造物の有効開口変位と構造物の軸方向作用歪の関係を求めることができ、得られた有効開口変位が限界有効開口変位に達するときの鋼構造物の軸方向作用歪みを鋼構造物の使用限界として予測する方法を用いることができる。
操業圧力が22.4MPa、鋼管サイズがφ508×14.3tであり、表1に示す周方向表面欠陥を有するパイプラインが軸方向に大変形(延性破壊)を受けたときの、パイプラインの使用限界について予測を行った。
(II)再現熱サイクル付与後、各小型試験片に対して引張試験を行った。引張試験については試験片ごとに異なる引張負荷レベルで引張途中除荷試験を行った。
(III)その後、除荷した試験片の中央断面を観察して、図1に示すように、各パラメータ(延性亀裂長さΔa、局所くびれ量Ra、小型試験片の初期の板厚と初期欠陥深さとの差t及び有効開口変位δeff)の測定を行い、得られたパラメータから、次式(1)に基づき有効延性破壊パラメータαeffを算出した。
記
αeff=(Δa+Ra)/t ・・・(1)
Δa:延性亀裂長さ、Ra:局所くびれ量、t:初期の板厚と初期欠陥深さとの差
(IV)その後、各試験片についての、有効延性破壊パラメータαeffと、有効開口変位δeffとの関係から、次式(2)の延性破壊抵抗曲線を導出した。
δeff=aαeff b ・・・(2)
δeff:有効開口変位、αeff:式(1)で示される有効延性破壊パラメータ、a,b:材料定数(本実施例では1.7、0.42)
(V)そして、得られた延性破壊抵抗曲線における有効延性破壊パラメータαeffの値が、1.0に達するときの有効開口変位δeffを前記限界有効開口変位と定め、パイプラインを再現した三次元弾塑性有限要素解析(解析コードは、汎用の解析コードであるABAQUS Standard Ver.6.7を使用。)を用い、定めた限界有効開口変位に達するときの軸方向の作用歪みを、評価パイプラインの使用限界と予測した。
評価パイプラインに生じた欠陥及び小型試験片に付与した切欠のサイズが異なること(表1を参照。)以外は、実施例1と同様の条件によって、評価パイプラインの使用限界を予測した。
予測結果の妥当性を検証するため、前記評価パイプラインについて実際に軸方向引張試験を行い、リークが発生する際の軸方向作用歪みを測定し、各実施例で予測した軸方向作用歪みと比較した。測定結果を表1に示す。
また、有効延性破壊パラメータαeffの影響を調べるため、各実施例について、有効延性破壊パラメータαeffが1.0、0.95、0.90、0.85、0.80に達したときの有効開口変位δeffを限界有効変位と定めた場合と、実際にリークが発生する際の限界有効変位との間の誤差を図5に示す。
10 切欠、初期欠陥
20 延性亀裂
30 局所くびれ
a0 初期欠陥深さ
Δa 延性亀裂長さ
Ra 局所くびれ量
t 初期の板厚と初期欠陥深さとの差
T: 初期の板厚
δeff 有効開口変位
Claims (2)
- 鋼構造物の溶接熱影響部に発生した欠陥が、延性破壊によって該鋼構造物の板厚を貫通するときの有効開口変位である限界有効開口変位を検出することで、前記鋼構造物の使用限界を予測する方法であって、
前記鋼構造物と同じ材質及び同じ板厚で、前記鋼構造物に発生した欠陥と同じ寸法の切欠を付与した小型試験片を用い、該小型試験片に、溶接の800℃から500℃までの冷却速度を再現した熱サイクル試験を付加した後に引張試験を行い、
得られた延性亀裂長さΔa及び局所くびれ量Raと、前記小型試験片の初期の板厚と初期欠陥深さとの差tとから、下記式(1)に基づき有効延性破壊パラメータαeffを算出し、ついで、該有効延性破壊パラメータαeffと、有効開口変位δeffとの関係から、下記式(2)の延性破壊抵抗曲線を導出し、得られた延性破壊抵抗曲線における有効延性破壊パラメータαeffの値が、1.0に達するときの有効開口変位δeffを前記限界有効開口変位と定めることを特徴とする鋼構造物の使用限界予測方法。
記
αeff=(Δa+Ra)/t ・・・(1)
Δa:延性亀裂長さ、Ra:局所くびれ量、t:初期の板厚と初期欠陥深さとの差
δeff=aαeff b ・・・(2)
δeff:有効開口変位、αeff:式(1)で示される有効延性破壊パラメータ、a,b:材料定数 - 前記小型試験片が、DNV-RP-F108に準拠したSENT(Single edge notched tension)試験片であることを特徴とする請求項1に記載の鋼構造物の使用限界予測方法。
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JP2011118400A JP5754242B2 (ja) | 2011-05-26 | 2011-05-26 | 鋼構造物の使用限界予測方法 |
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JP2011118400A Active JP5754242B2 (ja) | 2011-05-26 | 2011-05-26 | 鋼構造物の使用限界予測方法 |
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