JPH0635971B2 - 金属材料の余寿命予測法 - Google Patents
金属材料の余寿命予測法Info
- Publication number
- JPH0635971B2 JPH0635971B2 JP62258087A JP25808787A JPH0635971B2 JP H0635971 B2 JPH0635971 B2 JP H0635971B2 JP 62258087 A JP62258087 A JP 62258087A JP 25808787 A JP25808787 A JP 25808787A JP H0635971 B2 JPH0635971 B2 JP H0635971B2
- Authority
- JP
- Japan
- Prior art keywords
- remaining life
- crystal grains
- creep
- creep damage
- shape
- Prior art date
- Legal status (The legal status is an assumption and is not a legal conclusion. Google has not performed a legal analysis and makes no representation as to the accuracy of the status listed.)
- Expired - Lifetime
Links
Landscapes
- Investigating And Analyzing Materials By Characteristic Methods (AREA)
Description
【発明の詳細な説明】 〔産業上の利用分野〕 本発明は、金属材料の余寿命の予測に係り、特に、ボイ
ラ等の高温・高圧下で使用され、クリープ損傷を受けた
金属材料の余寿命予測法に関する。
ラ等の高温・高圧下で使用され、クリープ損傷を受けた
金属材料の余寿命予測法に関する。
火力発電プラントや化学プラントなどの高温・高圧下で
長時間使用される機器では、運転中に実機の使用材料が
クリープ損傷を受け、材質が劣化することは良く知られ
ている。このような材質劣化は、メタル温度、作用応力
及び使用時間によって支配されるものであり、火力発電
プラント用ボイラーではこれらの支配因子を考慮し、通
常１０万時間（通常運転で約１５年）の寿命を持つよう
に使用材料の材質、寸法等を決めている。しかし、この
ようなボイラーにおいて、数万時間で材料が破損する事
故がしばしば発生している。この原因としては燃焼ガス
の偏流などによるメタル温度の予測外の上昇、材料の偏
析などに起因する異常な材質劣化、例えば、シグマ相脆
化などが考えられる。また最近では設計寿命である１０
万時間を越えた発電プラントが増加してきており、更に
原子力発電プラントのベースロード運用化に伴い、中間
負荷運用や毎日起動停止など使用条件が苛酷になること
が予測される。このようなことから、材料の余寿命を的
確に予測し、補修、交換時期を提案することによってプ
ラントの寿命を延長することができる技術を開発するこ
とが必要になってきている。
長時間使用される機器では、運転中に実機の使用材料が
クリープ損傷を受け、材質が劣化することは良く知られ
ている。このような材質劣化は、メタル温度、作用応力
及び使用時間によって支配されるものであり、火力発電
プラント用ボイラーではこれらの支配因子を考慮し、通
常１０万時間（通常運転で約１５年）の寿命を持つよう
に使用材料の材質、寸法等を決めている。しかし、この
ようなボイラーにおいて、数万時間で材料が破損する事
故がしばしば発生している。この原因としては燃焼ガス
の偏流などによるメタル温度の予測外の上昇、材料の偏
析などに起因する異常な材質劣化、例えば、シグマ相脆
化などが考えられる。また最近では設計寿命である１０
万時間を越えた発電プラントが増加してきており、更に
原子力発電プラントのベースロード運用化に伴い、中間
負荷運用や毎日起動停止など使用条件が苛酷になること
が予測される。このようなことから、材料の余寿命を的
確に予測し、補修、交換時期を提案することによってプ
ラントの寿命を延長することができる技術を開発するこ
とが必要になってきている。
材質劣化を検出する方法は、破壊的手法と非破壊的手法
に大きく分類される。破壊的手法とは実機部材の一部を
採取し、顕微鏡組織観察、引張試験、クリープ試験及び
衝撃試験等を実施し、応力解析と合わせて余寿命を予測
する方法である。この中で材料の金属組織によって判定
する方法としては、実験室的に種々の条件下での標準的
金属組織を作成しておき、（例えば、日本鋼管技術No.
６２頁５３１〜５５８参照）実機部材から採取したサン
プルの金属組織との比較で寿命を推定する。その場合、
指標となるのは、Ｃｒ−Ｍｏ鋼ではパーライトの分解、
凝集などであり、ステンレス鋼では粒界、粒内への炭化
物の析出、凝集あるいはシグマ相の析出状態などであ
る。例えば、ステンレス鋼ＳＵＳ３２１においてシグマ
相の析出量とクリープ損傷の関係から余寿命を予測する
技術もある（特開昭５８−２０１０６６号公報、及び火
力原子力発電Vol.３３，No.９頁８９９〜９１２参
照）。更にクリープによるボイド（空洞）の量によって
余寿命を予測する技術もある。（例えば、材料Vol.２
８，No.３０８頁３７２〜３７８参照）。
に大きく分類される。破壊的手法とは実機部材の一部を
採取し、顕微鏡組織観察、引張試験、クリープ試験及び
衝撃試験等を実施し、応力解析と合わせて余寿命を予測
する方法である。この中で材料の金属組織によって判定
する方法としては、実験室的に種々の条件下での標準的
金属組織を作成しておき、（例えば、日本鋼管技術No.
６２頁５３１〜５５８参照）実機部材から採取したサン
プルの金属組織との比較で寿命を推定する。その場合、
指標となるのは、Ｃｒ−Ｍｏ鋼ではパーライトの分解、
凝集などであり、ステンレス鋼では粒界、粒内への炭化
物の析出、凝集あるいはシグマ相の析出状態などであ
る。例えば、ステンレス鋼ＳＵＳ３２１においてシグマ
相の析出量とクリープ損傷の関係から余寿命を予測する
技術もある（特開昭５８−２０１０６６号公報、及び火
力原子力発電Vol.３３，No.９頁８９９〜９１２参
照）。更にクリープによるボイド（空洞）の量によって
余寿命を予測する技術もある。（例えば、材料Vol.２
８，No.３０８頁３７２〜３７８参照）。
シグマ相の定量化による方法は有効であるが、材質がス
テンレス鋼あるいは高Ｃｒ鋼に限定され、同じステンレ
ス鋼でも化学成分の微量な差によりシグマ相の析出状態
が異なるという問題点がある。また、クリープキャビテ
ィの定量化による方法も有効であるが、この手法もステ
ンレス鋼や高Ｃｒ鋼（例えばＨＫ４０）などの粒内延性
の低い材料に限定され、ボイラー用の低合金鋼のように
粒内延性の高い材料はクリープキャビティが生成し難
く、適用は困難である。
テンレス鋼あるいは高Ｃｒ鋼に限定され、同じステンレ
ス鋼でも化学成分の微量な差によりシグマ相の析出状態
が異なるという問題点がある。また、クリープキャビテ
ィの定量化による方法も有効であるが、この手法もステ
ンレス鋼や高Ｃｒ鋼（例えばＨＫ４０）などの粒内延性
の低い材料に限定され、ボイラー用の低合金鋼のように
粒内延性の高い材料はクリープキャビティが生成し難
く、適用は困難である。
非破壊的手法とは、加熱、クリープに起因したパーライ
ト等の分解などの組織変化、及びボイド発生等に伴う物
理的な変化を検出することにより間接的に余寿命を予測
する方法である。
ト等の分解などの組織変化、及びボイド発生等に伴う物
理的な変化を検出することにより間接的に余寿命を予測
する方法である。
この場合、物理量として種々のものが考えられるが、既
に実用化あるいは現在研究されているものとしては、例
えば電気抵抗（特開昭５８−６０２４８号公報）、超音
波音速（特開昭５３−１２０５８５号公報）、Ｘ線によ
るミリオンエンテーション及び渦電流によるコイルイン
ピーダンス（特開昭５３−８８７８１号公報）などがあ
る。
に実用化あるいは現在研究されているものとしては、例
えば電気抵抗（特開昭５８−６０２４８号公報）、超音
波音速（特開昭５３−１２０５８５号公報）、Ｘ線によ
るミリオンエンテーション及び渦電流によるコイルイン
ピーダンス（特開昭５３−８８７８１号公報）などがあ
る。
非破壊的手法では、まず第１に金属材料のミクロ的な組
織変化による電気抵抗などの物理量の変化を検出するた
めに、非常に微小な変化を検出する必要があり、高精度
な装置が必要となる。また、ハンドリング、測定環境等
により大きな誤差が出る可能性がある。特にボイラーで
はタービンと異なり、測定環境が悪く、正確な測定は困
難である。更に、タービン材料はＣｒ−Ｍｏ−Ｖ鋼のよ
うな炭素量の高い材料であるため、電気抵抗などの物理
量の低下が大きいが、ボイラー材料（例えば２1/4Ｃｒ
−１Ｍｏ鋼）では炭素量が低く、物理量の低下が小さく
なり、評価が困難である。第２にこれらの方法では、マ
スターカーブを実験室的に作成しておき、マスターカー
ブと実機測定結果との対比で余寿命を推定する。ところ
で、測定する物理量は材料の微小な変化をとらえるもの
であり、材料の初期状態あるいは単なる加熱条件の変化
に対応してその物理量の絶対値は変化する。このため損
傷量は物理量の絶対値ではなく、損傷前の初期状態ある
いは単純加熱状態との相対量で評価せざるを得ない。従
って実験室的にマスターカーブを作成する場合には、寿
命を測定しようとする実機部材と初期状態が同じもの、
すなわち同一チャージの材料が使用される。ところが、
現在運転中のボイラー、特に１０年以上も前に作られた
ボイラーの材料は残っていないのが実情である。しか
も、当時の材料のデータとしては、組織、硬さ、短時間
引張などの簡単なものが残っている可能性があるだけ
で、寿命評価に使用される物理量は皆無に等しい。ま
た、当時の材料の製作方法と現在の製作方法は異なって
おり、当時の材料を再製するのは非常に困難である。な
お、結晶粒度試験方法がＪＩＳに規定されているが、こ
れは結晶粒の平均断面積を測定して標準図と比較し粒度
番号を求めるものであって、結晶粒度は鉄鋼材料の製造
時の品質を表わすパラメータの一つであり、製造プロセ
スの影響を受けるため、出荷時に検査を行っているが、
このような結晶粒度試験方法で金属材料の余寿命を予測
することはできない。
織変化による電気抵抗などの物理量の変化を検出するた
めに、非常に微小な変化を検出する必要があり、高精度
な装置が必要となる。また、ハンドリング、測定環境等
により大きな誤差が出る可能性がある。特にボイラーで
はタービンと異なり、測定環境が悪く、正確な測定は困
難である。更に、タービン材料はＣｒ−Ｍｏ−Ｖ鋼のよ
うな炭素量の高い材料であるため、電気抵抗などの物理
量の低下が大きいが、ボイラー材料（例えば２1/4Ｃｒ
−１Ｍｏ鋼）では炭素量が低く、物理量の低下が小さく
なり、評価が困難である。第２にこれらの方法では、マ
スターカーブを実験室的に作成しておき、マスターカー
ブと実機測定結果との対比で余寿命を推定する。ところ
で、測定する物理量は材料の微小な変化をとらえるもの
であり、材料の初期状態あるいは単なる加熱条件の変化
に対応してその物理量の絶対値は変化する。このため損
傷量は物理量の絶対値ではなく、損傷前の初期状態ある
いは単純加熱状態との相対量で評価せざるを得ない。従
って実験室的にマスターカーブを作成する場合には、寿
命を測定しようとする実機部材と初期状態が同じもの、
すなわち同一チャージの材料が使用される。ところが、
現在運転中のボイラー、特に１０年以上も前に作られた
ボイラーの材料は残っていないのが実情である。しか
も、当時の材料のデータとしては、組織、硬さ、短時間
引張などの簡単なものが残っている可能性があるだけ
で、寿命評価に使用される物理量は皆無に等しい。ま
た、当時の材料の製作方法と現在の製作方法は異なって
おり、当時の材料を再製するのは非常に困難である。な
お、結晶粒度試験方法がＪＩＳに規定されているが、こ
れは結晶粒の平均断面積を測定して標準図と比較し粒度
番号を求めるものであって、結晶粒度は鉄鋼材料の製造
時の品質を表わすパラメータの一つであり、製造プロセ
スの影響を受けるため、出荷時に検査を行っているが、
このような結晶粒度試験方法で金属材料の余寿命を予測
することはできない。
前記の従来技術では次のような問題点がある。
破壊的手法で実機からサンプルを採取し、クリープ試験
によって余寿命を予測するのは最も確実な方法である
が、多大な費用と時間がかかり、しかも、調査できる範
囲は限られている。また、組織観察による方法では短時
間で評価できるが、標準写真との比較で行うため定量的
評価は困難である。
によって余寿命を予測するのは最も確実な方法である
が、多大な費用と時間がかかり、しかも、調査できる範
囲は限られている。また、組織観察による方法では短時
間で評価できるが、標準写真との比較で行うため定量的
評価は困難である。
更に組織変化は主に温度と時間に支配され、応力の効果
は小さい。このため、クリープ損傷と組織変化を直接結
びつけるのは困難である。
は小さい。このため、クリープ損傷と組織変化を直接結
びつけるのは困難である。
非破壊的手法では、使用材料の物理量の微小な変化を測
定するため誤差が出る可能性があり、物理量も環境温度
などで変化するため、実験室的なマスターカーブと厳密
に比較し評価するのが困難である。特に１０年前の材料
ではデータが少なく、当時の材料の再製作も困難なため
破壊的、非破壊的手法ともに多くの問題点をかかえてい
る。
定するため誤差が出る可能性があり、物理量も環境温度
などで変化するため、実験室的なマスターカーブと厳密
に比較し評価するのが困難である。特に１０年前の材料
ではデータが少なく、当時の材料の再製作も困難なため
破壊的、非破壊的手法ともに多くの問題点をかかえてい
る。
本発明の目的は、実機の使用材料を観察することによ
り、直接余寿命を予測する簡便な金属材料の余寿命予測
法を提供することにある。
り、直接余寿命を予測する簡便な金属材料の余寿命予測
法を提供することにある。
前記目的を達成するため、本発明は金属材料の結晶粒の
形状を定量測定し、結晶粒の形状変化量により余寿命を
予測するように構成されている。
形状を定量測定し、結晶粒の形状変化量により余寿命を
予測するように構成されている。
本発明によれば、金属材料がクリープ損傷を受けると応
力方向にその結晶粒が伸びて変形するため、結晶粒の形
状変化を経時的に定量的に測定することによってその変
化量を統計的に整理することができる。
力方向にその結晶粒が伸びて変形するため、結晶粒の形
状変化を経時的に定量的に測定することによってその変
化量を統計的に整理することができる。
結晶粒の測定方法としては実機からサンプルを採取する
か、又はレプリカ法により非破壊的に観察し、形状変化
量として例えば結晶粒の最大長径の軸方向と応力方向と
の角度の分布などをもとにその標準偏差を求めれば形状
変化量がとらえられる。
か、又はレプリカ法により非破壊的に観察し、形状変化
量として例えば結晶粒の最大長径の軸方向と応力方向と
の角度の分布などをもとにその標準偏差を求めれば形状
変化量がとらえられる。
本発明の一実施例として代表的なボイラ材料である２1/
4Ｃｒ−１Ｍｏ鋼へ適用した場合の第１ａ図〜第１２図
を参照しながら説明する。
4Ｃｒ−１Ｍｏ鋼へ適用した場合の第１ａ図〜第１２図
を参照しながら説明する。
第１ａ図〜第１ｄ図に示されるように、金属材料の結晶
粒１がクリープ損傷を受けると応力方向に伸びるため、
その形状を定量測定し、結晶粒の形状変化量により材質
劣化を検出して余寿命を予測するように構成されてい
る。
粒１がクリープ損傷を受けると応力方向に伸びるため、
その形状を定量測定し、結晶粒の形状変化量により材質
劣化を検出して余寿命を予測するように構成されてい
る。
金属材料がクリープ損傷を受けるということは結晶粒が
クリープ変形を伴うということであり、これに着目し、
クリープ変形は結晶粒の個々の変形を積み重ねたものと
してとらえられる。従って結晶粒の変形を経時的に定量
測定することによりクリープ損傷を検出できる。結晶粒
のクリープにより変形は応力方向に徐々に伸びるため、
伸びの程度を示すパラメータで整理することによりクリ
ープ損傷を検出できる。また、製造時には圧延などをし
ていても最終熱処理をしていれば、熱処理条件、化学成
分により結晶粒の大きさが異なるものの形状としてはほ
ぼ正多角形で平衡しており、材質、熱処理条件などの影
響を受けない。すなわち、結晶粒の形状変化はクリープ
損傷と直接に対応しており、初期状態、あるいは単純加
熱状態を考慮する必要はない。
クリープ変形を伴うということであり、これに着目し、
クリープ変形は結晶粒の個々の変形を積み重ねたものと
してとらえられる。従って結晶粒の変形を経時的に定量
測定することによりクリープ損傷を検出できる。結晶粒
のクリープにより変形は応力方向に徐々に伸びるため、
伸びの程度を示すパラメータで整理することによりクリ
ープ損傷を検出できる。また、製造時には圧延などをし
ていても最終熱処理をしていれば、熱処理条件、化学成
分により結晶粒の大きさが異なるものの形状としてはほ
ぼ正多角形で平衡しており、材質、熱処理条件などの影
響を受けない。すなわち、結晶粒の形状変化はクリープ
損傷と直接に対応しており、初期状態、あるいは単純加
熱状態を考慮する必要はない。
第１ａ図〜第１ｄ図には２1/4Ｃｒ−１Ｍｏ鋼の金属組
織が示される。第１ａ図は未使用材、第１ｂ図は単純加
熱材（クリープ損傷率φｃ＝０）、第１ｃ図はクリープ
損傷材（クリープ損傷率φｃ＝０．８）、第１ｄ図はク
リープ損傷材（クリープ損傷率φｃ＝１．０）ミクロの
金属組織である。これらの金属組織から単純加熱材及び
クリープ損傷材ではパーライトがかなり分解している
が、クリープ損傷率φｃによる差異は見られない。しか
し、結晶粒の形状はクリープ損傷材の方が応力方向に伸
びて偏平になっている。なお、クリープ損傷率φｃ＝ｔ
／ｔｒで表わされ、ｔｒはクリープ破断時間、ｔはクリ
ープ試験経過時間を示し、試験材料及び温度が一定の条
件ではそれら関係は第１２図に示される。
織が示される。第１ａ図は未使用材、第１ｂ図は単純加
熱材（クリープ損傷率φｃ＝０）、第１ｃ図はクリープ
損傷材（クリープ損傷率φｃ＝０．８）、第１ｄ図はク
リープ損傷材（クリープ損傷率φｃ＝１．０）ミクロの
金属組織である。これらの金属組織から単純加熱材及び
クリープ損傷材ではパーライトがかなり分解している
が、クリープ損傷率φｃによる差異は見られない。しか
し、結晶粒の形状はクリープ損傷材の方が応力方向に伸
びて偏平になっている。なお、クリープ損傷率φｃ＝ｔ
／ｔｒで表わされ、ｔｒはクリープ破断時間、ｔはクリ
ープ試験経過時間を示し、試験材料及び温度が一定の条
件ではそれら関係は第１２図に示される。
この点に着目し、種々の損傷を与えた材料の結晶粒形状
を画像処理装置を用いて検討した。第２図に結晶粒形状
パラメータの測定方法が示されているが、図に示される
ように結晶粒の最大長径の軸方向と応力方向とのなす角
度θｍを求める。第３ａ図及び第３ｂ図は第１ｂ図及び
第１ｃ図に対応するθｍの分布を求めたものであるが、
結晶粒の測定個数は１００個としている。第３ａ図に示
されるクリープ損傷率φｃ＝０の場合は、結晶粒が正多
角形に近いためにθｍがいずれの角度にもなる可能性が
あり、θｍの分布は平坦になっている。これに対し、第
３ｂ図に示されるクリープ損傷率φｃ＝０．８の場合に
は結晶粒が応力方向に伸びているため、応力方向（θｍ
＝０°）にピークがある正規分布になっている。これら
の分布の差異を表すためにθｍの分布の標準偏差Ｓｍを
計算し、クリープ損傷率φｃとの関係を示したのが第４
図である。この図から明らかなように、クリープ損傷率
φｃの増加と共にＳｍの低下が見られる。特にクリープ
損傷率φｃが０．５以上ではＳｍの顕著な低下が見ら
れ、このパラメータによる余寿命予測が容易となる。こ
の図を利用することにより、実機部材のクリープ損傷量
が評価できる。なお、種々の未使用材及び単純加熱材を
用いて、クリープ損傷率φｃが０の場合のＳｍを求めた
が、いずれも５０度前後でバラツキも小さく、化学成分
や熱処理の影響は見られなかった。すなわち本手法によ
れば未使用材あるいは単純加熱材のデータは不必要であ
り、クリープ損傷を直接評価できる。
を画像処理装置を用いて検討した。第２図に結晶粒形状
パラメータの測定方法が示されているが、図に示される
ように結晶粒の最大長径の軸方向と応力方向とのなす角
度θｍを求める。第３ａ図及び第３ｂ図は第１ｂ図及び
第１ｃ図に対応するθｍの分布を求めたものであるが、
結晶粒の測定個数は１００個としている。第３ａ図に示
されるクリープ損傷率φｃ＝０の場合は、結晶粒が正多
角形に近いためにθｍがいずれの角度にもなる可能性が
あり、θｍの分布は平坦になっている。これに対し、第
３ｂ図に示されるクリープ損傷率φｃ＝０．８の場合に
は結晶粒が応力方向に伸びているため、応力方向（θｍ
＝０°）にピークがある正規分布になっている。これら
の分布の差異を表すためにθｍの分布の標準偏差Ｓｍを
計算し、クリープ損傷率φｃとの関係を示したのが第４
図である。この図から明らかなように、クリープ損傷率
φｃの増加と共にＳｍの低下が見られる。特にクリープ
損傷率φｃが０．５以上ではＳｍの顕著な低下が見ら
れ、このパラメータによる余寿命予測が容易となる。こ
の図を利用することにより、実機部材のクリープ損傷量
が評価できる。なお、種々の未使用材及び単純加熱材を
用いて、クリープ損傷率φｃが０の場合のＳｍを求めた
が、いずれも５０度前後でバラツキも小さく、化学成分
や熱処理の影響は見られなかった。すなわち本手法によ
れば未使用材あるいは単純加熱材のデータは不必要であ
り、クリープ損傷を直接評価できる。
θｍ測定時に結晶粒の測定個数を１００個としたが、時
間と共に結晶粒形状が変ることは概念的に考えられる
が、第１ａ図及び第１ｂ図でも明らかなように、一個一
個の結晶粒を見ても判然としない。そこで個人差がない
機械による測定の測定個数を多くして統計的手法を用い
ることが必要となる。結晶粒の測定個数について種々検
討の結果、８０個以上ではＳｍのバラツキが小さくな
り、結晶粒の測定個数の影響がなくなることを明らかに
し、余裕を見て１００個とした。
間と共に結晶粒形状が変ることは概念的に考えられる
が、第１ａ図及び第１ｂ図でも明らかなように、一個一
個の結晶粒を見ても判然としない。そこで個人差がない
機械による測定の測定個数を多くして統計的手法を用い
ることが必要となる。結晶粒の測定個数について種々検
討の結果、８０個以上ではＳｍのバラツキが小さくな
り、結晶粒の測定個数の影響がなくなることを明らかに
し、余裕を見て１００個とした。
実施例に示される材料はクリープ試験により種々の損傷
を与えた材料であるため、応力方向は明確であるが、実
機部材では応力方向が明確でない場合がある。そのた
め、クリープ損傷が大きい場合でも第５ａ図に示される
ようなθｍの分布になることがある。これは任意の角度
を応力方向と仮定するためである。この分布の標準偏差
は非常に大きくなるが、角度の連続性（９０°と−９０
°とは同一方向）を考慮すると第５ａ図及び第５ｂ図は
同一分布である。そこで角度を１°ずつ変換していき
（すなわち、第５ａ図を第５ｂ図に変換していく）、最
小の標準偏差になるθｍの分布を求め、その標準偏差を
その材料のＳｍとした。この手法を用いることにより、
逆に実機部材の最大応力方向が分かるという利点があ
る。また、実施例ではサンプルを直接観察することによ
り結晶粒形状を測定したが、第６図に示されるように実
物の凹凸を薄膜に転写するレプリカ法でも結晶粒が明確
に出ており全く同一の評価ができる。
を与えた材料であるため、応力方向は明確であるが、実
機部材では応力方向が明確でない場合がある。そのた
め、クリープ損傷が大きい場合でも第５ａ図に示される
ようなθｍの分布になることがある。これは任意の角度
を応力方向と仮定するためである。この分布の標準偏差
は非常に大きくなるが、角度の連続性（９０°と−９０
°とは同一方向）を考慮すると第５ａ図及び第５ｂ図は
同一分布である。そこで角度を１°ずつ変換していき
（すなわち、第５ａ図を第５ｂ図に変換していく）、最
小の標準偏差になるθｍの分布を求め、その標準偏差を
その材料のＳｍとした。この手法を用いることにより、
逆に実機部材の最大応力方向が分かるという利点があ
る。また、実施例ではサンプルを直接観察することによ
り結晶粒形状を測定したが、第６図に示されるように実
物の凹凸を薄膜に転写するレプリカ法でも結晶粒が明確
に出ており全く同一の評価ができる。
第７図は本手法を実機部材に適用する場合の手順を示し
ている。実機部材２では非破壊的手法が原則であるた
め、ここではレプリカ法により薄膜を採取しているが、
サンプル採取が可能であれば、サンプルを採取した方が
精度が良くなる。レプリカ法は評価箇所をグラインダー
等で鏡面仕上げして材質にあったエッチング液でエッチ
ングする。この場合、結晶粒を明確にするため、やや長
くエッチングした方が良い。エッチングした箇所に溶剤
で溶かしたレプリカ膜をはりつけ、乾燥後、はがすこと
によって表面組織を転写できる。このレプリカ膜３を顕
微鏡４で観察し、その結晶粒形状を画像処理装置５によ
って測定することによって、損傷パラメータとなる標準
偏差Ｓｍを算出する。このＳｍとあらかじめ作成された
データベース６のＳｍとクリープ損傷量との関係からパ
ソコン７によって余寿命を演算し評価する。
ている。実機部材２では非破壊的手法が原則であるた
め、ここではレプリカ法により薄膜を採取しているが、
サンプル採取が可能であれば、サンプルを採取した方が
精度が良くなる。レプリカ法は評価箇所をグラインダー
等で鏡面仕上げして材質にあったエッチング液でエッチ
ングする。この場合、結晶粒を明確にするため、やや長
くエッチングした方が良い。エッチングした箇所に溶剤
で溶かしたレプリカ膜をはりつけ、乾燥後、はがすこと
によって表面組織を転写できる。このレプリカ膜３を顕
微鏡４で観察し、その結晶粒形状を画像処理装置５によ
って測定することによって、損傷パラメータとなる標準
偏差Ｓｍを算出する。このＳｍとあらかじめ作成された
データベース６のＳｍとクリープ損傷量との関係からパ
ソコン７によって余寿命を演算し評価する。
同じ思想であるが結晶粒の形状変化を定量化するパラメ
ータとして以下に示すものも有効であることを確認し
た。
ータとして以下に示すものも有効であることを確認し
た。
（ａ）結晶粒の長径と巾径との関係 第８図に示されるように応力方向の軸へ投影した長径ｌ
ｘと応力方向と直角な軸へ投影した巾径ｌｙとを測定
し、その比率ｌｘ／ｌｙの平均とクリープ損傷率φｃの
関係を求めると第９図のように示されプロット点は任意
に抽出した１００個の結晶粒の平均値を示している。こ
の図から明らかなように、クリープ損傷率φｃが０でｌ
ｘ／ｌｙが１のときは結晶粒の縦、横の長さが同じであ
り、そして、クリープ損傷率φｃが０．５以下ではｌｘ
／ｌｙの平均値はほぼ１であり、クリープ損傷率φｃが
０．５以上に大きくなるとｌｘがｌｙに比べて大きくな
るため、ｌｘ／ｌｙの値が増加してゆく。従って、ｌｘ
／ｌｙをパラメータにして余寿命を予測することができ
る。また、第１０図に示されるように単に結晶粒の長軸
の最大長径ｌＬと直交軸上の最大巾径ｌＳとの比率ｌＬ
／ｌＳをパラメータにしても第９図と同様な傾向の図が
得られる。
ｘと応力方向と直角な軸へ投影した巾径ｌｙとを測定
し、その比率ｌｘ／ｌｙの平均とクリープ損傷率φｃの
関係を求めると第９図のように示されプロット点は任意
に抽出した１００個の結晶粒の平均値を示している。こ
の図から明らかなように、クリープ損傷率φｃが０でｌ
ｘ／ｌｙが１のときは結晶粒の縦、横の長さが同じであ
り、そして、クリープ損傷率φｃが０．５以下ではｌｘ
／ｌｙの平均値はほぼ１であり、クリープ損傷率φｃが
０．５以上に大きくなるとｌｘがｌｙに比べて大きくな
るため、ｌｘ／ｌｙの値が増加してゆく。従って、ｌｘ
／ｌｙをパラメータにして余寿命を予測することができ
る。また、第１０図に示されるように単に結晶粒の長軸
の最大長径ｌＬと直交軸上の最大巾径ｌＳとの比率ｌＬ
／ｌＳをパラメータにしても第９図と同様な傾向の図が
得られる。
第９図ではｌｘ／ｌｙの平均値を用いて整理したが、観
察した結晶粒の全体に対するｌｘ／ｌｙ＜１あるいはｌ
ｘ／ｌｙ＞１になる結晶粒の個数の比率、換言すれば、
全結晶粒に対する縦長あるいは横長の結晶粒の個数の比
率によってもクリープ損傷率と良い対応があり、余寿命
予測のパラメータとして利用できる。
察した結晶粒の全体に対するｌｘ／ｌｙ＜１あるいはｌ
ｘ／ｌｙ＞１になる結晶粒の個数の比率、換言すれば、
全結晶粒に対する縦長あるいは横長の結晶粒の個数の比
率によってもクリープ損傷率と良い対応があり、余寿命
予測のパラメータとして利用できる。
第１３図はＳＵＳ３２１ ＨＴＢについて同様にｌｘ／
ｌｙと損傷率φｃとの関係を求めたものである。２1/4
Ｃｒ−１Ｍｏ鋼とはやや曲線が異なるが、やはり損傷率
φｃが０．５以上でｌＬ／ｌＴが徐々に増加しており、
余寿命評価が可能である。
ｌｙと損傷率φｃとの関係を求めたものである。２1/4
Ｃｒ−１Ｍｏ鋼とはやや曲線が異なるが、やはり損傷率
φｃが０．５以上でｌＬ／ｌＴが徐々に増加しており、
余寿命評価が可能である。
（ｂ）円形度 結晶粒の円形度はクリープ損傷を推定できるパラメータ
である。円形度は種々の方法で示されるが、その一例と
して輪郭比がある。輪郭比は（等価円の周長）／（結晶
粒の周長）で示される。この輪郭比とクリープ損傷率φ
ｃとの関係を示したのが、第１１図である。こり図から
明らかなように輪郭比からもクリープ損傷を予測でき
る。この他に円形度を表すパラメータとして、例えば、
周囲長）２／（面積）などがある。このように円形度が
パラメータとなる理由は、損傷が小さい場合には結晶粒
が円に近く、損傷が大きくなるにつれて応力方向に伸び
て円形度が大きくなるからである。
である。円形度は種々の方法で示されるが、その一例と
して輪郭比がある。輪郭比は（等価円の周長）／（結晶
粒の周長）で示される。この輪郭比とクリープ損傷率φ
ｃとの関係を示したのが、第１１図である。こり図から
明らかなように輪郭比からもクリープ損傷を予測でき
る。この他に円形度を表すパラメータとして、例えば、
周囲長）２／（面積）などがある。このように円形度が
パラメータとなる理由は、損傷が小さい場合には結晶粒
が円に近く、損傷が大きくなるにつれて応力方向に伸び
て円形度が大きくなるからである。
なお、他の実施例に示したパラメータはクリープ損傷率
φｃによるパラメータの変化が小さく、精度は低くなる
が、材質が変った場合には有力なパラメータとなる可能
性がある。
φｃによるパラメータの変化が小さく、精度は低くなる
が、材質が変った場合には有力なパラメータとなる可能
性がある。
本発明によれば、金属材料の結晶粒の形状を定量測定し
変化量を比較することにより、その余寿命を簡単にしか
も非破壊的手法で定量的に予測できるため費用と時間が
大幅に軽減され、高精度の装置も不必要で、かつ使用材
料の初期データ及び単純加熱材データも不必要であり、
多くの多結晶体の金属材料に適用できるため工業的利用
価値が大である。
変化量を比較することにより、その余寿命を簡単にしか
も非破壊的手法で定量的に予測できるため費用と時間が
大幅に軽減され、高精度の装置も不必要で、かつ使用材
料の初期データ及び単純加熱材データも不必要であり、
多くの多結晶体の金属材料に適用できるため工業的利用
価値が大である。
第１ａ図は２1/4Ｃｒ−１Ｍｏ鋼の未使用材の金属組織
を示す写真、第１ｂ図は単純加熱材（クリープ損傷率φ
ｃ＝０）の金属組織を示す写真、第１ｃ図はクリープ損
傷材（クリープ損傷率φｃ＝０．８）の金属組織を示す
写真、第１ｄ図はクリープ損傷材（クリープ損傷率φｃ
＝１．０）の金属組織を示す写真、第２図は本発明の結
晶粒形状変化のパラメータθｍの測定方法を説明する
図、第３ａ図及び第３ｂ図は第１ｂ図及び第１ｃ図に対
応するθｍの分布を示すグラフ、第４図はθｍの分布の
標準偏差Ｓｍとクリープ損傷率との関係を示すグラフ、
第５ａ図及び第５ｂ図は応力方向が未知の場合と既知の
場合とのθｍの分布の一例を示すグラフ、第６図はレプ
リカ法による顕微鏡の金属組織を示す写真、第７図は実
機部材で結晶粒形状により余寿命を予測する手順を示す
回路図、第８図は結晶粒形状変化のパラメータｌｘ、ｌ
ｙの測定方法を説明する図、第９図はｌｘ／ｌｙとクリ
ープ損傷率との関係を示すグラフ、第１０図は結晶粒形
状変化のパラメータｌＬ，ｌＳの測定方法を説明する
図、第１１図は結晶粒状変化のパラメータ輪郭比とクリ
ープ損傷率との関係を示すグラフ、第１２図はクリープ
破断及び試験経過時間の関係を示すグラフ、第１３図は
ＳＵＳ３２１ ＨＴＢ鋼のｌｘ／ｌｙとクリープ損傷率
との関係を示すグラフである。 １……結晶粒。
を示す写真、第１ｂ図は単純加熱材（クリープ損傷率φ
ｃ＝０）の金属組織を示す写真、第１ｃ図はクリープ損
傷材（クリープ損傷率φｃ＝０．８）の金属組織を示す
写真、第１ｄ図はクリープ損傷材（クリープ損傷率φｃ
＝１．０）の金属組織を示す写真、第２図は本発明の結
晶粒形状変化のパラメータθｍの測定方法を説明する
図、第３ａ図及び第３ｂ図は第１ｂ図及び第１ｃ図に対
応するθｍの分布を示すグラフ、第４図はθｍの分布の
標準偏差Ｓｍとクリープ損傷率との関係を示すグラフ、
第５ａ図及び第５ｂ図は応力方向が未知の場合と既知の
場合とのθｍの分布の一例を示すグラフ、第６図はレプ
リカ法による顕微鏡の金属組織を示す写真、第７図は実
機部材で結晶粒形状により余寿命を予測する手順を示す
回路図、第８図は結晶粒形状変化のパラメータｌｘ、ｌ
ｙの測定方法を説明する図、第９図はｌｘ／ｌｙとクリ
ープ損傷率との関係を示すグラフ、第１０図は結晶粒形
状変化のパラメータｌＬ，ｌＳの測定方法を説明する
図、第１１図は結晶粒状変化のパラメータ輪郭比とクリ
ープ損傷率との関係を示すグラフ、第１２図はクリープ
破断及び試験経過時間の関係を示すグラフ、第１３図は
ＳＵＳ３２１ ＨＴＢ鋼のｌｘ／ｌｙとクリープ損傷率
との関係を示すグラフである。 １……結晶粒。
Claims (5)
- 【請求項１】金属材料の結晶粒の形状を定量測定し、該
結晶粒の形状変化量により余寿命を予測することを特徴
とする金属材料の余寿命予測法。 - 【請求項２】形状変化量が結晶粒の最大長径の長軸方向
と応力方向とのなす角度の分布に対する標準偏差で表わ
されることを特徴とする特許請求の範囲第１項記載の金
属材料の余寿命予測法。 - 【請求項３】形状変化量が結晶粒の最大長径と、その長
軸と直交する軸上の最大巾径との比により表わされるこ
とを特徴とする特許請求の範囲第１項記載の金属材料の
余寿命予測法。 - 【請求項４】形状変形量が結晶粒の応力方向の長径と、
その応力方向に直交する方向の巾径により表わされるこ
とを特徴とする特許請求の範囲第１項記載の金属材料の
余寿命予測法。 - 【請求項５】形状変化量が結晶粒の円形度により表わさ
れることを特徴とする特許請求の範囲第１項記載の金属
材料の余寿命予測法。
Priority Applications (1)
| Application Number | Priority Date | Filing Date | Title |
|---|---|---|---|
| JP62258087A JPH0635971B2 (ja) | 1986-10-16 | 1987-10-13 | 金属材料の余寿命予測法 |
Applications Claiming Priority (3)
| Application Number | Priority Date | Filing Date | Title |
|---|---|---|---|
| JP24614986 | 1986-10-16 | ||
| JP61-246149 | 1986-10-16 | ||
| JP62258087A JPH0635971B2 (ja) | 1986-10-16 | 1987-10-13 | 金属材料の余寿命予測法 |
Publications (2)
| Publication Number | Publication Date |
|---|---|
| JPS63228062A JPS63228062A (ja) | 1988-09-22 |
| JPH0635971B2 true JPH0635971B2 (ja) | 1994-05-11 |
Family
ID=26537587
Family Applications (1)
| Application Number | Title | Priority Date | Filing Date |
|---|---|---|---|
| JP62258087A Expired - Lifetime JPH0635971B2 (ja) | 1986-10-16 | 1987-10-13 | 金属材料の余寿命予測法 |
Country Status (1)
| Country | Link |
|---|---|
| JP (1) | JPH0635971B2 (ja) |
Cited By (1)
| Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
|---|---|---|---|---|
| JP2002310958A (ja) * | 2001-04-10 | 2002-10-23 | Mitsubishi Heavy Ind Ltd | 材料寿命の評価システム、及び、その評価方法 |
Families Citing this family (4)
| Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
|---|---|---|---|---|
| JPH02189461A (ja) * | 1989-01-18 | 1990-07-25 | Ishikawajima Harima Heavy Ind Co Ltd | 金属材料の劣化度計測方法 |
| JP6630191B2 (ja) * | 2016-03-03 | 2020-01-15 | 株式会社神戸製鋼所 | 鍛鋼品の清浄度評価方法 |
| JP6794751B2 (ja) * | 2016-10-04 | 2020-12-02 | 株式会社Ihi | ステンレス鋼材使用温度推定方法及びステンレス鋼材寿命算出方法 |
| CN113408165B (zh) * | 2021-06-04 | 2023-03-03 | 西北工业大学 | 基于异方差回归的叶片蠕变-疲劳复合概率寿命分析方法 |
Family Cites Families (3)
| Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
|---|---|---|---|---|
| JPS5527959A (en) * | 1978-08-18 | 1980-02-28 | Kawasaki Steel Corp | Testing method of steel austenite crystal grain |
| JPS5610580A (en) * | 1979-07-06 | 1981-02-03 | Toray Chiokoole Kk | Polysulfide sealant composition |
| JPS58135947A (ja) * | 1982-02-09 | 1983-08-12 | Mitsubishi Heavy Ind Ltd | 鋼管の結晶粒度測定方法 |
-
1987
- 1987-10-13 JP JP62258087A patent/JPH0635971B2/ja not_active Expired - Lifetime
Cited By (1)
| Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
|---|---|---|---|---|
| JP2002310958A (ja) * | 2001-04-10 | 2002-10-23 | Mitsubishi Heavy Ind Ltd | 材料寿命の評価システム、及び、その評価方法 |
Also Published As
| Publication number | Publication date |
|---|---|
| JPS63228062A (ja) | 1988-09-22 |
Similar Documents
| Publication | Publication Date | Title |
|---|---|---|
| US5455777A (en) | Method of predicting deterioration and damage of structural member and prediction apparatus for use with the method | |
| CN100573181C (zh) | 利用铁磁材料表面杂散磁场信号监测疲劳损伤的方法 | |
| CA1302122C (en) | Method of predicting remaining lifetime of metal material | |
| JPH0635971B2 (ja) | 金属材料の余寿命予測法 | |
| JP3064107B2 (ja) | オーステナイト系耐熱鋼の高温損傷評価方法 | |
| JPH0676960B2 (ja) | 繰返し荷重を受ける機械構造物の余寿命評価方法およびその装置 | |
| JP3332971B2 (ja) | フェライト系耐熱鋼の劣化診断方法 | |
| JP4672616B2 (ja) | 応力腐食割れ亀裂進展速度の評価方法 | |
| Sun et al. | Interpretation of non-conventional miniaturized creep test: derivation of equivalent gauge length | |
| JP3372437B2 (ja) | 高温機器材料のクリープ寿命評価方法 | |
| JP3252933B2 (ja) | クリープ寿命予測方法 | |
| JP2000275164A (ja) | 応力腐食割れ試験方法 | |
| JP2004144549A (ja) | 非破壊高温クリープ損傷評価方法 | |
| JP3015599B2 (ja) | フェライト系耐熱鋼のクリープ損傷評価方法 | |
| JPH05223809A (ja) | γ’相析出強化型合金の残余寿命推定方法 | |
| JP2627925B2 (ja) | 金属材料の余寿命評価法 | |
| JP5583489B2 (ja) | 金属材料の損傷評価方法および装置 | |
| JPH04364461A (ja) | 金属材料のクリープ損傷度測定法 | |
| JPS6259263B2 (ja) | ||
| JPH07128328A (ja) | 金属材料の劣化および余寿命予知方法 | |
| Hembara et al. | Influence of temperature and hydrogen on fatigue fracture of 10Kh15N27T3V2MR steel | |
| JPH08201270A (ja) | 金属材料の腐食試験方法及び装置 | |
| JPH09229833A (ja) | ２軸引張り応力下に用いる試験片及びこれを用いた試験方法 | |
| Nadzir et al. | Reduction of Creep Strength in T91 Superheater Tubes due to Thickening of Steam Oxide Scale on Internal Tube Surface | |
| Jain et al. | An experimental study into the degradation of elastic, plastic and fracture properties of a pre-corroded ductile material at elevated temperatures |
Legal Events
| Date | Code | Title | Description |
|---|---|---|---|
| EXPY | Cancellation because of completion of term | ||
| FPAY | Renewal fee payment (event date is renewal date of database) |
Free format text: PAYMENT UNTIL: 20080511 Year of fee payment: 14 |