JPH09329593A - ２相ステンレス鋼の脆化検出法 - Google Patents
２相ステンレス鋼の脆化検出法Info
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Abstract
(57)【要約】
【課題】精度よく室温シャルピー衝撃吸収エネルギーを
推定することができないこと。 【解決手段】２相ステンレス鋼のフェライト相及びオー
ステナイト相の硬さを測定すると共に組織観察からフェ
ライト相の面積率とフェライト相間隔及び粒界長に対す
る炭化物占有率を読みとり、５者の値から２相ステンレ
ス鋼の室温シャルピー衝撃吸収エネルギーを推定するこ
とを特徴とする２相ステンレス鋼の脆化検出法。
推定することができないこと。 【解決手段】２相ステンレス鋼のフェライト相及びオー
ステナイト相の硬さを測定すると共に組織観察からフェ
ライト相の面積率とフェライト相間隔及び粒界長に対す
る炭化物占有率を読みとり、５者の値から２相ステンレ
ス鋼の室温シャルピー衝撃吸収エネルギーを推定するこ
とを特徴とする２相ステンレス鋼の脆化検出法。
Description
【０００１】
【発明の属する技術分野】本発明は２相ステンレス鋼の
脆化検出法に関し、特に加圧水型原子炉の１次冷却材
管，ポンプケーシング等，２相ステンレス鋼の脆化度の
推定に適用される方法に関する。
脆化検出法に関し、特に加圧水型原子炉の１次冷却材
管，ポンプケーシング等，２相ステンレス鋼の脆化度の
推定に適用される方法に関する。
【０００２】
【従来の技術】本出願人は、先に、２相ステンレス鋼の
α相（フェライト相）及びγ相（オーステナイト相）の
硬さを測定すると共に組織観察からα相の面積率とα相
間隔を読みとり、４者の値から２相ステンレス鋼の室温
シャルピー衝撃吸収エネルギーを推定することを特徴と
する２層ステンレス鋼の脆化検出法（特願平７−１８５
６９１）を出願した。この検出法を式で表わすと次のよ
うになる。
α相（フェライト相）及びγ相（オーステナイト相）の
硬さを測定すると共に組織観察からα相の面積率とα相
間隔を読みとり、４者の値から２相ステンレス鋼の室温
シャルピー衝撃吸収エネルギーを推定することを特徴と
する２層ステンレス鋼の脆化検出法（特願平７−１８５
６９１）を出願した。この検出法を式で表わすと次のよ
うになる。
【０００３】 ＥstimatedＣv ＝ｇ×（１＋ｄ１×ＦＳ＋ｄ２×ＦＳ2 ）｛（１−ｆ０×ＦＮ −ｆ１）（ｇ０×Ｈv Ａ−ｇ１） ＋（ｆｂ×ＦＮ＋ｆ１）（ａ０×ＨｖＦ−ａ１）｝ …(1) ここで、ｇは補正係数、ｄ１，ｄ２，ｆ０，ｇ０，ｇ
１，ｆｂ，ｆ１，ａ０，ａ１は定数である。また、式中
の符号で、ＦＳはフェライト相間隔，ＦＮはフェライト
相面積率，Ｈv Ａはオーステナイト相の硬さ，Ｈv Ｆは
フェライト相の硬さである。
１，ｆｂ，ｆ１，ａ０，ａ１は定数である。また、式中
の符号で、ＦＳはフェライト相間隔，ＦＮはフェライト
相面積率，Ｈv Ａはオーステナイト相の硬さ，Ｈv Ｆは
フェライト相の硬さである。
【０００４】
【発明が解決しようとする課題】２相ステンレス鋼の脆
化の機構と２相材料のシャルピー衝撃吸収エネルギーの
理論を基本にして、入力データとして従来のデータに高
温長時間加熱材を用い、フェライト相硬さ，オーステナ
イト相硬さ，フェライト相の面積率，フェライト相間隔
から上記式(1) を用いて、非破壊的に室温シャルピー衝
撃吸収エネルギーを推定したところ、図１に示す様に相
関係数＝０．８７６で推定精度が悪くなった。
化の機構と２相材料のシャルピー衝撃吸収エネルギーの
理論を基本にして、入力データとして従来のデータに高
温長時間加熱材を用い、フェライト相硬さ，オーステナ
イト相硬さ，フェライト相の面積率，フェライト相間隔
から上記式(1) を用いて、非破壊的に室温シャルピー衝
撃吸収エネルギーを推定したところ、図１に示す様に相
関係数＝０．８７６で推定精度が悪くなった。
【０００５】その理由として、高温長時間加熱材の衝撃
試験後の破面に顕著な粒界剥離するものが現れ出したこ
とが考えられる。ここで、前記粒界剥離とは、α相とγ
相の境界面に外力（矢印）が作用した際、炭化物が多く
析出した粒界は脆弱なため、粒界に沿って剥離する現象
である（図２参照）。前記粒界剥離は、炭化物の析出に
起因することから、粒界長に占める炭化物占有率の測定
をパラメータの１つに加え、より精度のよい室温シャル
ピー衝撃吸収エネルギーを推定する方法で問題を解決し
た。
試験後の破面に顕著な粒界剥離するものが現れ出したこ
とが考えられる。ここで、前記粒界剥離とは、α相とγ
相の境界面に外力（矢印）が作用した際、炭化物が多く
析出した粒界は脆弱なため、粒界に沿って剥離する現象
である（図２参照）。前記粒界剥離は、炭化物の析出に
起因することから、粒界長に占める炭化物占有率の測定
をパラメータの１つに加え、より精度のよい室温シャル
ピー衝撃吸収エネルギーを推定する方法で問題を解決し
た。
【０００６】本発明はこうした事情を考慮してなされた
もので、２相ステンレス鋼のフェライト相硬さ，オース
テナイト相硬さ，フェライト相の面積率，フェライト相
間隔及び粒界長に対する炭化物占有率から室温シャルピ
ー衝撃吸収エネルギーを精度よく推定可能な２相ステン
レス鋼の脆化検出法を提供することを目的とする。
もので、２相ステンレス鋼のフェライト相硬さ，オース
テナイト相硬さ，フェライト相の面積率，フェライト相
間隔及び粒界長に対する炭化物占有率から室温シャルピ
ー衝撃吸収エネルギーを精度よく推定可能な２相ステン
レス鋼の脆化検出法を提供することを目的とする。
【０００７】
【課題を解決するための手段】本発明は、２相ステンレ
ス鋼のフェライト相及びオーステナイト相の硬さを測定
すると共に組織観察からフェライト相の面積率とフェラ
イト相間隔及び粒界長に対する炭化物占有率を読みと
り、５者の値から２相ステンレス鋼の室温シャルピー衝
撃吸収エネルギーを推定することを特徴とする２相ステ
ンレス鋼の脆化検出法である。
ス鋼のフェライト相及びオーステナイト相の硬さを測定
すると共に組織観察からフェライト相の面積率とフェラ
イト相間隔及び粒界長に対する炭化物占有率を読みと
り、５者の値から２相ステンレス鋼の室温シャルピー衝
撃吸収エネルギーを推定することを特徴とする２相ステ
ンレス鋼の脆化検出法である。
【０００８】本発明において、前記フェライト相の面積
率は次のようにして求める。即ち、例えば図３のように
フェライト相（α相）が点在すると仮定すると、α相の
面積率ＦＮ（％）は、次式(2) の通りである。
率は次のようにして求める。即ち、例えば図３のように
フェライト相（α相）が点在すると仮定すると、α相の
面積率ＦＮ（％）は、次式(2) の通りである。
【０００９】 ＦＮ＝（フェライト相の面積の総和／全面積）×１００ …(2) 本発明において、前記フェライト相間隔は、下記数１に
より表示される式(3)により求める。つまり、図４にお
いて、隣りあうフェライト島状相間の距離をＹ軸に平行
な４本及びＸ軸に平行な３本の線状で計測して式(3) で
ＦＳを求める。但し、フェライト相間距離をＦＳ、ある
フェライト相と別のあるフェライト相の距離をＬｉ、添
字ｉは測定番号を示す。
より表示される式(3)により求める。つまり、図４にお
いて、隣りあうフェライト島状相間の距離をＹ軸に平行
な４本及びＸ軸に平行な３本の線状で計測して式(3) で
ＦＳを求める。但し、フェライト相間距離をＦＳ、ある
フェライト相と別のあるフェライト相の距離をＬｉ、添
字ｉは測定番号を示す。
【００１０】
【数１】
【００１１】本発明において、前述した粒界長に対する
炭化物占有率は次のようにして求める。即ち、例えば、
図５に示すように炭化物（矢印）が点在する場合、粒界
長に対する炭化物占有率（％）をＬＣ、炭化物の長さの
総和をＬC 、粒界長の総和をＬA とすると、下記式(4)
により求める。なお、図５において、粒の境界を示す線
が粒界である。
炭化物占有率は次のようにして求める。即ち、例えば、
図５に示すように炭化物（矢印）が点在する場合、粒界
長に対する炭化物占有率（％）をＬＣ、炭化物の長さの
総和をＬC 、粒界長の総和をＬA とすると、下記式(4)
により求める。なお、図５において、粒の境界を示す線
が粒界である。
【００１２】ＬＣ＝（ＬC ／ＬA ）×１００ …(4) 以下、本発明について詳述する。 （１）２相ステンレス鋼のシャルピー衝撃吸収エネルギ
ーＣv の推定値は、従来のデータべース（３０００時間
まで）に加えて、さらに高温長時間加熱材（１００００
時間）用いて従来の推定式（上記式(1) ）より推定した
ところ、相関係数は０．８７６で推定精度が悪くなっ
た。
ーＣv の推定値は、従来のデータべース（３０００時間
まで）に加えて、さらに高温長時間加熱材（１００００
時間）用いて従来の推定式（上記式(1) ）より推定した
ところ、相関係数は０．８７６で推定精度が悪くなっ
た。
【００１３】そこで、長時間加熱材の衝撃試験後の破面
（即ち、試験によって破壊されて現れた面）を観察する
と、従来のものに比べ、フェライト相／オーステナイト
相の粒界が剥離した剥離粒界は破面が多く認められる傾
向を示した。その粒界を透過型電子顕微鏡で観察する
と、従来材に比べ、炭化物の析出が多いことが明らかに
なった。
（即ち、試験によって破壊されて現れた面）を観察する
と、従来のものに比べ、フェライト相／オーステナイト
相の粒界が剥離した剥離粒界は破面が多く認められる傾
向を示した。その粒界を透過型電子顕微鏡で観察する
と、従来材に比べ、炭化物の析出が多いことが明らかに
なった。
【００１４】２相ステンレス鋼の室温シャルピー衝撃吸
収エネルギーは、試験後の試験片の破面上でフェライト
相の面積率ＡＦ，オーステナイト相の面積率ＡＡ及び剥
離粒界面積率ＡＳとすると、次式で表示されると考え
た。
収エネルギーは、試験後の試験片の破面上でフェライト
相の面積率ＡＦ，オーステナイト相の面積率ＡＡ及び剥
離粒界面積率ＡＳとすると、次式で表示されると考え
た。
【００１５】 Ｃv ＝ＡＦＣv Ｆ＋ＡＡＣv Ａ＋ＡＳＣv Ｒ …(5) ここで、ＡＦ＋ＡＡ＋ＡＳ＝１００％、Ｃv Ｆ：フェラ
イト相の相当吸収エネルギー、Ｃv Ａ：オーステナイト
相の相当吸収エネルギー、Ｃv Ｒ：剥離粒界面の相当吸
収エネルギー。なお、上記剥離粒界面積率ＡＳ（％）と
は、破面上で粒界剥離を生じた面積の総和を全面積で割
った値であり、次式(6) により求める。
イト相の相当吸収エネルギー、Ｃv Ａ：オーステナイト
相の相当吸収エネルギー、Ｃv Ｒ：剥離粒界面の相当吸
収エネルギー。なお、上記剥離粒界面積率ＡＳ（％）と
は、破面上で粒界剥離を生じた面積の総和を全面積で割
った値であり、次式(6) により求める。
【００１６】ＡＳ＝（粒界剥離を生じた面積の総和／全
面積）×１００ 上記式(5) から推定したところ、相関係数は０．８９６
となり、改良されることが認められた。
面積）×１００ 上記式(5) から推定したところ、相関係数は０．８９６
となり、改良されることが認められた。
【００１７】（２）そこで、以下ＡＳとＣv Ｒについて
の非破壊的な扱いについ説明する。式(5) の中で現われ
るＣv ＝ＡＦＣv Ｆ＋ＡＡＣv Ａは従来の技術である式
(1)の基本式に当るものであり、今回新しく推定式に採
用したＡＳＣv Ｒについて説明を行うと次のようであ
る。
の非破壊的な扱いについ説明する。式(5) の中で現われ
るＣv ＝ＡＦＣv Ｆ＋ＡＡＣv Ａは従来の技術である式
(1)の基本式に当るものであり、今回新しく推定式に採
用したＡＳＣv Ｒについて説明を行うと次のようであ
る。
【００１８】まず、試験後の破面に見られる剥離粒界破
面率ＡＳとミクロ組織観察で測定される粒界の炭化物占
有率（特許請求の範囲中の“粒界長に対する炭化物占有
率”と同義）さＬＣの関係を図６にプロットして示す。
なお、図６ではＬＣとＡＳの関係が材料Ａ1 ，Ａ2 ，Ｂ
共原点を通る直線で表わされているが、これは予め原点
を通るように関係式を作ったもので、通常はｋ０は＋側
及び−側に変化する。また、ＬＣとＡＳの両者の間には
材料依存性があるが、ＡＳとＬＣにはよい対応が存在し
ている。材料依存性についてはフェライト面積率ＦＮが
ＡＳ−ＬＣの関係を表わす直線の傾きβと良い対応を示
すことが分かった。ＡＳとＬＣとの関係を次式で表示し
た。
面率ＡＳとミクロ組織観察で測定される粒界の炭化物占
有率（特許請求の範囲中の“粒界長に対する炭化物占有
率”と同義）さＬＣの関係を図６にプロットして示す。
なお、図６ではＬＣとＡＳの関係が材料Ａ1 ，Ａ2 ，Ｂ
共原点を通る直線で表わされているが、これは予め原点
を通るように関係式を作ったもので、通常はｋ０は＋側
及び−側に変化する。また、ＬＣとＡＳの両者の間には
材料依存性があるが、ＡＳとＬＣにはよい対応が存在し
ている。材料依存性についてはフェライト面積率ＦＮが
ＡＳ−ＬＣの関係を表わす直線の傾きβと良い対応を示
すことが分かった。ＡＳとＬＣとの関係を次式で表示し
た。
【００１９】ＡＳ＝ｋ０＋βＬＣ …(7) 次に、直線の傾きβとフェライト面積率ＦＮの関係を次
式で表示した。 β＝Ｃ０＋Ｃ１×ＦＮ …(8) よって、剥離粒界面積率ＡＳは、上記式(7) に式(8) を
代入することにより、次の式で表わされる。
式で表示した。 β＝Ｃ０＋Ｃ１×ＦＮ …(8) よって、剥離粒界面積率ＡＳは、上記式(7) に式(8) を
代入することにより、次の式で表わされる。
【００２０】 ＡＳ＝｛ｋ０＋（Ｃ０＋Ｃ１×ＦＮ）×ＬＣ｝…(9) なお、剥離粒界面の相当吸収エネルギーＣv Ｒについて
は、非破壊的な推定は不可能であり、材料定数として表
わした。ここで、非破壊的な推定が不可能である理由
は、次の通りである。即ち、他のＣv Ｆ（フェライト相
の相当吸収エネルギー）及びＣv Ａ（オーステナイト相
の相当吸収エネルギー) では、Ｃv Ｆ＝ａＦ＋ｂＦ×Ｈ
v Ｆ、Ｃv Ａ＝ａＡ＋ｂＡ×Ｈv ＡでそれぞれＨv Ｆ
（フェライト相の硬さ）、Ｈv Ａ（オーステナイト相の
硬さ）で吸収エネルギーの変化と硬さと関係が認められ
るが、粒界の性状であるＣv Ｒと相関性のあるものは見
当たらない。そのためそれを求めることは不可能であ
る。
は、非破壊的な推定は不可能であり、材料定数として表
わした。ここで、非破壊的な推定が不可能である理由
は、次の通りである。即ち、他のＣv Ｆ（フェライト相
の相当吸収エネルギー）及びＣv Ａ（オーステナイト相
の相当吸収エネルギー) では、Ｃv Ｆ＝ａＦ＋ｂＦ×Ｈ
v Ｆ、Ｃv Ａ＝ａＡ＋ｂＡ×Ｈv ＡでそれぞれＨv Ｆ
（フェライト相の硬さ）、Ｈv Ａ（オーステナイト相の
硬さ）で吸収エネルギーの変化と硬さと関係が認められ
るが、粒界の性状であるＣv Ｒと相関性のあるものは見
当たらない。そのためそれを求めることは不可能であ
る。
【００２１】（３）以上が成立するならば、Ｈv Ｆ，Ｈ
v Ａ，ＦＮ，ＦＳ及びＬＣから上記式(5) を通じてシャ
ルピー衝撃吸収エネルギーを推定することができる。推
定式は次式の如くなり、Ｈv Ｆ，Ｈv Ａ，ＦＮ，ＦＳ及
びＬＣの５つの検査可能な測定値で表示されており、下
記式(10)となる。
v Ａ，ＦＮ，ＦＳ及びＬＣから上記式(5) を通じてシャ
ルピー衝撃吸収エネルギーを推定することができる。推
定式は次式の如くなり、Ｈv Ｆ，Ｈv Ａ，ＦＮ，ＦＳ及
びＬＣの５つの検査可能な測定値で表示されており、下
記式(10)となる。
【００２２】 ＥstimatedＣv ＝ｇ×（１＋ｄ１×ＦＳ＋ｄ２×ＦＳ2 ）｛（１−ｆ０×ＦＮ −ｆ１)(ｇ０×Ｈv Ａ−ｇ１）＋（ｆｂ×ＦＮ＋ｆ１)(ａ０×Ｈv Ｆ−ａ１）｝ ＋｛（Ｃ０＋Ｃ１×ＦＮ）×ＬＣ＋ｋ０｝×Ｃv Ｒ …(10) ここで、ｇは補正係数、ｄ１，ｄ２，ｆ０，ｆ１，ｇ
０，ｇ１，ａ０，ａ１，Ｃ０，Ｃ１，ｋ０は定数であ
り、Ｃv Ｒは材料定数である。
０，ｇ１，ａ０，ａ１，Ｃ０，Ｃ１，ｋ０は定数であ
り、Ｃv Ｒは材料定数である。
【００２３】（作用）推定式（前記式(10)）を作成すれ
ば、実機を非破壊的に検査できて求めうる測定値、即ち
フェライト相の硬さＨv Ｆ，オーステナイト相の硬さＨ
v Ａ，フェライト相の面積率ＦＮ，フェライト相の間隔
ＦＳ及び炭化物占有率ＬＣから実機のシャルピー衝撃吸
収エネルギーが求められる。吸収エネルギーの低下は、
即ち脆化を意味しているので、脆化度の一つの表示法と
なる。
ば、実機を非破壊的に検査できて求めうる測定値、即ち
フェライト相の硬さＨv Ｆ，オーステナイト相の硬さＨ
v Ａ，フェライト相の面積率ＦＮ，フェライト相の間隔
ＦＳ及び炭化物占有率ＬＣから実機のシャルピー衝撃吸
収エネルギーが求められる。吸収エネルギーの低下は、
即ち脆化を意味しているので、脆化度の一つの表示法と
なる。
【００２４】
【発明の実施の形態】以下、本発明の実施例について説
明する。下記表１〜表４に示す４種（Ａ１，Ａ２，Ｂ，
Ｃ）の２相ステンレス鋼を準備し、３５０℃，４００℃
及び４５０℃で長時間加熱（１００００時間まで）をし
た。なお、表１〜表４には、４種の材料の他、フェライ
ト量％（ＦＮ）、加熱温度（℃）、加熱時間(hr)、フェ
ライト硬さＨv Ｆ，Ｈv(0.001)、オーステナイト硬さＨ
v Ａ，Ｈv(0.025)、室温吸収エネルギー（Ｅxperimenta
l Ｃv)（Ｊ）、破面率％（延性：ＡＡ，脆性：ＡＦ，剥
離粒界：ＡＳ）、画像解析（フェライト量ＦＮ（％），
フェライト間隔％（μｍ）ＦＳ，炭化物占有率ＬＣ
（％））を記載した。
明する。下記表１〜表４に示す４種（Ａ１，Ａ２，Ｂ，
Ｃ）の２相ステンレス鋼を準備し、３５０℃，４００℃
及び４５０℃で長時間加熱（１００００時間まで）をし
た。なお、表１〜表４には、４種の材料の他、フェライ
ト量％（ＦＮ）、加熱温度（℃）、加熱時間(hr)、フェ
ライト硬さＨv Ｆ，Ｈv(0.001)、オーステナイト硬さＨ
v Ａ，Ｈv(0.025)、室温吸収エネルギー（Ｅxperimenta
l Ｃv)（Ｊ）、破面率％（延性：ＡＡ，脆性：ＡＦ，剥
離粒界：ＡＳ）、画像解析（フェライト量ＦＮ（％），
フェライト間隔％（μｍ）ＦＳ，炭化物占有率ＬＣ
（％））を記載した。
【００２５】フェライト相の面積比（加熱によって変化
しない）は、Ａ１材＝１０％，Ａ２材＝２５％，Ｂ材＝
１８％，Ｃ材＝６．６％であった。なお、「フェライト
相の面積比（加熱によって変化しない）」は広義の意味
であり、実際測定しているのは写真倍率×１００倍程度
のもの（５〜６視野）を対象に画像処理しているのでバ
ラツキを生じているものと思われる。また、オーステナ
イト相の硬さはほとんど変化せず、２５ｇの荷重でビッ
カース硬さを測定すると、加熱前で、Ａ１材＝１６３，
Ａ２材＝１８４，Ｂ材＝１７９，Ｃ材＝１９０であっ
た。
しない）は、Ａ１材＝１０％，Ａ２材＝２５％，Ｂ材＝
１８％，Ｃ材＝６．６％であった。なお、「フェライト
相の面積比（加熱によって変化しない）」は広義の意味
であり、実際測定しているのは写真倍率×１００倍程度
のもの（５〜６視野）を対象に画像処理しているのでバ
ラツキを生じているものと思われる。また、オーステナ
イト相の硬さはほとんど変化せず、２５ｇの荷重でビッ
カース硬さを測定すると、加熱前で、Ａ１材＝１６３，
Ａ２材＝１８４，Ｂ材＝１７９，Ｃ材＝１９０であっ
た。
【００２６】また、下記表１〜表４には、夫々Ａ１材，
Ａ２材，Ｂ材，Ｃ材の加熱材（加熱前材も一部含む）で
得たフェライト相の硬さ（荷重１ｇ）Ｈv Ｆ，オーステ
ナイト相の硬さ（荷重２５ｇ）Ｈv Ａ，シャルピー吸収
エネルギーＥxperimental Ｃv ，ミクロ組織から求めた
フェライト相の面積率ＦＮ，フェライト相の間隔ＦＳ及
び炭化物占有率ＬＣを示す。
Ａ２材，Ｂ材，Ｃ材の加熱材（加熱前材も一部含む）で
得たフェライト相の硬さ（荷重１ｇ）Ｈv Ｆ，オーステ
ナイト相の硬さ（荷重２５ｇ）Ｈv Ａ，シャルピー吸収
エネルギーＥxperimental Ｃv ，ミクロ組織から求めた
フェライト相の面積率ＦＮ，フェライト相の間隔ＦＳ及
び炭化物占有率ＬＣを示す。
【００２７】
【表１】
【００２８】
【表２】
【００２９】
【表３】
【００３０】
【表４】
【００３１】上記の値を用いて、前記式(10)に代入する
ことにより、シャルピー吸収エネルギーＥxperimental
Ｃv と推定された吸収エネルギーＥstimatedＣv の関係
をプロットすることにより、図７に示すような相関係数
０．８８４が求められる。なお、式(10)中の補正係数及
び定数の算出は、通常用いられている公知の方法によ
る。
ことにより、シャルピー吸収エネルギーＥxperimental
Ｃv と推定された吸収エネルギーＥstimatedＣv の関係
をプロットすることにより、図７に示すような相関係数
０．８８４が求められる。なお、式(10)中の補正係数及
び定数の算出は、通常用いられている公知の方法によ
る。
【００３２】上記実施例によれば、以下に述べる効果を
有する。即ち、従来のデータベース（３０００時間ま
で）に加えて、更に高温長時間加熱材（１万時間）のデ
ータを入れると、推定式(1) ＥstimatedＣv ＝ｇ×（１
＋ｄ１×ＦＳ＋ｄ２×ＦＳ2 ）｛（１−ｆ０×ＦＮ−ｆ
１)(ｇ０×Ｈv Ａ−ｇ１）＋（ｆｂ×ＦＮ＋ｆ１)(ａ０
×Ｈv Ｆ−ａ１）｝からの室温シャルピー衝撃吸収エネ
ルギＣv の相関（０．８７６）が悪くなった。そこで、
上述した推定式(5) Ｃv ＝ＡＦＣv Ｆ＋ＡＡＣvＡ＋Ａ
ＳＣv Ｒで検討すると、推定式(1) よりも相関（０．８
９６）が良くなっので、ＡＳＣv Ｒを採用した効果が認
められた。そこで、Ｃv Ｒは材料定数であるので、ＡＳ
の非破壊的に検査する方法を探した。
有する。即ち、従来のデータベース（３０００時間ま
で）に加えて、更に高温長時間加熱材（１万時間）のデ
ータを入れると、推定式(1) ＥstimatedＣv ＝ｇ×（１
＋ｄ１×ＦＳ＋ｄ２×ＦＳ2 ）｛（１−ｆ０×ＦＮ−ｆ
１)(ｇ０×Ｈv Ａ−ｇ１）＋（ｆｂ×ＦＮ＋ｆ１)(ａ０
×Ｈv Ｆ−ａ１）｝からの室温シャルピー衝撃吸収エネ
ルギＣv の相関（０．８７６）が悪くなった。そこで、
上述した推定式(5) Ｃv ＝ＡＦＣv Ｆ＋ＡＡＣvＡ＋Ａ
ＳＣv Ｒで検討すると、推定式(1) よりも相関（０．８
９６）が良くなっので、ＡＳＣv Ｒを採用した効果が認
められた。そこで、Ｃv Ｒは材料定数であるので、ＡＳ
の非破壊的に検査する方法を探した。
【００３３】すると、ＡＳが上記式(9) ＡＳ＝｛ｋ０＋
（Ｃ０＋Ｃ１×ＦＮ）×ＬＣ｝に示すようなＦＮとＬＣ
を含んだ関係式が成立したことにより、上記式(10)Ｅst
imatedＣv ＝ｇ×（１＋ｄ１×ＦＳ＋ｄ2 ×ＦＳ2 ）
｛（１−ｆ０×ＦＮ−ｆ１)(ｇ０×Ｈv Ａ−ｇ１）＋
（ｆｂ×ＦＮ＋ｆ１)(ａ０×Ｈv Ｆ−ａ１）｝＋｛（ｋ
０＋（Ｃ０＋Ｃ１×ＦＮ）×ＬＣ｝×Ｃv Ｒが得られ、
従来の推定式(1) よりも相関（０．８８４）が良くなっ
た。
（Ｃ０＋Ｃ１×ＦＮ）×ＬＣ｝に示すようなＦＮとＬＣ
を含んだ関係式が成立したことにより、上記式(10)Ｅst
imatedＣv ＝ｇ×（１＋ｄ１×ＦＳ＋ｄ2 ×ＦＳ2 ）
｛（１−ｆ０×ＦＮ−ｆ１)(ｇ０×Ｈv Ａ−ｇ１）＋
（ｆｂ×ＦＮ＋ｆ１)(ａ０×Ｈv Ｆ−ａ１）｝＋｛（ｋ
０＋（Ｃ０＋Ｃ１×ＦＮ）×ＬＣ｝×Ｃv Ｒが得られ、
従来の推定式(1) よりも相関（０．８８４）が良くなっ
た。
【００３４】次に、実験データを用いて得られた結果よ
り推定できた吸収エネルギーＥstimatedＣv と実験結果
Ｅxperimental Ｃv の関係を図７に示す。両者には±２
２．５Ｊのばらつきはあるが１対１の関係が成立してい
る。なお、±２２．５Ｊのばらつきは、従来の技術であ
る式(1) より求めたものが図１に示す如く±２７．５Ｊ
であることから、吸収エネルギーの推定において実用上
小さいと考える。よって、実機のフェライト相の硬さ，
オーステナイト相の硬さ，フェライト面積率，フェライ
ト相の間隔及び炭化物占有率を測定して、それを式(10)
に代入すれば、実気の室温吸収エネルギーが推定でき
る。
り推定できた吸収エネルギーＥstimatedＣv と実験結果
Ｅxperimental Ｃv の関係を図７に示す。両者には±２
２．５Ｊのばらつきはあるが１対１の関係が成立してい
る。なお、±２２．５Ｊのばらつきは、従来の技術であ
る式(1) より求めたものが図１に示す如く±２７．５Ｊ
であることから、吸収エネルギーの推定において実用上
小さいと考える。よって、実機のフェライト相の硬さ，
オーステナイト相の硬さ，フェライト面積率，フェライ
ト相の間隔及び炭化物占有率を測定して、それを式(10)
に代入すれば、実気の室温吸収エネルギーが推定でき
る。
【００３５】図８は、Ｅxperimental Ｃv とＨv Ｆの関
係を示す。図８より、フェライト相の硬さが増加するに
つれ、各材のシャルピー吸収エネルギーが低下する傾向
のあることが認められる。図８は、剥離粒界破面率（Ａ
Ｓ）と炭化物占有率（ＬＣ）の関係を示す。
係を示す。図８より、フェライト相の硬さが増加するに
つれ、各材のシャルピー吸収エネルギーが低下する傾向
のあることが認められる。図８は、剥離粒界破面率（Ａ
Ｓ）と炭化物占有率（ＬＣ）の関係を示す。
【００３６】
【発明の効果】以上詳述したようにこの発明によれば、
２相ステンレス鋼のフェライト相硬さ，オーステナイト
相硬さ，フェライト相の面積率，フェライト相間隔及び
粒界長に対する炭化物占有率から室温シャルピー衝撃吸
収エネルギーを精度よく推定可能な２相ステンレス鋼の
脆化検出法を提供できる。を提供できる。
２相ステンレス鋼のフェライト相硬さ，オーステナイト
相硬さ，フェライト相の面積率，フェライト相間隔及び
粒界長に対する炭化物占有率から室温シャルピー衝撃吸
収エネルギーを精度よく推定可能な２相ステンレス鋼の
脆化検出法を提供できる。を提供できる。
【図１】従来に係る衝撃吸収エネルギーの推定法の効果
を示す特性図。
を示す特性図。
【図２】粒界剥離の説明図。
【図３】フェライト相（α相）の面積率を求めるための
説明図。
説明図。
【図４】α相間隔を求めるための説明図。
【図５】粒界長に対する炭化物占有率の説明図。
【図６】実験で求められた剥離粒界破面率（ＡＳ）と炭
化物占有率（ＬＣ）の関係を示す特性図。
化物占有率（ＬＣ）の関係を示す特性図。
【図７】本発明に実施例に係る衝撃吸収エネルギーの推
定法の効果を示す特性図。
定法の効果を示す特性図。
【図８】実験で求められた室温シャルピー衝撃吸収エネ
ルギー，フェライト相の硬さ及びオーステナイト相の破
面率との関係を示す特性図。
ルギー，フェライト相の硬さ及びオーステナイト相の破
面率との関係を示す特性図。
Claims (1)
- 【請求項１】 ２相ステンレス鋼のフェライト相及びオ
ーステナイト相の硬さを測定すると共に組織観察からフ
ェライト相の面積率とフェライト相間隔及び粒界長に対
する炭化物占有率を読みとり、５者の値から２相ステン
レス鋼の室温シャルピー衝撃吸収エネルギーを推定する
ことを特徴とする２相ステンレス鋼の脆化検出法。
Priority Applications (4)
| Application Number | Priority Date | Filing Date | Title |
|---|---|---|---|
| JP8149321A JPH09329593A (ja) | 1996-06-11 | 1996-06-11 | ２相ステンレス鋼の脆化検出法 |
| DE69627990T DE69627990T2 (de) | 1996-06-11 | 1996-10-02 | Verfahren zur Erkennung der Versprödung von rostfreiem Duplexstahl |
| EP96307215A EP0813051B1 (en) | 1996-06-11 | 1996-10-02 | A method of detecting the embrittlement of two-phase stainless steel |
| US08/725,486 US5761953A (en) | 1996-06-11 | 1996-10-04 | Method of detecting the embrittlement of two-phase stainless steel |
Applications Claiming Priority (1)
| Application Number | Priority Date | Filing Date | Title |
|---|---|---|---|
| JP8149321A JPH09329593A (ja) | 1996-06-11 | 1996-06-11 | ２相ステンレス鋼の脆化検出法 |
Publications (1)
| Publication Number | Publication Date |
|---|---|
| JPH09329593A true JPH09329593A (ja) | 1997-12-22 |
Family
ID=15472568
Family Applications (1)
| Application Number | Title | Priority Date | Filing Date |
|---|---|---|---|
| JP8149321A Withdrawn JPH09329593A (ja) | 1996-06-11 | 1996-06-11 | ２相ステンレス鋼の脆化検出法 |
Country Status (4)
| Country | Link |
|---|---|
| US (1) | US5761953A (ja) |
| EP (1) | EP0813051B1 (ja) |
| JP (1) | JPH09329593A (ja) |
| DE (1) | DE69627990T2 (ja) |
Cited By (5)
| Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
|---|---|---|---|---|
| CN100362332C (zh) * | 2005-03-29 | 2008-01-16 | 东北大学 | 轧制过程在线检测钢板力学性能的方法 |
| JP2010230637A (ja) * | 2009-03-30 | 2010-10-14 | Mitsubishi Heavy Ind Ltd | 脆化度判定方法 |
| JP2018028456A (ja) * | 2016-08-16 | 2018-02-22 | 富士電機株式会社 | 鋼部材の脆化評価方法 |
| KR20190048965A (ko) * | 2017-10-31 | 2019-05-09 | 대우조선해양 주식회사 | 금속 시편의 흡수 에너지 추정 방법 |
| KR20230095416A (ko) * | 2021-12-22 | 2023-06-29 | 현대제철 주식회사 | 강재의 저온 충격흡수에너지 예측방법 |
Families Citing this family (6)
| Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
|---|---|---|---|---|
| EP1076821A1 (en) * | 1998-04-27 | 2001-02-21 | Case Technologies Ltd | Non-destructive and on-line method and apparatus for determining the mechanical properties of stainless steel cables |
| CN1996013B (zh) * | 2006-12-31 | 2010-09-08 | 东风汽车有限公司 | 用洛氏、里氏硬度对比法检测钢的残余奥氏体量及回火不足的方法 |
| CN106290358B (zh) * | 2016-07-22 | 2018-08-24 | 武汉钢铁有限公司 | 含碳化物钢铁材料中残余奥氏体含量的测量方法 |
| CN106323978B (zh) * | 2016-08-23 | 2019-04-12 | 西部金属材料股份有限公司 | 一种核电用奥氏体不锈钢管金相组织的检验方法 |
| RU2654071C1 (ru) * | 2017-07-24 | 2018-05-16 | Акционерное общество "Научно-производственное объединение "Центральный научно-исследовательский институт технологии машиностроения" (АО "НПО "ЦНИИТМАШ") | Способ прогнозирования ресурсоспособности стали для корпусов реакторов типа ввэр |
| JP7723252B2 (ja) * | 2021-07-01 | 2025-08-14 | 日本製鉄株式会社 | 延性推定装置、推定モデル生成装置、延性推定方法、推定モデル生成方法、およびプログラム |
Family Cites Families (4)
| Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
|---|---|---|---|---|
| SE430424B (sv) * | 1981-11-24 | 1983-11-14 | Uddeholms Ab | Ketting |
| JPS58153140A (ja) * | 1982-03-08 | 1983-09-12 | Masami Kobayashi | 金属片の破壊試験装置 |
| JPS6089751A (ja) * | 1983-10-21 | 1985-05-20 | Nippon Steel Corp | 鋼材の機械的特性の判定法 |
| JP2744704B2 (ja) * | 1991-01-11 | 1998-04-28 | 三菱重工業株式会社 | ２相ステンレス鋼の熱時効脆化推定方法 |
-
1996
- 1996-06-11 JP JP8149321A patent/JPH09329593A/ja not_active Withdrawn
- 1996-10-02 EP EP96307215A patent/EP0813051B1/en not_active Expired - Lifetime
- 1996-10-02 DE DE69627990T patent/DE69627990T2/de not_active Expired - Fee Related
- 1996-10-04 US US08/725,486 patent/US5761953A/en not_active Expired - Fee Related
Cited By (5)
| Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
|---|---|---|---|---|
| CN100362332C (zh) * | 2005-03-29 | 2008-01-16 | 东北大学 | 轧制过程在线检测钢板力学性能的方法 |
| JP2010230637A (ja) * | 2009-03-30 | 2010-10-14 | Mitsubishi Heavy Ind Ltd | 脆化度判定方法 |
| JP2018028456A (ja) * | 2016-08-16 | 2018-02-22 | 富士電機株式会社 | 鋼部材の脆化評価方法 |
| KR20190048965A (ko) * | 2017-10-31 | 2019-05-09 | 대우조선해양 주식회사 | 금속 시편의 흡수 에너지 추정 방법 |
| KR20230095416A (ko) * | 2021-12-22 | 2023-06-29 | 현대제철 주식회사 | 강재의 저온 충격흡수에너지 예측방법 |
Also Published As
| Publication number | Publication date |
|---|---|
| US5761953A (en) | 1998-06-09 |
| DE69627990D1 (de) | 2003-06-12 |
| DE69627990T2 (de) | 2004-02-26 |
| EP0813051B1 (en) | 2003-05-07 |
| EP0813051A1 (en) | 1997-12-17 |
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|---|---|---|---|
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