JP2003315251A - 耐熱鋼の高温損傷評価方法 - Google Patents
耐熱鋼の高温損傷評価方法Info
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- JP2003315251A JP2003315251A JP2002123494A JP2002123494A JP2003315251A JP 2003315251 A JP2003315251 A JP 2003315251A JP 2002123494 A JP2002123494 A JP 2002123494A JP 2002123494 A JP2002123494 A JP 2002123494A JP 2003315251 A JP2003315251 A JP 2003315251A
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Abstract
(57)【要約】
【課題】 耐熱鋼（焼き戻しマルテンサイト鋼）に対し
て高温損傷評価を行うことができる耐熱鋼の高温損傷評
価方法を提供する。 【解決手段】 予め多軸応力試験により、焼き戻しマル
テンサイト鋼についてクリープボイド個数密度と寿命比
との関係を表すクリープボイド評価線図を作成するこ
と、ボイド観察手段により、多軸応力場に曝されている
部位のクリープボイド個数密度を求め、このクリープボ
イド個数密度と、前記クリープボイド評価線図とに基づ
いて前記部位の寿命比を求めることにより、高温損傷評
価（余寿命評価）を行う（ボイド個数密度法）。また、
このボイド個数密度法によって、硬さ測定が困難で多軸
応力場に曝されている部位の評価を行い、硬さ測定が容
易な部位は硬さ法によって評価することにより、高温機
器全体の高温損傷評価（余寿命評価）を行う。
て高温損傷評価を行うことができる耐熱鋼の高温損傷評
価方法を提供する。 【解決手段】 予め多軸応力試験により、焼き戻しマル
テンサイト鋼についてクリープボイド個数密度と寿命比
との関係を表すクリープボイド評価線図を作成するこ
と、ボイド観察手段により、多軸応力場に曝されている
部位のクリープボイド個数密度を求め、このクリープボ
イド個数密度と、前記クリープボイド評価線図とに基づ
いて前記部位の寿命比を求めることにより、高温損傷評
価（余寿命評価）を行う（ボイド個数密度法）。また、
このボイド個数密度法によって、硬さ測定が困難で多軸
応力場に曝されている部位の評価を行い、硬さ測定が容
易な部位は硬さ法によって評価することにより、高温機
器全体の高温損傷評価（余寿命評価）を行う。
Description
【０００１】
【発明の属する技術分野】本発明は耐熱鋼の高温損傷評
価方法に関し、焼き戻しマルテンサイト鋼からなる高温
機器の余寿命を評価する場合に適用して有用なものであ
る。
価方法に関し、焼き戻しマルテンサイト鋼からなる高温
機器の余寿命を評価する場合に適用して有用なものであ
る。
【０００２】
【従来の技術】従来、高温機器に使用されていた耐熱鋼
（低合金鋼、焼き戻しマルテンサイト鋼等）のクリープ
損傷評価法には、損傷部にクリープ過程で生成した粒界
上のクリープキャビティーを評価するＡパラメータ法、
析出物の分布状況及び形態変化からクリープ損傷を推定
する金属組織学的手法、使用部位からミニチュアクリー
プ試験片を採取し、任意を応力及び温度で実際にクリー
プ試験を実施して余寿命を推定する破壊試験法がある。
（低合金鋼、焼き戻しマルテンサイト鋼等）のクリープ
損傷評価法には、損傷部にクリープ過程で生成した粒界
上のクリープキャビティーを評価するＡパラメータ法、
析出物の分布状況及び形態変化からクリープ損傷を推定
する金属組織学的手法、使用部位からミニチュアクリー
プ試験片を採取し、任意を応力及び温度で実際にクリー
プ試験を実施して余寿命を推定する破壊試験法がある。
【０００３】
【発明が解決しようとする課題】上記従来技術のうち、
Ａパラメータ法は、焼き戻しマルテンサイト鋼では単軸
クリープ試験でクリープキャビティーが発生しないため
に適用できない。金属組織学的手法は、脆性的に破壊す
る溶接熱影響部のみでしか行われておらず、延性的に破
壊する焼き戻しマルテンサイト鋼では適用できない。破
壊試験法は、試験に長時間を要するうえに、高温機器か
らの材料採取量が多いために適用できる部位が非常に限
られている。特に、蒸気タービンロータや主要弁では、
クリープ損傷が激しい部位からの試験片の採取は困難で
ある。
Ａパラメータ法は、焼き戻しマルテンサイト鋼では単軸
クリープ試験でクリープキャビティーが発生しないため
に適用できない。金属組織学的手法は、脆性的に破壊す
る溶接熱影響部のみでしか行われておらず、延性的に破
壊する焼き戻しマルテンサイト鋼では適用できない。破
壊試験法は、試験に長時間を要するうえに、高温機器か
らの材料採取量が多いために適用できる部位が非常に限
られている。特に、蒸気タービンロータや主要弁では、
クリープ損傷が激しい部位からの試験片の採取は困難で
ある。
【０００４】従って、本発明は上記の事情に鑑み、焼き
戻しマルテンサイト鋼に対して高温損傷評価を行うこと
ができる耐熱鋼の高温損傷評価方法を提供することを課
題とする。
戻しマルテンサイト鋼に対して高温損傷評価を行うこと
ができる耐熱鋼の高温損傷評価方法を提供することを課
題とする。
【０００５】
【課題を解決するための手段】上記課題を解決する第１
発明の耐熱鋼の高温損傷評価方法は、９〜１２重量％Ｃ
ｒ鋼である焼き戻しマルテンサイト鋼の高温損傷評価方
法であって、予め多軸応力試験により、焼き戻しマルテ
ンサイト鋼についてクリープボイド個数密度と寿命比と
の関係を表すクリープボイド評価線図を作成すること、
ボイド観察手段により、多軸応力場に曝されている部位
のクリープボイド個数密度を求め、このクリープボイド
個数密度と、前記クリープボイド評価線図とに基づいて
前記部位の寿命比を求めることにより、余寿命評価を行
うことを特徴とする。
発明の耐熱鋼の高温損傷評価方法は、９〜１２重量％Ｃ
ｒ鋼である焼き戻しマルテンサイト鋼の高温損傷評価方
法であって、予め多軸応力試験により、焼き戻しマルテ
ンサイト鋼についてクリープボイド個数密度と寿命比と
の関係を表すクリープボイド評価線図を作成すること、
ボイド観察手段により、多軸応力場に曝されている部位
のクリープボイド個数密度を求め、このクリープボイド
個数密度と、前記クリープボイド評価線図とに基づいて
前記部位の寿命比を求めることにより、余寿命評価を行
うことを特徴とする。
【０００６】また、第２発明の耐熱鋼の高温損傷評価方
法は、９〜１２重量％Ｃｒ鋼である焼き戻しマルテンサ
イト鋼の高温損傷評価方法であって、硬さ測定が困難で
多軸応力場に曝されている部位に対しては、第１発明の
耐熱鋼の高温損傷評価方法により、余寿命評価を行い、
硬さ測定が容易な部位に対しては、使用時間ｔと損傷部
の使用温度Ｔを用いて、Ｇパラメータの値Ｇ1 を算出す
ることにより、時効のみよる影響Ｇ1 の値を求めるこ
と、応力無負荷部の硬さＨｖ1 を計測し、単純時効材の
Ｇ−Ｈｖ／Ｈｖ0 線図より、Ｇ1 に対応するＨｖ1 ／Ｈ
ｖ0 を求めて、初期硬さＨｖ0 を算出すること、又は、
初期硬さＨｖ0 を予め計測すること、損傷部の硬さＨｖ
2 を測定してＨｖ2 ／Ｈｖ0 を算出し、単純時効材とク
リープ損傷付与材に対する硬さとＧパラメータの関係を
整理して求めた硬さ比Ｈｖ／Ｈｖ0 とＧ’パラメータの
関係を表す１本のマスターカーブより、前記Ｈｖ2 ／Ｈ
ｖ0 の値に対応するＧ’パラメータの値Ｇ2 を算出する
こと、このＧ2 から先に求めたＧ1 を差し引くことによ
り応力のみによる軟化促進分ΔＧの値を求め、このΔＧ
の値と、前記マスターカーブの式におけるΔＧの式とに
基づいて、応力を推定すること、この推定応力σ及び使
用温度Ｔと、クリープ破断線図とに基づき、破断時間ｔ
r を求め、この破断時間ｔr と使用時間ｔとから余寿命
を求めることを特徴とする。
法は、９〜１２重量％Ｃｒ鋼である焼き戻しマルテンサ
イト鋼の高温損傷評価方法であって、硬さ測定が困難で
多軸応力場に曝されている部位に対しては、第１発明の
耐熱鋼の高温損傷評価方法により、余寿命評価を行い、
硬さ測定が容易な部位に対しては、使用時間ｔと損傷部
の使用温度Ｔを用いて、Ｇパラメータの値Ｇ1 を算出す
ることにより、時効のみよる影響Ｇ1 の値を求めるこ
と、応力無負荷部の硬さＨｖ1 を計測し、単純時効材の
Ｇ−Ｈｖ／Ｈｖ0 線図より、Ｇ1 に対応するＨｖ1 ／Ｈ
ｖ0 を求めて、初期硬さＨｖ0 を算出すること、又は、
初期硬さＨｖ0 を予め計測すること、損傷部の硬さＨｖ
2 を測定してＨｖ2 ／Ｈｖ0 を算出し、単純時効材とク
リープ損傷付与材に対する硬さとＧパラメータの関係を
整理して求めた硬さ比Ｈｖ／Ｈｖ0 とＧ’パラメータの
関係を表す１本のマスターカーブより、前記Ｈｖ2 ／Ｈ
ｖ0 の値に対応するＧ’パラメータの値Ｇ2 を算出する
こと、このＧ2 から先に求めたＧ1 を差し引くことによ
り応力のみによる軟化促進分ΔＧの値を求め、このΔＧ
の値と、前記マスターカーブの式におけるΔＧの式とに
基づいて、応力を推定すること、この推定応力σ及び使
用温度Ｔと、クリープ破断線図とに基づき、破断時間ｔ
r を求め、この破断時間ｔr と使用時間ｔとから余寿命
を求めることを特徴とする。
【０００７】
【発明の実施の形態】以下、本発明の実施の形態を図面
に基づき詳細に説明する。
に基づき詳細に説明する。
【０００８】図１は本発明の実施の形態に係る耐熱鋼の
高温損傷評価方法の概略手順を示す説明、図２及び図３
は前記高温損傷評価方法によって評価する部位の例を示
す図、図４はクリープボイド個数密度と寿命比との関係
を表すクリープボイド評価線図、図５，図６及び図７は
多軸応力試験方法の例を示す説明図である。また、図８
はＧパラメータと硬さ比との関係を示す図、図９はＧ’
パラメータと硬さ比との関係（マスターカーブ）を示す
図、図１０は硬さ法の手順を示す図、図１１は応力と破
断時間の関係を示す図である。
高温損傷評価方法の概略手順を示す説明、図２及び図３
は前記高温損傷評価方法によって評価する部位の例を示
す図、図４はクリープボイド個数密度と寿命比との関係
を表すクリープボイド評価線図、図５，図６及び図７は
多軸応力試験方法の例を示す説明図である。また、図８
はＧパラメータと硬さ比との関係を示す図、図９はＧ’
パラメータと硬さ比との関係（マスターカーブ）を示す
図、図１０は硬さ法の手順を示す図、図１１は応力と破
断時間の関係を示す図である。
【０００９】図１に示すように、本実施の形態の高温損
傷評価方法では、ボイド個数密度法と硬さ法とによっ
て、タービンロータや主要弁などに用いられる９〜１２
重量％Ｃｒ鋼である焼き戻しマルテンサイト鋼の高温損
傷評価（余寿命評価）を行う。
傷評価方法では、ボイド個数密度法と硬さ法とによっ
て、タービンロータや主要弁などに用いられる９〜１２
重量％Ｃｒ鋼である焼き戻しマルテンサイト鋼の高温損
傷評価（余寿命評価）を行う。
【００１０】耐熱鋼である焼き戻しマルテンサイト鋼は
高温使用中に軟化が生じ、更に、応力負荷下では軟化が
促進される。このことから、焼き戻しマルテンサイト鋼
でもラーソンミラー型の温度・時間・応力パラメータ
Ｇ’で、温度、応力によらず１本の曲線（マスターカー
ブ）に整理することにより（図９参照、詳細後述）、高
温損傷評価が可能であることを見出した。かかる知見に
基づき、例えば図２に示すようなタービンロータの回転
軸１の中心孔２のように硬さ測定の容易な部位について
は、硬さ法によって高温損傷評価（余寿命評価）を行
う。
高温使用中に軟化が生じ、更に、応力負荷下では軟化が
促進される。このことから、焼き戻しマルテンサイト鋼
でもラーソンミラー型の温度・時間・応力パラメータ
Ｇ’で、温度、応力によらず１本の曲線（マスターカー
ブ）に整理することにより（図９参照、詳細後述）、高
温損傷評価が可能であることを見出した。かかる知見に
基づき、例えば図２に示すようなタービンロータの回転
軸１の中心孔２のように硬さ測定の容易な部位について
は、硬さ法によって高温損傷評価（余寿命評価）を行
う。
【００１１】一方、タービンロータなどの高温機器は複
雑な形状であり、切り欠き部を有する場合が多く、最大
損傷部と予想される切り欠き底では硬さ測定が困難であ
る。そこで、一般に切り欠き底は多軸応力場に曝されて
おり、このような多軸応力下では焼き戻しマルテンサイ
ト鋼でもクリープボイドが発生することを見出した。か
かる知見に基づき、硬さ測定が困難な部位については、
ボイド個数密度法によって高温損傷評価（余寿命評価）
を行う。例えば図３に示すようなタービンロータの動翼
３の取付部５は切り欠かれており、この溝部（切り欠き
底）４は硬さ測定が困難であるが、このような部位につ
いてはボイド個数密度法によって高温損傷評価を行う。
雑な形状であり、切り欠き部を有する場合が多く、最大
損傷部と予想される切り欠き底では硬さ測定が困難であ
る。そこで、一般に切り欠き底は多軸応力場に曝されて
おり、このような多軸応力下では焼き戻しマルテンサイ
ト鋼でもクリープボイドが発生することを見出した。か
かる知見に基づき、硬さ測定が困難な部位については、
ボイド個数密度法によって高温損傷評価（余寿命評価）
を行う。例えば図３に示すようなタービンロータの動翼
３の取付部５は切り欠かれており、この溝部（切り欠き
底）４は硬さ測定が困難であるが、このような部位につ
いてはボイド個数密度法によって高温損傷評価を行う。
【００１２】詳細は後述するが、図１に示すように、ボ
イド個数密度法では翼溝部４のボイド観察を行ってクリ
ープボイド個数密度を求め（Ｓ１）、このクリープボイ
ド個数密度と、図４に示すクリープボイド評価線図とに
基づいて余寿命評価を行い（Ｓ２）、硬さ法ではロータ
中心孔２の硬さを測定し（Ｓ３）、この硬さと、図９に
示すマスターカーブ（Ｇ’パラメータと硬さ比との関
係）とに基づいて余寿命評価を行う（Ｓ４）。かくし
て、高温機器（タービンロータ）全体の高温損傷評価
（余寿命評価）を行うことができる。
イド個数密度法では翼溝部４のボイド観察を行ってクリ
ープボイド個数密度を求め（Ｓ１）、このクリープボイ
ド個数密度と、図４に示すクリープボイド評価線図とに
基づいて余寿命評価を行い（Ｓ２）、硬さ法ではロータ
中心孔２の硬さを測定し（Ｓ３）、この硬さと、図９に
示すマスターカーブ（Ｇ’パラメータと硬さ比との関
係）とに基づいて余寿命評価を行う（Ｓ４）。かくし
て、高温機器（タービンロータ）全体の高温損傷評価
（余寿命評価）を行うことができる。
【００１３】ここで、図４〜図１１に基づき、ボイド個
数密度法と硬さ法について詳述する。
数密度法と硬さ法について詳述する。
【００１４】＜ボイド個数密度法＞予め多軸応力試験に
より、焼き戻しマルテンサイト鋼について図４に示すよ
うなクリープボイド個数密度と、破断時間ｔr と運転時
間（使用時間）ｔとの比である寿命比ｔ／ｔr との関係
を表すクリープボイド評価線図を作成する。同図に示す
ように、多軸応力下では時間が経つほどクリープボイド
が増加する。
より、焼き戻しマルテンサイト鋼について図４に示すよ
うなクリープボイド個数密度と、破断時間ｔr と運転時
間（使用時間）ｔとの比である寿命比ｔ／ｔr との関係
を表すクリープボイド評価線図を作成する。同図に示す
ように、多軸応力下では時間が経つほどクリープボイド
が増加する。
【００１５】次に、ボイド観察手段として一般のレプリ
カ法を用いることにより、クリープボイド個数密度を求
める。即ち、高温損傷評価部位である翼溝部４からレプ
リカを採取し（薄膜に物体表面の凹凸を転写し）、この
レプリカをＳＥＭ（ScanningElectron Microscopy）観
察してクリープボイドの個数を測定し、この個数を観察
面積で除してクリープボイド個数密度（個／ｍｍ2 ）を
求める。そして、このクリープボイド個数密度と、図４
のクリープボイド評価線図とに基づいて、図４中に点線
で例示するように翼溝部４の寿命比ｔ／ｔr を求めるこ
とにより、余寿命評価を行う。
カ法を用いることにより、クリープボイド個数密度を求
める。即ち、高温損傷評価部位である翼溝部４からレプ
リカを採取し（薄膜に物体表面の凹凸を転写し）、この
レプリカをＳＥＭ（ScanningElectron Microscopy）観
察してクリープボイドの個数を測定し、この個数を観察
面積で除してクリープボイド個数密度（個／ｍｍ2 ）を
求める。そして、このクリープボイド個数密度と、図４
のクリープボイド評価線図とに基づいて、図４中に点線
で例示するように翼溝部４の寿命比ｔ／ｔr を求めるこ
とにより、余寿命評価を行う。
【００１６】以上のように、本ボイド個数密度法によれ
ば、焼き戻しマルテンサイト鋼の多軸応力場に曝された
部位に対しては、クリープボイド評価線図を用いること
により、高精度な高温損傷評価（余寿命評価）を行うこ
とができる。
ば、焼き戻しマルテンサイト鋼の多軸応力場に曝された
部位に対しては、クリープボイド評価線図を用いること
により、高精度な高温損傷評価（余寿命評価）を行うこ
とができる。
【００１７】なお、多軸応力試験は例えば特許第３００
９６２１号公報に示されているような多軸応力試験方法
を利用して行うことができる。この多軸応力試験方法の
概要を図５〜図７に基づいて説明する。
９６２１号公報に示されているような多軸応力試験方法
を利用して行うことができる。この多軸応力試験方法の
概要を図５〜図７に基づいて説明する。
【００１８】図５に示すように、本試験方法に用いる円
筒試験片１１は、主として、円筒部１５、連結部１４及
び試験部１３より構成されている。即ち、円筒試験片１
１は、円筒部１５の片方の端面１２側が滑らかな連結部
１４及び試験部１３よりなる突出曲面で閉塞形成され、
該突出曲面の肉厚が中心軸部から離れるに従い漸増し、
円筒部１５の肉厚と滑らかに連続した形状となってい
る。ここで、円筒部１５は、円筒形状であるのに対し、
試験部１３及び連結部１４はほぼ球殻形状をなしてい
る。特に、試験部１３は、例えば、図６に示すように突
出曲面の円筒中心軸部分において、円筒部１５と中心を
同じくする均一の厚みｔを有する薄肉球殻の一部として
突出している。試験部１３の均一の厚みｔとは、内圧の
作用する方向に計った肉厚である。また、均一の厚みｔ
を有する試験部１３の面積は、円筒試験片１１の設計に
より任意に大きくすることができる。
筒試験片１１は、主として、円筒部１５、連結部１４及
び試験部１３より構成されている。即ち、円筒試験片１
１は、円筒部１５の片方の端面１２側が滑らかな連結部
１４及び試験部１３よりなる突出曲面で閉塞形成され、
該突出曲面の肉厚が中心軸部から離れるに従い漸増し、
円筒部１５の肉厚と滑らかに連続した形状となってい
る。ここで、円筒部１５は、円筒形状であるのに対し、
試験部１３及び連結部１４はほぼ球殻形状をなしてい
る。特に、試験部１３は、例えば、図６に示すように突
出曲面の円筒中心軸部分において、円筒部１５と中心を
同じくする均一の厚みｔを有する薄肉球殻の一部として
突出している。試験部１３の均一の厚みｔとは、内圧の
作用する方向に計った肉厚である。また、均一の厚みｔ
を有する試験部１３の面積は、円筒試験片１１の設計に
より任意に大きくすることができる。
【００１９】連結部１４は、例えば、図２に示すように
試験部１３の外周面を滑らかに円筒部１５の外周面につ
なげるように湾曲した外面を有し、且つ、試験部１３か
ら円筒部１５に向かうに従って徐々に厚みが増すように
湾曲した内面を有する。連結部１４も、試験部１３と同
様に内圧が負荷するので、なるべく特異な応力部が出来
ないように、極力厚み及び曲率の変化を少なくしてあ
る。
試験部１３の外周面を滑らかに円筒部１５の外周面につ
なげるように湾曲した外面を有し、且つ、試験部１３か
ら円筒部１５に向かうに従って徐々に厚みが増すように
湾曲した内面を有する。連結部１４も、試験部１３と同
様に内圧が負荷するので、なるべく特異な応力部が出来
ないように、極力厚み及び曲率の変化を少なくしてあ
る。
【００２０】このような円筒試験片１１において、試験
部１３の外周面は、球状で薄肉であるため、内圧を受け
ると肉厚方向の応力は零で、肉厚方向に対して直角な２
方向に等しい軸引張り応力、つまり、等２軸引張り応力
を受けることになる。従って、試験部１３の厚みをｔ
（ｍｍ）、平均半径をｒm （ｍｍ）として、内圧ｐ（Ｍ
Ｐａ）を受けると、下式に示すように、直角２方向に等
しい応力σt 及びσθが発生する。そのため、上述した
ように試験部１３、連結部１４等が適切に設計されてい
れば、等２軸の引張り応力試験が可能となる。 σ＝σt ＝σθ＝ｐｒm ／ｔ
部１３の外周面は、球状で薄肉であるため、内圧を受け
ると肉厚方向の応力は零で、肉厚方向に対して直角な２
方向に等しい軸引張り応力、つまり、等２軸引張り応力
を受けることになる。従って、試験部１３の厚みをｔ
（ｍｍ）、平均半径をｒm （ｍｍ）として、内圧ｐ（Ｍ
Ｐａ）を受けると、下式に示すように、直角２方向に等
しい応力σt 及びσθが発生する。そのため、上述した
ように試験部１３、連結部１４等が適切に設計されてい
れば、等２軸の引張り応力試験が可能となる。 σ＝σt ＝σθ＝ｐｒm ／ｔ
【００２１】ここで、試験部１３を真球形状とすれば、
理論的に、肉厚方向の応力は零で、肉厚方向に対して直
角な２方向に等しい軸引張り応力を受ける「等２軸引張
り応力試験」が可能となる。但し、実際には真球形状に
加工することは困難であるため、通常の加工方法によ
り、薄肉球殻と認められる程度に加工されるものでも良
く、このような形状としても「２軸引張り応力試験」を
実施することが可能である。更に、球に近い楕円形状、
２次曲面形状としても、「２軸引張り応力試験」に近い
試験を実施できるものと考えられる。なお、図８に示す
ように、連結部１４から試験部１３に至る形状は、中心
と半径の異なる２つの球がほぼ接する状態とするのが最
も好ましい形状であるが、均等な肉厚としての試験部３
はほぼ点に近い状態となり、試験片は作り易いが、計測
が困難となる。
理論的に、肉厚方向の応力は零で、肉厚方向に対して直
角な２方向に等しい軸引張り応力を受ける「等２軸引張
り応力試験」が可能となる。但し、実際には真球形状に
加工することは困難であるため、通常の加工方法によ
り、薄肉球殻と認められる程度に加工されるものでも良
く、このような形状としても「２軸引張り応力試験」を
実施することが可能である。更に、球に近い楕円形状、
２次曲面形状としても、「２軸引張り応力試験」に近い
試験を実施できるものと考えられる。なお、図８に示す
ように、連結部１４から試験部１３に至る形状は、中心
と半径の異なる２つの球がほぼ接する状態とするのが最
も好ましい形状であるが、均等な肉厚としての試験部３
はほぼ点に近い状態となり、試験片は作り易いが、計測
が困難となる。
【００２２】上述した円筒試験片１１は、例えば図５に
示すように高温炉２１等の加熱手段内で所定の試験温度
及び雰囲気に維持することにより、クリープ試験に適用
することができる。即ち、図５に示すように内圧クリー
プ試験機２５内には高温炉２１が設置されると共にこの
高温炉２１内に円筒試験片１１が挿入され、この円筒試
験片１１にポンプ２３が配管１８を介して接続され、円
筒試験片１１には水２０による内圧が負荷されている。
示すように高温炉２１等の加熱手段内で所定の試験温度
及び雰囲気に維持することにより、クリープ試験に適用
することができる。即ち、図５に示すように内圧クリー
プ試験機２５内には高温炉２１が設置されると共にこの
高温炉２１内に円筒試験片１１が挿入され、この円筒試
験片１１にポンプ２３が配管１８を介して接続され、円
筒試験片１１には水２０による内圧が負荷されている。
【００２３】具体的には、円筒部１５の他端１７をノズ
ル２８で閉塞すると共に溶接付け１９を施し、このノズ
ル２８に配管１８を連結したものであり、配管１８に水
２０を通して、円筒試験片１５に圧力を伝達して内圧を
負荷する。内圧は、ポンプ２３で調整する。内圧クリー
プ試験機２５それ自身は、従来より使用されているもの
をそのまま使用可能である。また、高温炉２１は、円筒
試験片１１を所定の試験温度及び雰囲気に維持するため
の容器であり、その一部には窓２２が設けられている。
その窓２２に望遠鏡等の計測手段２４が設けられてお
り、円筒試験片１１の試験部１３の先端１６の変位を観
察することが可能である。具体的には、試験部１３の先
端１６に望遠鏡の焦点を合わせるために、望遠鏡を移動
させて、その移動量を先端１６の変位として計測するの
である。或いは、窓２２の外にレーザ距離計などの計測
手段２４を固定して、試験部１３の先端１６までの距離
を読み取ることにより、その変位を求めるのである。
ル２８で閉塞すると共に溶接付け１９を施し、このノズ
ル２８に配管１８を連結したものであり、配管１８に水
２０を通して、円筒試験片１５に圧力を伝達して内圧を
負荷する。内圧は、ポンプ２３で調整する。内圧クリー
プ試験機２５それ自身は、従来より使用されているもの
をそのまま使用可能である。また、高温炉２１は、円筒
試験片１１を所定の試験温度及び雰囲気に維持するため
の容器であり、その一部には窓２２が設けられている。
その窓２２に望遠鏡等の計測手段２４が設けられてお
り、円筒試験片１１の試験部１３の先端１６の変位を観
察することが可能である。具体的には、試験部１３の先
端１６に望遠鏡の焦点を合わせるために、望遠鏡を移動
させて、その移動量を先端１６の変位として計測するの
である。或いは、窓２２の外にレーザ距離計などの計測
手段２４を固定して、試験部１３の先端１６までの距離
を読み取ることにより、その変位を求めるのである。
【００２４】以上が多軸応力試験方法の概要である。な
お、かかる多軸応力試験方法を利用してクリープボイド
個数密度を求める場合には、所定の温度条件において円
筒試験片１１に所定の内圧をかけることより、等２軸の
多軸応力場を発生させ、破断後及び破断に至るまでの所
定時間ごとに、円筒試験片１１の試験部１３の表面のレ
プリカを採取し、このレプリカのＳＥＭ観察をしてクリ
ープボイドの個数を測定し、この個数を観察面積で除し
てクリープボイド個数密度を求める。
お、かかる多軸応力試験方法を利用してクリープボイド
個数密度を求める場合には、所定の温度条件において円
筒試験片１１に所定の内圧をかけることより、等２軸の
多軸応力場を発生させ、破断後及び破断に至るまでの所
定時間ごとに、円筒試験片１１の試験部１３の表面のレ
プリカを採取し、このレプリカのＳＥＭ観察をしてクリ
ープボイドの個数を測定し、この個数を観察面積で除し
てクリープボイド個数密度を求める。
【００２５】＜硬さ法＞硬さ法では、図８に例示するよ
うな実験データを整理することによって得られる図９の
評価線図（Ｇ’パラメータと硬さ比Ｈｖ／Ｈｖ0 と関係
を表す１本のマスターカーブ）を用い、図１０に示す手
順にしたがって、高温損傷評価（余寿命評価）を行う。
うな実験データを整理することによって得られる図９の
評価線図（Ｇ’パラメータと硬さ比Ｈｖ／Ｈｖ0 と関係
を表す１本のマスターカーブ）を用い、図１０に示す手
順にしたがって、高温損傷評価（余寿命評価）を行う。
【００２６】図８に示す実験データは次のようにして求
める。即ち、焼き戻しマルテンサイト鋼の単純時効材を
作製するために、温度５００〜６００℃、時間１０００
〜６００００時間の長時間加熱試験を行う。また、クリ
ープ変形中（特に加速クリープ域）の硬さ変化を求める
ため、温度６５０℃−応力８，１０ｋｇ／ｍｍ2 、温度
６００℃−応力１０，１４，２０ｋｇ／ｍｍ2 の条件で
のクリープ試験を行って、焼き戻しマルテンサイト鋼の
中間試験片と破断試験片とを作製する。そして、これら
の単純時効材及びクリープ損傷付与材（中間試験片，破
断試験片）に対し、硬さＨｖの測定を行うことにより、
図８に示すような単純時効材及びクリープ損傷付与材に
対する硬さと、ラーソンミラーパラメータの対数である
Ｇパラメータとの関係を求める。Ｇパラメータの式は次
のとおりである。 Ｇ＝log [(Ｔ＋273)(25 ＋log t )] （１）
める。即ち、焼き戻しマルテンサイト鋼の単純時効材を
作製するために、温度５００〜６００℃、時間１０００
〜６００００時間の長時間加熱試験を行う。また、クリ
ープ変形中（特に加速クリープ域）の硬さ変化を求める
ため、温度６５０℃−応力８，１０ｋｇ／ｍｍ2 、温度
６００℃−応力１０，１４，２０ｋｇ／ｍｍ2 の条件で
のクリープ試験を行って、焼き戻しマルテンサイト鋼の
中間試験片と破断試験片とを作製する。そして、これら
の単純時効材及びクリープ損傷付与材（中間試験片，破
断試験片）に対し、硬さＨｖの測定を行うことにより、
図８に示すような単純時効材及びクリープ損傷付与材に
対する硬さと、ラーソンミラーパラメータの対数である
Ｇパラメータとの関係を求める。Ｇパラメータの式は次
のとおりである。 Ｇ＝log [(Ｔ＋273)(25 ＋log t )] （１）
【００２７】なお、図８では硬さ測定値Ｈｖを、初期硬
さＨｖ0 で規格化している。図８に示すように、硬さの
低下は応力が負荷されていない状態（無負荷加熱状態）
でも、Ｇパラメータで４．４を超えると顕著に発生する
（図８中に実線で示す曲線）。更に、８ｋｇ／ｍｍ2 以
上の応力負荷状態では、応力が大きいほど硬さの低下は
促進される。
さＨｖ0 で規格化している。図８に示すように、硬さの
低下は応力が負荷されていない状態（無負荷加熱状態）
でも、Ｇパラメータで４．４を超えると顕著に発生する
（図８中に実線で示す曲線）。更に、８ｋｇ／ｍｍ2 以
上の応力負荷状態では、応力が大きいほど硬さの低下は
促進される。
【００２８】次に、硬さ低下を時効のみよる影響Ｇと応
力σによる軟化加速（ΔＧ）とに分離し、両者の和で表
されるＧ’パラメータ：Ｇ’＝Ｇ＋ΔＧで図８の実験デ
ータを整理する。なお、図８より８０ＭＰａ以上で応力
による軟化加速ΔＧの効果が現れると仮定した。Ｇ’＝
Ｇ＋ΔＧ ＝log [(Ｔ＋273)(25 ＋log t )]＋ΔＧ （２） ここで、σ≦８０ＭＰａの時、ΔＧ＝０ σ≧８０ＭＰａの時、ΔＧ＝0.00022(σ−80)
力σによる軟化加速（ΔＧ）とに分離し、両者の和で表
されるＧ’パラメータ：Ｇ’＝Ｇ＋ΔＧで図８の実験デ
ータを整理する。なお、図８より８０ＭＰａ以上で応力
による軟化加速ΔＧの効果が現れると仮定した。Ｇ’＝
Ｇ＋ΔＧ ＝log [(Ｔ＋273)(25 ＋log t )]＋ΔＧ （２） ここで、σ≦８０ＭＰａの時、ΔＧ＝０ σ≧８０ＭＰａの時、ΔＧ＝0.00022(σ−80)
【００２９】図９に硬さ比Ｈｖ／Ｈｖ0 とＧ’パラメー
タとの関係を示す。同図に示すように、Ｇ’パラメータ
で整理することにより、全てのデータが１本のマスター
カーブで表される。そこで、このマスターカーブを用
い、図１０に示す手順で余寿命評価を行う。
タとの関係を示す。同図に示すように、Ｇ’パラメータ
で整理することにより、全てのデータが１本のマスター
カーブで表される。そこで、このマスターカーブを用
い、図１０に示す手順で余寿命評価を行う。
【００３０】図１０に示すように、既知データとして運
転時間（使用時間）ｔと損傷部の使用温度Ｔとを用いる
（Ｓ１１）。即ち、損傷部がロータ中心孔２の場合には
タービンロータの運転時間ｔと、ロータ中心孔２の使用
温度Ｔとを既知データとして用いる。そして、まず、タ
ービンロータの軸端などの応力無負荷部、即ち、加熱は
されているが応力はほとんど負荷されていない無負荷加
熱部の硬さＨｖ1 を測定する（Ｓ１２）。次に、既知デ
ータの運転時間ｔと使用温度Ｔより、上記の時効のみよ
る影響Ｇの式：Ｇ＝log [(Ｔ＋273)(25 ＋log t )]を用
いてＧパラメータの値Ｇ1 を算出する（Ｓ１３）。即
ち、このＧ1 は時効のみによる影響を表す値である。
転時間（使用時間）ｔと損傷部の使用温度Ｔとを用いる
（Ｓ１１）。即ち、損傷部がロータ中心孔２の場合には
タービンロータの運転時間ｔと、ロータ中心孔２の使用
温度Ｔとを既知データとして用いる。そして、まず、タ
ービンロータの軸端などの応力無負荷部、即ち、加熱は
されているが応力はほとんど負荷されていない無負荷加
熱部の硬さＨｖ1 を測定する（Ｓ１２）。次に、既知デ
ータの運転時間ｔと使用温度Ｔより、上記の時効のみよ
る影響Ｇの式：Ｇ＝log [(Ｔ＋273)(25 ＋log t )]を用
いてＧパラメータの値Ｇ1 を算出する（Ｓ１３）。即
ち、このＧ1 は時効のみによる影響を表す値である。
【００３１】また、図８の単純時効材のＧ−Ｈｖ／Ｈｖ
0 線図（図８中に実線で示す曲線）より、Ｇ1 に対応す
る硬さ比Ｈｖ1 ／Ｈｖ0 の値を求め（Ｓ１４）、この硬
さ比Ｈｖ1 ／Ｈｖ0 の値と、先に測定した硬さＨｖ1 と
によって初期硬さＨｖ0 を算出する（Ｓ１５）。なお、
この初期硬さＨｖ0 を求める処理は、例えば既設の蒸気
タービンのように初期硬さを測定することができない場
合に用いるものであり、例えば新設の蒸気タービンのよ
うに初期硬さの測定が可能なものについては、予め初期
硬さを測定しておいてもよい。
0 線図（図８中に実線で示す曲線）より、Ｇ1 に対応す
る硬さ比Ｈｖ1 ／Ｈｖ0 の値を求め（Ｓ１４）、この硬
さ比Ｈｖ1 ／Ｈｖ0 の値と、先に測定した硬さＨｖ1 と
によって初期硬さＨｖ0 を算出する（Ｓ１５）。なお、
この初期硬さＨｖ0 を求める処理は、例えば既設の蒸気
タービンのように初期硬さを測定することができない場
合に用いるものであり、例えば新設の蒸気タービンのよ
うに初期硬さの測定が可能なものについては、予め初期
硬さを測定しておいてもよい。
【００３２】続いて、損傷部の硬さＨｖ2 を測定する
（Ｓ１６）。そして、このＨｖ2 と先に求めたＨｖ0 と
から、硬さ比Ｈｖ2 ／Ｈｖ0 を算出し（Ｓ１７）、図１
０のマスターカーブ（Ｇ’−Ｈｖ／Ｈｖ0 線図）より、
Ｈｖ2 ／Ｈｖ0 に対応するＧ’パラメータの値Ｇ2 を求
める（Ｓ１８）。次に、このＧ2 から先に求めたＧ1 を
差し引くことにより（Ｇ2 −Ｇ1 ）、応力のみによる軟
化促進分ΔＧを求め、このΔＧの値と、前記マスターカ
ーブを表す（２）式におけるΔＧの式：ΔＧ＝0.00022
(σ−80) とに基づいて、応力σを推定（算出）する
（Ｓ１９）。
（Ｓ１６）。そして、このＨｖ2 と先に求めたＨｖ0 と
から、硬さ比Ｈｖ2 ／Ｈｖ0 を算出し（Ｓ１７）、図１
０のマスターカーブ（Ｇ’−Ｈｖ／Ｈｖ0 線図）より、
Ｈｖ2 ／Ｈｖ0 に対応するＧ’パラメータの値Ｇ2 を求
める（Ｓ１８）。次に、このＧ2 から先に求めたＧ1 を
差し引くことにより（Ｇ2 −Ｇ1 ）、応力のみによる軟
化促進分ΔＧを求め、このΔＧの値と、前記マスターカ
ーブを表す（２）式におけるΔＧの式：ΔＧ＝0.00022
(σ−80) とに基づいて、応力σを推定（算出）する
（Ｓ１９）。
【００３３】最後に、この推定応力σと既知データの使
用温度Ｔとに基づき、図１１に示すようなクリープ破断
線図（一般に実験などによって得られる応力σと破断時
間ｔ r との関係を表す線図）から、破断時間ｔr の値を
求め（Ｓ２０）、この破断時間ｔr と既知データの運転
時間ｔとから、余寿命を算出する（ｔr −ｔ）。かくし
て、硬さ法による余寿命評価を行うことができる。な
お、図１１のクリープボイド破断線図は使用温度ｔ1,ｔ
2,ｔ3 ごとの曲線となっているが、これをラーソンミラ
ーパラメータを用いて一本の曲線にした一般のクリープ
破断線図を用いてもよい。
用温度Ｔとに基づき、図１１に示すようなクリープ破断
線図（一般に実験などによって得られる応力σと破断時
間ｔ r との関係を表す線図）から、破断時間ｔr の値を
求め（Ｓ２０）、この破断時間ｔr と既知データの運転
時間ｔとから、余寿命を算出する（ｔr −ｔ）。かくし
て、硬さ法による余寿命評価を行うことができる。な
お、図１１のクリープボイド破断線図は使用温度ｔ1,ｔ
2,ｔ3 ごとの曲線となっているが、これをラーソンミラ
ーパラメータを用いて一本の曲線にした一般のクリープ
破断線図を用いてもよい。
【００３４】以上のように、本硬さ法によれば、焼き戻
しマルテンサイト鋼の硬さ測定が可能な部位に対して
は、図１０に示すようなＧ’パラメータと硬さ比Ｈｖ／
Ｈｖ0との関係を表す１本のマスターカーブを用いるこ
とにより、高精度の高温損傷評価（余寿命評価）を行う
ことができる。
しマルテンサイト鋼の硬さ測定が可能な部位に対して
は、図１０に示すようなＧ’パラメータと硬さ比Ｈｖ／
Ｈｖ0との関係を表す１本のマスターカーブを用いるこ
とにより、高精度の高温損傷評価（余寿命評価）を行う
ことができる。
【００３５】なお、本発明の高温損傷評価方法（ボイド
個数密度法及び硬さ法）は、タービンロータや主要弁に
限らず、他の高温回転体やボイラなど、各種の高温機器
に使用される焼き戻しマルテンサイト鋼の高温損傷評価
に適用することができる。
個数密度法及び硬さ法）は、タービンロータや主要弁に
限らず、他の高温回転体やボイラなど、各種の高温機器
に使用される焼き戻しマルテンサイト鋼の高温損傷評価
に適用することができる。
【００３６】
【発明の効果】以上、発明の実施の形態とともに具体的
に説明したように、第１発明の耐熱鋼の高温損傷評価方
法は、９〜１２重量％Ｃｒ鋼である焼き戻しマルテンサ
イト鋼の高温損傷評価方法であって、予め多軸応力試験
により、焼き戻しマルテンサイト鋼についてクリープボ
イド個数密度と寿命比との関係を表すクリープボイド評
価線図を作成すること、ボイド観察手段により、多軸応
力場に曝されている部位のクリープボイド個数密度を求
め、このクリープボイド個数密度と、前記クリープボイ
ド評価線図とに基づいて前記部位の寿命比を求めること
により、余寿命評価を行うことを特徴とする。
に説明したように、第１発明の耐熱鋼の高温損傷評価方
法は、９〜１２重量％Ｃｒ鋼である焼き戻しマルテンサ
イト鋼の高温損傷評価方法であって、予め多軸応力試験
により、焼き戻しマルテンサイト鋼についてクリープボ
イド個数密度と寿命比との関係を表すクリープボイド評
価線図を作成すること、ボイド観察手段により、多軸応
力場に曝されている部位のクリープボイド個数密度を求
め、このクリープボイド個数密度と、前記クリープボイ
ド評価線図とに基づいて前記部位の寿命比を求めること
により、余寿命評価を行うことを特徴とする。
【００３７】従って、この第１発明の耐熱鋼の高温損傷
評価方法によれば、焼き戻しマルテンサイト鋼の多軸応
力場に曝された部位に対しては、クリープボイド評価線
図を用いることにより、高精度な高温損傷評価（余寿命
評価）を行うことができる。
評価方法によれば、焼き戻しマルテンサイト鋼の多軸応
力場に曝された部位に対しては、クリープボイド評価線
図を用いることにより、高精度な高温損傷評価（余寿命
評価）を行うことができる。
【００３８】また、第２発明の耐熱鋼の高温損傷評価方
法は、９〜１２重量％Ｃｒ鋼である焼き戻しマルテンサ
イト鋼の高温損傷評価方法であって、硬さ測定が困難で
多軸応力場に曝されている部位に対しては、第１発明の
耐熱鋼の高温損傷評価方法により、余寿命評価を行い、
硬さ測定が容易な部位に対しては、使用時間ｔと損傷部
の使用温度Ｔを用いて、Ｇパラメータの値Ｇ1 を算出す
ることにより、時効のみよる影響Ｇ1 の値を求めるこ
と、応力無負荷部の硬さＨｖ1 を計測し、単純時効材の
Ｇ−Ｈｖ／Ｈｖ0 線図より、Ｇ1 に対応するＨｖ1 ／Ｈ
ｖ0 を求めて、初期硬さＨｖ0 を算出すること、又は、
初期硬さＨｖ0 を予め計測すること、損傷部の硬さＨｖ
2 を測定してＨｖ2 ／Ｈｖ0 を算出し、単純時効材とク
リープ損傷付与材に対する硬さとＧパラメータの関係を
整理して求めた硬さ比Ｈｖ／Ｈｖ0 とＧ’パラメータの
関係を表す１本のマスターカーブより、前記Ｈｖ2 ／Ｈ
ｖ0 の値に対応するＧ’パラメータの値Ｇ2 を算出する
こと、このＧ2 から先に求めたＧ1 を差し引くことによ
り応力のみによる軟化促進分ΔＧの値を求め、このΔＧ
の値と、前記マスターカーブの式におけるΔＧの式とに
基づいて、応力を推定すること、この推定応力σ及び使
用温度Ｔと、クリープ破断線図とに基づき、破断時間ｔ
r を求め、この破断時間ｔr と使用時間ｔとから余寿命
を求めることを特徴とする。
法は、９〜１２重量％Ｃｒ鋼である焼き戻しマルテンサ
イト鋼の高温損傷評価方法であって、硬さ測定が困難で
多軸応力場に曝されている部位に対しては、第１発明の
耐熱鋼の高温損傷評価方法により、余寿命評価を行い、
硬さ測定が容易な部位に対しては、使用時間ｔと損傷部
の使用温度Ｔを用いて、Ｇパラメータの値Ｇ1 を算出す
ることにより、時効のみよる影響Ｇ1 の値を求めるこ
と、応力無負荷部の硬さＨｖ1 を計測し、単純時効材の
Ｇ−Ｈｖ／Ｈｖ0 線図より、Ｇ1 に対応するＨｖ1 ／Ｈ
ｖ0 を求めて、初期硬さＨｖ0 を算出すること、又は、
初期硬さＨｖ0 を予め計測すること、損傷部の硬さＨｖ
2 を測定してＨｖ2 ／Ｈｖ0 を算出し、単純時効材とク
リープ損傷付与材に対する硬さとＧパラメータの関係を
整理して求めた硬さ比Ｈｖ／Ｈｖ0 とＧ’パラメータの
関係を表す１本のマスターカーブより、前記Ｈｖ2 ／Ｈ
ｖ0 の値に対応するＧ’パラメータの値Ｇ2 を算出する
こと、このＧ2 から先に求めたＧ1 を差し引くことによ
り応力のみによる軟化促進分ΔＧの値を求め、このΔＧ
の値と、前記マスターカーブの式におけるΔＧの式とに
基づいて、応力を推定すること、この推定応力σ及び使
用温度Ｔと、クリープ破断線図とに基づき、破断時間ｔ
r を求め、この破断時間ｔr と使用時間ｔとから余寿命
を求めることを特徴とする。
【００３９】従って、この第２発明の耐熱鋼の高温損傷
評価方法によれば、硬さ測定が困難で多軸応力場に曝さ
れている部位と、硬さ測定が容易な部位とを、それぞれ
の方法（ボイド個数密度法及び硬さ法）によって評価す
ることにより、高温機器（タービンロータ、主要弁等）
全体の高温損傷評価（余寿命評価）を行うことができ
る。
評価方法によれば、硬さ測定が困難で多軸応力場に曝さ
れている部位と、硬さ測定が容易な部位とを、それぞれ
の方法（ボイド個数密度法及び硬さ法）によって評価す
ることにより、高温機器（タービンロータ、主要弁等）
全体の高温損傷評価（余寿命評価）を行うことができ
る。
【図１】本発明の実施の形態に係る耐熱鋼の高温損傷評
価方法の概略手順を示す説明である。
価方法の概略手順を示す説明である。
【図２】前記高温損傷評価方法によって評価する部位の
例を示す図である。
例を示す図である。
【図３】前記高温損傷評価方法によって評価する部位の
例を示す図である。
例を示す図である。
【図４】クリープボイド個数密度と寿命比との関係を表
すクリープボイド評価線図である。
すクリープボイド評価線図である。
【図５】多軸応力試験方法の例を示す説明図である。
【図６】多軸応力試験方法の例を示す説明図である。
【図７】多軸応力試験方法の例を示す説明図である。
【図８】Ｇパラメータと硬さ比との関係を示す図であ
る。
る。
【図９】Ｇ’パラメータと硬さ比との関係（マスターカ
ーブ）を示す図である。
ーブ）を示す図である。
【図１０】硬さ法の手順を示す図である。
【図１１】応力と破断時間の関係を示す図である。
１ タービンロータの回転軸
２ ロータ中心孔
３ タービンロータの動翼
４ 翼溝部
５ 動翼の取付部
１１ 円筒試験片
１２ 端面
１３ 試験部
１４ 連結部
１５ 円筒部
１６ 先端
１７ 他端
１８ 配管
１９ 溶接
２０ 水
２１ 高温炉
２２ 窓
２４ 計測器
２３ ポンプ
２５ 内圧クリープ試験機
２８ ノズル
─────────────────────────────────────────────────────
フロントページの続き
Ｆターム(参考） 2G050 AA01 BA10 BA12 CA04 DA02
EA01 EA04 EB07 EC05
2G055 AA03 AA12 BA11 EA08 FA01
FA02
Claims (2)
- 【請求項１】 ９〜１２重量％Ｃｒ鋼である焼き戻しマ
ルテンサイト鋼の高温損傷評価方法であって、 予め多軸応力試験により、焼き戻しマルテンサイト鋼に
ついてクリープボイド個数密度と寿命比との関係を表す
クリープボイド評価線図を作成すること、 ボイド観察手段により、多軸応力場に曝されている部位
のクリープボイド個数密度を求め、このクリープボイド
個数密度と、前記クリープボイド評価線図とに基づいて
前記部位の寿命比を求めることにより、余寿命評価を行
うことを特徴とする耐熱鋼の高温損傷評価方法。 - 【請求項２】 ９〜１２重量％Ｃｒ鋼である焼き戻しマ
ルテンサイト鋼の高温損傷評価方法であって、 硬さ測定が困難で多軸応力場に曝されている部位に対し
ては、請求項１に記載の耐熱鋼の高温損傷評価方法によ
り、余寿命評価を行い、 硬さ測定が容易な部位に対しては、 使用時間ｔと損傷部の使用温度Ｔを用いて、Ｇパラメー
タの値Ｇ1 を算出することにより、時効のみによる影響
Ｇ1 の値を求めること、 応力無負荷部の硬さＨｖ1 を計測し、単純時効材のＧ−
Ｈｖ／Ｈｖ0 線図より、Ｇ1 に対応するＨｖ1 ／Ｈｖ0
を求めて、初期硬さＨｖ0 を算出すること、又は、初期
硬さＨｖ0 を予め計測すること、 損傷部の硬さＨｖ2 を測定してＨｖ2 ／Ｈｖ0 を算出
し、単純時効材とクリープ損傷付与材に対する硬さとＧ
パラメータの関係を整理して求めた硬さ比Ｈｖ／Ｈｖ0
とＧ’パラメータの関係を表す１本のマスターカーブよ
り、前記Ｈｖ2 ／Ｈｖ0 の値に対応するＧ’パラメータ
の値Ｇ2 を算出すること、 このＧ2 から先に求めたＧ1 を差し引くことにより応力
のみによる軟化促進分ΔＧの値を求め、このΔＧの値
と、前記マスターカーブの式におけるΔＧの式とに基づ
いて、応力を推定すること、 この推定応力σ及び使用温度Ｔと、クリープ破断線図と
に基づき、破断時間ｔ r を求め、この破断時間ｔr と使
用時間ｔとから余寿命を求めることを特徴とする耐熱鋼
の高温損傷評価方法。
Priority Applications (1)
| Application Number | Priority Date | Filing Date | Title |
|---|---|---|---|
| JP2002123494A JP2003315251A (ja) | 2002-04-25 | 2002-04-25 | 耐熱鋼の高温損傷評価方法 |
Applications Claiming Priority (1)
| Application Number | Priority Date | Filing Date | Title |
|---|---|---|---|
| JP2002123494A JP2003315251A (ja) | 2002-04-25 | 2002-04-25 | 耐熱鋼の高温損傷評価方法 |
Publications (1)
| Publication Number | Publication Date |
|---|---|
| JP2003315251A true JP2003315251A (ja) | 2003-11-06 |
Family
ID=29538765
Family Applications (1)
| Application Number | Title | Priority Date | Filing Date |
|---|---|---|---|
| JP2002123494A Withdrawn JP2003315251A (ja) | 2002-04-25 | 2002-04-25 | 耐熱鋼の高温損傷評価方法 |
Country Status (1)
| Country | Link |
|---|---|
| JP (1) | JP2003315251A (ja) |
Cited By (11)
| Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
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-
2002
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