■Fig.6(1)■50 kg■■■■■■■■■■■■■■■■■Fig.6(1)■50 kg■■■■■■■■■■■■■■■■■Fig.8■C14■■■■C23■■■■■■■■■■■■■Fig.8■C14■■■■C23■■■■■■■■■■■■■6 ■6 ■6 ■■■■■■■■■■■■■■■■■■■■■■■■■■■7 ■7 ■8 Table■7■■■■■■■■■■■■■■■■■■■■■8 ■8 ■9 ■9 ■9 参 考 文 献技術論文大型鋳鋼品におけるポロシティと疲労強度の相関■■■■■■ ■■■■ ■ ■■ ff■■■ ■■■■■■ ■■■■ ■ ■■ ff■■■ ■■■■■■ ■■■■ ■ ■■ ff■■■ ■■■■■■ ■■■■ ■ ■■ ff■■■ ■■■■■■ ■■■■ ■ ■■ ff■■■ ■■■■■■ ■■■■ ■ ■■ ff■■■ ■■■■■■ ■■■■ ■ ■■ ff■■■ ■■■■■■ ■■■■ ■ ■■ ff■■■ ■■■■■■ ■■■■ ■ ■■ ff■■■■■■■■ ■■■■ ■ ■■ ff■■■■■■■■ ■■■■ ■ ■■ ff■■■■■■■■ ■■■■ ■ ■■ ff■■■■■■S-N■■■■■■■■■■■■■■■■■■■■■■■■■■■C23■■■■■■■■■■■■■■■■■■■■■■■■■C23■■■■■■■■■■■270 MPa■■■■■■■■■■■■3■■■■■■■■■■C17■■■■■■310 MPa■■■■■■■■■■C19■■■■■■■■■■■■■■■■■■■■■■■Fig.6(2)■1ton■■■■■■■■■■C19■■■■■■■■■■ ■■■■area ■■■■■■■■■area■■■■■■■■■■■■■■■area ■■■■■■■■■area■■■■■■■■■■■■SEM■■■■■■■■■■■■■■■area■C14■■■■■■■■area ■■■■■■■■■area■■■■■■■■■■■■SEM■■■■■■■■■■■■■■■area■C14■■■■■SEM■■■■■■■■■■■■■■■area■C14■■■■■■■■■■■■■■■■■■■■■■■■■■■■■ ■■■C23■■■■■■■■■ ■■■■■■■■■■■■9■■■■■■■■■■■■■■■■■■■■■■■■■■■■Fig.9■■■■■■■■■■■■■■■■■■■■■■■■■■■■■■■■■■■影響を調査し、以下の結果を得た。（2）1t鋳塊と50 kg鋳塊の欠陥の最大 √areaおよび疲労S-N■■■■■■1tC20on■■■■■■■■■■■■■■限度の関係は同等であったことから、凝固温度範囲の影響と比較して凝固区間冷却速度の疲労限度に及ぼ■■■■■■■C19■■■■■■■■■■ す影響は小さいといえる。（3）破壊起点となった鋳造欠陥の寸法から √areaを計測し、初期応力拡大係数 Kmaxと疲労寿命 Nf /√areaの関係から疲労寿命予測式を得た。また、1t鋳塊に■■■■■■■■■■■■■■■■■■■■■■■■■ おいて平滑材による疲労試験で予測された下限界応力拡大係数範囲 ΔKthと疲労亀裂進展試験から得られた値は同等であった。なお、本論文は『鋳造工学』第96巻（2024）第6号■■■C23■■■■■■■■■ pp. 293-298に掲載された論文を転載したものである（11）。（1） 中沢一, 本間寛臣：“金属の疲労強度”, p. 24, 養賢堂（1982）（2） 林義一郎, 曙紘之, 加藤昌彦, 菅田淳：“普通鋳鋼SC49水車ランナの疲労強度に及ぼす鋳造欠陥の影響評価”, 日本機械学会論文集（A編） , 76巻（2010）768号, pp. 1090-1095（3） 曙紘之, 松崎俊二, Mohd SOFIAN, 林義一郎, 加藤昌彦, 菅田淳：“発電水車用ステンレス鋳鋼SCS1の疲労強度に及ぼす鋳造欠陥の影響, および欠陥寸法に基づく疲労寿命評価”, 日本機械学会論文集（A編）, 75巻（2009）759号, pp. 1585-1590（4） 林義一郎, 曙紘之, 加藤昌彦, 菅田淳：“水車ランナのSCS6鋼とSC49鋼の疲労き裂進展特性” , 日本機械学会論文集（A編）, 77巻（2011）773号, pp. 108-115（5） 村上敬宜：“微小欠陥と介在物の影響” , p. 95, 養賢堂（1993）（6） 新山英輔：“鋳造伝熱工学” , p. 97, アグネ技術センター（2001）（7） 村上敬宜, 児玉昭太郎, 小沼静代：“高強度鋼の疲労強度に及ぼす介在物の影響の定量的評価法” , 日本機械学会論文集（A編）, 54巻（1988）500号, pp. 688-696（8） 中沢一, 本間寛臣：“金属の疲労強度” , p.103, 養賢堂（1982）4.■1 ■■■■■■■■■■■■■■■■■ （9） 城野政弘, 宋智浩, 三上省二, 大垣雅由：“機械構造用材料の疲労き裂進展抵抗とき裂開閉口挙動” , 材料, 第33巻（1984）第367号, pp.468-474（10） W. Elber：ASTM STP 486（1971）, p.230（11） 中橋篤, 柳沢祐介, 鹿野誠, 清水一道, 楠本賢太：“大型鋳鋼品に用いられるNiCrMo鋼の疲労特性” , 鋳造工学, 第96巻（2024）第6号, pp.293-298（32）1 4 5 2 6 3 4 7 8 5 9 6 0 7 8 1 S-N■■■■■■1tC20on■■■■■■■■■■■■■■2 9 3 10 11 4 5 12 6 13 7 14 14 ■■■■■■■■■■■■■■■■■■■■■■■■■ 15 15 8 9 16 16 0 17 4.■ ■■ 17 ■■■C23■■■■■■■■■ 18 ■■■■■■■■■■■■■■■■■■■■■■■■■■19 4.■ ■■ 20 4.■1 ■■■■■■■■■■■■■■■■■ 21 1 18 4.■1 ■■■■■■■■■■■■■■■■■ 19 2 3 20 4 21 5 22 22 ■■■■■■■■■■■■9■■■■■■■■■■■■■23 ■■■■■■■■■■■■■■■Fig.9■■■■■■■■24 ■■■■■■■■■■■■■■■■■■■■■■■■■■■25 23 24 25 ■■■■■■■■■■■■■■■■■■■■■■■■■■■Fig.6(1)■50 kg■■■■■■■■■■■■■■■■1 ■■■■■■■■■ 2 3.■2 ■■■■■■■■■■■■■■■ 3 ■■■■■■■■■ ■■■■S-N■■■■■■■■■■■■■■■■■■■■本報告ではNiCrMo鋳鋼の疲労特性ポロシティに及ぼす■■■■■■■C23■■■■■■■■■■■■■■■■■■■■■■■■■■■■■■■■■■■■■■■■■■■■■■■■■■■■■■■■■■■■■■■■■■■■■■■■■■■■■■■■■9■■■■■■■■■■■■■■■■■■■■■■■■■■■■Fig.9■■■■■■■■■■■■■■■■■■■■■■■■■■■■■■■■■■■3.■2 ■■■■■■■■■■■■■■■ 5. 結 言4 ■■■■S-N■■■■■■■■■■■■■■■■■■■■5 ■■■■■■■C23■■■■■■■■■■■■■■■■■6 ■■■■■■■■C23■■■■■■■■■■■270 MPa■■■■■■■■■C23■■■■■■■■■■■270 MPa■7 ■■■■■■■■■■■3■■■■■■■■■■C17■■■■7 （1）炭素量が増えると引張強さは増大するが、疲労限度は8 ■■■■■■■■■■■3■■■■■■■■■■C17■■■低下した。これは、炭素量の増加に伴い凝固温度範■■■310 MPa■■■■■■■■■■C19■■■■■■■囲が拡大し、疲労破壊の起点となるポロシティサイズ9 ■■■310 MPa■■■■■■■■■■C19■■■■■■■が大きくなったためと推察される。■■■■■■■■■■■■■■■■Fig.6(2)■1ton■■■Table■7■■■■■■■■■■■■■■■■■■■■■■■■■■■■■■■■■■■■Fig.6(2)■1ton■■■10 S-N■■■■■■1tC20on■■■■■■■■■■■■■■11 ■■■■■■■C19■■■■■■■■■■ 12 ■Fig.8■C14■■■■C23■■■■■■■■■■■■13 Table■7■■■■■■■■■■■■■■■■■■■■4.■ ■■ 9 9 9
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