Numerical Investigation on Fatigue Crack Initiation and Propagation Lives for Non-Load Carrying Fillet Welded Joint Considering Cyclic Elasto-Plasticity Response of Steel

Evaluation of Fatigue Crack Initiation and Propagation Properties of Structural Steels with Different Cyclic Softening Behavior Based on Local Strain

“…Studies based on fatigue damage caused by local strain [1][2][3][4][5] have been performed to predict fatigue crack initiation. Similarly, in this study, we attempted to estimate the fatigue crack initiation life from the strain measured via DIC.…”

“…[2], which combines Eq. [1] obtained from the axial-stress fatigue test and the equation for evaluating the effect of mean stress m proposed by Morita et al 3) [2] . Furthermore, we converted N f to fatigue crack initiation life N C using the conversion formula proposed by Iida 4) as follows: 38) reported that m does not affect the N C evaluated using a microcrack with a crack length of approximately 10 µm and that m affects the propagation from a microcrack.…”

“…Meanwhile, the fatigue test performed to derive Eq. [3] defines the number of loading cycles at which the surface crack length of the round bar becomes 0.2-0.5 mm as N C , which includes the microcrack propagation life. Therefore, m is assumed to affect N C in Eq.…”

“…Fatigue fracture is generally discussed in two stages: the time until a microscopic fatigue crack is generated or discovered, and the time when the generated fatigue crack propagates and expands until fracture occurs. Fatigue cracks are caused by the accumulation of local plastic deformation; therefore, they are evaluated and predicted based on local strain changes and plastic work [1][2][3][4][5] . Meanwhile, fatigue crack propagation is typically predicted using the Paris law 6) , where the stress intensity factor (SIF) range is the propagation driving force.…”

Dicによる局所ひずみ計測に基づく構造用鋼材の疲労亀裂発生・伝播寿命評価

“…近年，溶接鋼構造物の長寿命化，ライフサイクルコスト の削減の要求が高まっており，溶接部からの疲労破壊の予 測・防止が重要な課題となっている。一般に疲労破壊は， 疲労亀裂発生およびその後の伝播段階に分けて議論され， 近年では硬質な第二相 [1][2][3][4][5]) や結晶方位 6,7) などを活用し，疲 労亀裂の屈曲や分岐，亀裂面接触，内部応力により亀裂伝 播駆動力を低減，疲労亀裂伝播を抑制した耐疲労鋼材も開 発されている。 疲労亀裂は，局所的な塑性変形の累積によって発生・伝 播するため，局所的なひずみによる疲労損傷に基づいた評 価・予測 [8][9][10][11][12] が行われ，疲労亀裂伝播寿命の予測では，応 力拡大係数範囲 ΔK を亀裂進展駆動力とした Paris 則 13) が広 く採用されている。また，実構造のように変動荷重や過大 荷重が作用する環境下では，疲労亀裂伝播速度の遅延現象 が生じる 13,18) ため，亀裂開閉口を考慮する目的で有効応力 拡大係数範囲 ΔK eff を用いた Paris-Elber 則(修正 Paris 則) 19) が用いられることが多い。しかしながら，巨視的なパラ メータである ΔK eff は，亀裂が開口している間の ΔK と応力 比などの関数としてモデル化されるが，荷重履歴の影響を 十分評価できないことが報告されている 5,13) 。また，弾塑性 破壊力学パラメータである J 積分を採用する場合でも，荷 重履歴に依存する非線形応答を呈する一般の弾塑性材料へ の適用は理論保証外であり，溶接残留応力などの初期応力 分布や強度分布を有する問題では，積分範囲依存性に関連 する問題が顕在化するなど課題が多い。 一方，著者らは，鋼材の局所的な弾塑性応答に基づいた 疲労亀裂発生・伝播寿命の評価手法を提案している 20,21) 。 本手法では，巨視的弾性となる低応力の繰返しに伴う鋼材 の軟化および高応力に伴う硬化挙動を再現可能な弾塑性材 料モデル 22) を導入した FEM 解析を援用している。具体的 には， 対象構造体に生じる繰返し弾塑性応答を FEM 解析に より求め，得られた局所的なひずみ範囲と平均応力に基づ き疲労亀裂発生寿命を推定 23,24) ，さらに本手法を拡張する ことにより，疲労亀裂先端で予測された亀裂発生寿命から 疲労亀裂伝播速度を評価している 20,21) 。このような疲労亀 裂先端の局所ひずみに基づく疲労亀裂伝播特性の評価によ り，亀裂伝播速度に及ぼす応力比 21) や 3 次元亀裂形状 23) ， 亀裂面接触 10,21) ，HAZ 強度分布の影響 25) ，荷重履歴などの 影響を直接的かつ合理的に考慮可能となる。ただし，これ までの検討 20,21,[23][24][25] は，マクロな疲労試験結果を用いた解 析的検討が主となっているため，本手法の適応範囲の拡大 やモデル改良によるさらなる推定精度向上には，局所ひず み場と疲労亀裂発生・伝播挙動の関係の実験的評価が必要 となる。 疲労亀裂周辺の変形評価には，試料表面に刻んだ格子模 様 26,27) による投影法などが従来用いられていたが，空間分 解能が低く，疲労亀裂近傍のひずみ計測には限界があっ た。そのため近年では，空間分解能に優れるデジタル画像 相関(Digital Image Correlation，以後 DIC)法の疲労亀裂へ の適用が進んでおり …”