CN101360581B - 抗脆性断裂发生特性优异的大线能量对焊接缝以及大线能量对焊接缝的抗脆性断裂发生特性的检验方法 - Google Patents

Abstract

一种焊接接缝，其满足下述关系：(a1)焊接金属的硬度Hv(WM)和母材的硬度Hv(BM)的比值Hv(WM)/Hv(BM)低于1.1，或者，(a2)焊接金属的硬度Hv(WM)为210以下，且焊接部的断裂韧性值Kc为(b1)超过2000N/mm^1.5，或者满足(b2)Kc≥Kq

σ_D：设计应力，a：假想缺陷尺寸)，确认实测硬度值满足上述(a1)或(a2)，实测吸收能量vE满足要求vE，并使用基于转变温度vTrs的预测Kc值来验证其抗脆性断裂发生特性(断裂韧性值Kc)。

Description

抗脆性断裂发生特性优异的大线能量对焊接缝以及大线能量对焊接缝的抗脆性断裂发生特性的检验方法

技术领域

本发明涉及焊接构造体、尤其是将板厚大于50mm的钢板进行对焊而构成的焊接构造体中的焊接接缝和检验该焊接接缝的抗脆性断裂发生特性的方法。

背景技术

焊接构造体中，发生断裂的可能性最高的部位是焊接接缝部。作为其理由，可以列举出焊接时发生焊接缺陷、该缺陷成为形成断裂的起点的应力集中部位的可能性高；另外由焊接热的影响引起钢板组织粗大化、焊接接缝部的对抗脆性断裂的抵抗值即断裂韧性值Kc降低等。

因此，为了确保焊接构造体的安全性，就有必要正确地评价焊接接缝部的断裂韧性值Kc，作为其评价试验，提出了焊接接缝部的残留应力严格作用的带中央切口的宽幅拉伸试验，至今为止被广泛使用。

该试验被称为深切口试验，基于线性断裂力学，以焊接接缝部的脆性断裂的发生极限值作为断裂韧性值Kc来评价。

如图4所示，深切口试验为下述试验，即，在中央夹有焊接金属2的标准的宽度为400mm的试验片1的中央部位，在被设想为焊接接缝最脆弱的部位的位置上通过机械加工标准地形成长度为240mm的切口3，将由此得到的试验片沿箭头方向进行拉伸。

即，深切口试验中，需要大的试验片和大的试验机器，所需费用也很高，因此，在焊接施工时的质量管理或钢材出厂试验中，作为其代替试验，V切口夏比冲击试验被广泛使用。

例如，船级协会规定的材料规格是在夏比试验特性值(试验温度下的吸收能量vE值或断面转变温度vTrs)与深切口(deep notch)试验中得到的断裂韧性值Kc的相互关系上是成立的(参照日本海事协会会志No.248、1999(III)、pp.158-167)。

至今为止，都是依照上述相互关系来主要评价板厚50mm以下的船体构造用钢板的焊接接缝的断裂韧性值，基于其结果来讨论船体用钢板的所需的性能和特性。

其结果，作为考虑了焊接部的断裂韧性值的船体用钢板，开发了脆性断裂特性和疲劳特性优异的钢板(TMCP钢板)(参照特开平6-88161号公报)，板厚50mm左右的TMCP钢板被用于大型油轮和6000TEU以下的集装箱船的建造，近年来，6000TEU以上的大型集装箱船的建造需求增加，板厚60mm或60mm以上的板厚的钢板也作为船体用构造钢板而被实用化。

但是，目前，被实用化的船体用构造钢板的强度是以屈服强度计为390MPa的水平。即，对于屈服强度为390MPa以上且板厚50mm以上的钢板，夏比试验结果和深切口试验结果的相互关系尚不十分明了，为了检验将板厚为50mm以上的高强度钢板焊接而得到的构造体中的焊接接缝的机械特性、并对焊接接缝的质量进行管理，有必要进行包括能否使用现有见解在内的研讨。

通常，为了防止变形和畸变集中在焊接接缝部，焊接金属的强度或硬度应高于母材的强度或硬度是焊接接缝部的设计方针的基本，在选择焊接金属时，通过与母材强度的比较成为高匹配(over matching)的接缝设计一直在进行。但是，也有必要对上述的接缝设计能否用于对板厚为50mm以上的高强度钢板进行焊接而得到的构造体的焊接接缝的设计进行研讨。

发明内容

焊接构造物的大型化在发展，例如，在超过6000TEU的集装箱船的建造中，期待能使用板厚大于50mm且设计应力高的高张力厚钢板来建造。

于是，本发明人从焊接接缝部可能成为断裂发生的可能性最高的部位出发，对由板厚大于50mm的高强度钢板对焊而形成的焊接接缝的性能和特性进行了调查。

其结果显示，关于上述焊接接缝(大线能量焊接接缝)的性能和特性，即使在小型试验即V切口夏比冲击试验中显示出良好的结果，在大型断裂试验即深切口试验中也未必能显示出良好的断裂韧性值Kc。

即，至今为止，在将屈服强度为390MPa级、板厚不超过50mm的钢板对焊时的焊接接缝的性能和特性中已经确认的“夏比试验结果和断裂韧性值Kc的相互关系”并不成立。

于是，本发明的课题为，基于上述见解，提供一种对屈服强度为460MPa级且板厚大于50mm的高强度钢板、特别是对船体用高强度钢板进行大线能量对焊时，形成断裂韧性值Kc非常高的焊接接缝的方法、以及用于确认该接缝形成的特性验证方法。

一直以来，在焊接接缝的设计中，为了防止变形和畸变集中在焊接接缝部，以焊接金属的强度或硬度高于母材的强度或硬度(高匹配)作为基本，但本发明人基于前述“夏比试验结果和断裂韧性值Kc的相互关系”不成立的见解，认为一直以来的高匹配存在问题，为了在该想法下解决上述课题，系统地调查了决定焊接接缝部的断裂韧性值Kc的因素。

结果发现，在将屈服强度为460MPa级且板厚大于50mm的高强度钢板进行大线能量对焊时，焊接金属的硬度对夏比试验特性值和断裂韧性值Kc的相互关系影响很大。

即，本发明人发现了在大线能量对焊接缝方面，焊接金属的硬度和母材硬度的关系对焊接接缝的熔合线(fusion line)部的断裂韧性值Kc的影响很大这一事实，并发现了已知的“V切口夏比冲击试验结果和断裂韧性值的相互关系”受到焊接金属的硬度的影响很大。

于是，基于上述见解，从焊接金属的硬度和夏比冲击试验结果这二者以预测断裂韧性值Kc值和要求Kc值为基础，确立了大线能量对焊接缝的断裂韧性值的验证方法，完成了本发明。本发明的主要内容如下所述。

(1)抗脆性断裂发生特性优异的大线能量对焊接缝，其是将高强度钢板进行大线能量对焊而得到的构造体中的焊接接缝，其特征在于，

(a1)焊接金属的硬度Hv(WM)和母材的硬度Hv(BM)的比值Hv(WM)/Hv(BM)低于1.1，而且，

(b1)焊接部的断裂韧性值Kc大于2000N/mm^1.5。

(2)抗脆性断裂发生特性优异的大线能量对焊接缝，其是将高强度钢板进行大线能量对焊而得到的构造体中的焊接接缝，其特征在于，

(a2)焊接金属的硬度Hv(WM)为210以下，而且，

(b1)焊接部的断裂韧性值Kc大于2000N/mm^1.5。

(3)前述(1)或(2)所记载的抗脆性断裂发生特性优异的大线能量对焊接缝，其特征在于，前述焊接部的断裂韧性值Kc大于3580N/mm^1.5。

(4)前述(1)或(2)所记载的抗脆性断裂发生特性优异的大线能量对焊接缝，其特征在于，前述焊接部的断裂韧性值Kc为4354N/mm^1.5以上。

(5)抗脆性断裂发生特性优异的大线能量对焊接缝，其是将高强度钢板进行大线能量对焊而得到的构造体中的焊接接缝，其特征在于，

(a1)焊接金属的硬度Hv(WM)和母材的硬度Hv(BM)的比值Hv(WM)/Hv(BM)低于1.1，而且，

(b2)焊接部的断裂韧性值Kc满足下述式：

Kc≥Kq

其中， $\mathrm{Kq}={\mathrm{\σ}}_D\sqrt{}\left(\mathrm{\πa}\right),$ σ_D：设计应力，a：假想缺陷尺寸。

(6)抗脆性断裂发生特性优异的大线能量对焊接缝，其是将高强度钢板进行大线能量对焊而得到的构造体中的焊接接缝，其特征在于，

(a2)焊接金属的硬度Hv(WM)为210以下，而且，

(b2)焊接部的断裂韧性值Kc满足下述式：

Kc≥Kq

其中， $\mathrm{Kq}={\mathrm{\σ}}_D\sqrt{}\left(\mathrm{\πa}\right),$ σ_D：设计应力，a：假想缺陷尺寸。

(7)前述(1)～(6)中任意一项所记载的抗脆性断裂发生特性优异的大线能量对焊接缝，其特征在于，前述高强度钢板是屈服点为390MPa级的船体用焊接构造用钢板。

(8)前述(1)～(6)中任意一项所记载的抗脆性断裂发生特性优异的大线能量对焊接缝，其特征在于，前述高强度钢板是屈服点为460MPa级的船体用焊接构造用钢板。

(9)前述(1)～(8)中任意一项所记载的抗脆性断裂发生特性优异的大线能量对焊接缝，其特征在于，前述高强度钢板为板厚大于50mm的高强度钢板。

(10)大线能量对焊接缝的抗脆性断裂发生特性的验证方法，其是验证将高强度钢板进行大线能量对焊而得到的构造体中的焊接接缝的机械特性的方法，其特征在于，该方法包含：

(a)测定焊接金属的硬度Hv(WM)，

(b)通过V切口夏比冲击试验测定焊接接缝部的吸收能量vE和转变温度vTrs，

(c)确认前述实测Hv(WM)值满足要求Hv值、且前述实测vE值满足要求vE值，

(d)验证基于实测转变温度vTrs的预测断裂韧性值Kc值为要求Kc值。

(11)前述(10)记载的大线能量对焊接缝的抗脆性断裂发生特性的验证方法，其特征在于，前述要求Hv值小于母材的硬度Hv(BM)×1.1或者小于等于210。

(12)前述(10)或(11)记载的大线能量对焊接缝的抗脆性断裂发生特性的验证方法，其特征在于，前述要求vE值以在(构造体设计温度-10)℃下的测定值计为53J以上。

(13)前述(10)～(12)中任意一项记载的大线能量对焊接缝的抗脆性断裂发生特性的验证方法，其特征在于，前述要求Kc值大于2000N/mm^1.5。

(14)前述(10)～(12)中任意一项记载的大线能量对焊接缝的抗脆性断裂发生特性的验证方法，其特征在于，前述要求Kc值大于3580N/mm^1.5。

(15)前述(10)～(12)中任意一项记载的大线能量对焊接缝的抗脆性断裂发生特性的验证方法，其特征在于，前述要求Kc值大于4354N/mm^1.5。

(16)前述(10)～(12)中任意一项记载的大线能量对焊接缝的抗脆性断裂发生特性的验证方法，其特征在于，前述要求Kc值在下述式Kq值以上，

$\mathrm{Kq}={\mathrm{\σ}}_D\sqrt{}\left(\mathrm{\πa}\right)$

其中，σ_D：设计应力，a：假想缺陷尺寸。

(17)前述(10)～(16)中任意一项记载的大线能量对焊接缝的抗脆性断裂发生特性的验证方法，其特征在于，以下述式(1)～(3)计算前述预测断裂韧性值Kc，

Kc(T)＝5.6σy₀·exp(k₀(1/iTk-1/T))(1)

$\mathrm{iTk}=(0.00321{\mathrm{\σy}}_0+0.391)\mathrm{vTrs}+A\sqrt{}t+X---\left(2\right)$

k₀＝C·iTk-D(3)

其中，σy₀：室温下的屈服强度(kg/mm²)，

t：板厚(mm)，T：试验温度，

A：板厚效果相关的系数，1.5≤A≤3.5，

X：切口尖锐度相关的系数，-20≤X≤80，

C：k₀相关的系数，4≤C≤89，

D：k₀相关的系数，100≤D≤600。

(18)前述(17)记载的大线能量对焊接缝的抗脆性断裂发生特性的验证方法，其特征在于，前述(2)式中，2.5≤A≤3.0，15≤X≤70。

(19)前述(17)或(18)记载的大线能量对焊接缝的抗脆性断裂发生特性的验证方法，其特征在于，前述(3)式中，6.5≤C≤7.0，400≤D≤500。

(20)前述(17)记载的大线能量对焊接缝的抗脆性断裂发生特性的验证方法，其特征在于，前述(2)式中，A＝2.74，X＝66.1。

(21)前述(17)或(20)记载的大线能量对焊接缝的抗脆性断裂发生特性的验证方法，其特征在于，前述(3)式中，C＝6.65，D＝440。

(22)前述(10)～(21)中任意一项记载的大线能量对焊接缝的抗脆性断裂发生特性的验证方法，其特征在于，前述高强度钢板是屈服点为390MPa级的船体用焊接构造用钢板。

(23)前述(10)～(21)中任意一项记载的大线能量对焊接缝的抗脆性断裂发生特性的验证方法，其特征在于，前述高强度钢板是屈服点为460MPa级的船体用焊接构造用钢板。

(24)前述(10)～(23)中任意一项记载的大线能量对焊接缝的抗脆性断裂发生特性的验证方法，其特征在于，前述高强度钢板为板厚大于50mm的高强度钢板。

根据本发明，对于对屈服强度为460MPa级且板厚大于50mm的高强度钢板、特别是船体用焊接用钢板进行对焊而得到的焊接接缝，通过选择恰当的焊接方法、焊接材料、钢材，可以将焊接构造物、尤其是使用厚的高强度钢板建造的焊接构造物、例如船体用焊接构造物的对脆性断裂的抵抗特性确保到现有水平之上。

附图说明

图1是表示通过下述方法得到的分析结果的一个例示的图，该方法是，对于板厚为70mm的试验片，在焊接金属(WM)和焊接热影响部(HAZ)的交界部位(FL)、以及焊接热影响部(HAZ)处设置切口，用FEM(三维有限元法)分析切口顶端的CTOD(龟裂顶端张开位移)为0.05mm时从切口顶端向龟裂发展方向偏离的各个位置的龟裂张开应力分布，从而得到分析结果。

图2是表示焊接金属(WM)和母材(BM)的硬度比(Hv(WM)/Hv(BM))对Kc值的影响的图。

图3是表示由夏比试验结果(vTrs)推定的Kc值和由深切口试验得到的实测Kc值的对应关系的图。

图4是表示深切口试验片的图。

具体实施方式

一直以来，在焊接接缝的设计中，为了防止变形或畸变集中在焊接接缝部，焊接金属(WM)的强度或硬度高于母材(BM)的硬度或强度是根本，焊接材料是按照其强度与母材的强度比较为高匹配来进行选择。

本发明人发现的“在设计高强度厚钢板的焊接接缝时，该高匹配存在问题”如前所述，为了阐明该问题的实际情况，本发明人使用屈服强度为460MPa级的钢板，并使用以焊接金属为高匹配的方式选择的焊接材料来形成焊接接缝，通过深切口试验评价了其机械性质。

结果显示，上述焊接接缝在焊接接缝部的V切口夏比试验中，在-20℃(试验温度)下显示出90J以上的充分的吸收能量值，并且，虽然断面转变温度也显示出-20℃的非常良好的值，但在深切口试验中，断裂韧性值Kc为2000N/mm^1.5以下，显示出极低的值。

最终，由这些试验结果可以判断，在按照已有的高匹配方式设计高强度厚钢板的焊接接缝时，焊接接缝的性能和特性远远偏离已知的“V切口夏比试验结果和深切口试验结果的相互关系”。

因此，详细调查了深切口试验中的断裂发生点的结果是，预见了下述情况：

(i)断裂的发生位置为焊接金属(WM)和焊接热影响部(HAZ)的交界(焊接熔融线[FL])，以及，

(ii)查明了发生断裂部位的微观组织与在夏比试验片中观察到的断裂发生部位的微观组织相同，进而，

(iii)在深切口试验和夏比试验中，用三维有限元法分析成为断裂的驱动力的局部应力的分布形态的结果是，两个分布形态显著不同。

图1表示通过下述方法得到的分析结果的一个例示，该方法是，对于板厚70mm的试验片，在焊接金属(WM)和焊接热影响部(HAZ)的交界部位(FL)、以及焊接热影响部(HAZ)处设置切口，用FEM(三维有限元法)分析切口顶端的CTOD(龟裂顶端张开位移)为0.05mm时从切口顶端向龟裂发展方向偏离的各个位置的龟裂张开应力分布，从而得到分析结果。

由该图可知，(iv)板厚大于50mm、达到70mm左右时，板厚方向的约束度(力)显著增大，若焊接金属(WM)的强度高于母材(BM)或焊接热影响部(HAZ)的强度(WM-H时)，局部应力在焊接金属(WM)和焊接热影响部(HAZ)的交界处显著增大(参照图中的口[WM-H]和黑色方形[WM-L])。

另一方面，在焊接金属(WM)的强度即使高于母材(BM)或焊接热影响部(HAZ)的强度的情况下(WM-H时)，在焊接热影响部(HAZ)，局部应力并不增大，与焊接金属(WM)的强度较低的情况下(WM-L时)几乎相同。

根据该结果，认为Kc值降低的原因是，在焊接金属(WM)的强度高于母材(BM)或焊接热影响部(HAZ)的强度的情况下(WM-H时)，在焊接金属(WM)和焊接热影响部(HAZ)的交界处，局部应力增大。

即，上述分析的结果，本发明人发现：(v)为了抑制焊接金属(WM)和焊接热影响部(HAZ)的交界处的局部应力显著增大、并提高Kc值，需要尽可能降低焊接金属(WM)的强度。

此处，基于上述分析结果，使焊接金属(WM)的硬度(Hv(WM))发生各种变化而测定断裂韧性值Kc，用Kc测定值相对于“焊接金属的硬度[Hv(WM)]/母材的硬度[Hv(BM)]”作图。

根据其结果，本发明人发现，如图2中[●]所示，若将焊接金属的硬度[Hv(WM)]抑制到“母材的硬度[Hv(BM)]×1.1以下”，可以防止局部应力增大引起的断裂韧性值的降低，可以确保5000N/mm^1.5左右的断裂韧性值。

特别是，对于YP为390MPa以上的高强度钢，局部应力增大更为显著，为了确保上述程度的断裂韧性值，优选将焊接金属的硬度[Hv(WM)]以数值计限定为“210以下”。

由此发现，在焊接接缝中，为了确保与在微观组织中被支配的断裂特性(韧性)相平衡的断裂韧性值Kc，即，至少大于2000N/mm^1.5的Kc值，优选大于3580N/mm^1.5的Kc值，更加优选4354N/mm^1.5以上的Kc值，则焊接金属的硬度[Hv(WM)]有必要低于母材的硬度[Hv(BM)]。

此处，以日本海事协会在设计船体用钢焊接构造物时规定的船体设计温度(-10℃：船舶的最低使用温度)为基准，应该确保的“至少大于2000N/mm^1.5”(本发明中规定为“断裂韧性值Kc大于2000N/mm^1.5”)的断裂韧性值Kc为-10℃(基准温度)下的值。

另外，优选的Kc值3580N/mm^1.5是在用导入了疲劳龟裂的试验片来评价时所必须的值，另外，更加优选的Kc值4354N/mm^1.5是在用切口顶端宽度为0.1mm左右的试验片来评价时所必须的值。

另外，依据下述式(1)～(3)，可以根据夏比试验结果(vE)推定Kc值，因此，将推定Kc值一并示于图2中。

Kc(T)＝5.6σy₀·exp(k₀(1/iTk-1/T))(1)

$\mathrm{iTk}=(0.0032{\mathrm{\σy}}_0+0.391)\mathrm{vTrs}+A\sqrt{}t+X---\left(2\right)$

k₀＝C·iTk-D(3)

其中，σy₀：室温下的屈服强度(kg/mm²)

t：板厚(mm)，T：试验温度

A：板厚效果相关的系数，1.5≤A≤3.5

X：切口尖锐度相关的系数，-20≤X≤80

C：k₀相关的系数，4≤C≤89

D：k₀相关的系数，100≤D≤600

上述式(2)和(3)是Kc和夏比特性的相关式。A是由力学性质决定的与板厚效果相关的系数，通常为1.5～3.5，从推定精度的观点出发，优选为2.5～3.0。X是依赖于钢板的制造方法或焊接接缝中的焊接方法的常数，通常为-20～80，对于TMCP钢，优选为15～70。

上述式(3)是表示在Kc和试验温度的关系中成为基准的值的式子。C和D是由钢材的制造方法或焊接方法、组织等决定的常数，通常的是，C为4～89，D为100～600，从适用TMCP钢的观点出发，C优选为6.5～7.0，D优选为400～500。

另外，上述式(2)和(3)中，最优选的值为：A＝2.74，X＝66.1，C＝6.65，D＝440。

本发明中使用的式(2)和(3)是一直以来作为表示Kc和夏比特性的相互关系的式子而被公知。但是，该式子是实验式，受到钢材强度或焊接方法的很大的影响，这一点也是广泛公知的事实。至今为止，对于从未作为船体用钢板存在的屈服点为390MPa以上的钢板或板厚大于50mm的钢板，对Kc和夏比之间的相互关系做过系统的调查的事实并不存在。

根据本发明，对于屈服点为390MPa以上且板厚大于50mm的钢板，首次揭示了Kc和夏比之间的相互关系可以使用上述式的形式，也首次明确了Kc和夏比之间的相互关系在上述适用范围内可以适用的常数或系数的范围和适用值。

虽然推定Kc值和Hv(WM)/Hv(BM)之间没有相互关系，但是，在“Hv(WM)/Hv(BM)≤1.1”的范围内，推定Kc值和测定Kc值存在基本对应的关系，因而，本发明人详细地调查了该对应关系。其结果如图3所示。

正如图3所示，在“Hv(WM)/Hv(BM)≤1.1”中，基于夏比试验结果(vE)的推定Kc值和测定Kc值是相对应的。该意思是，在上述的硬度比范围内，可以用已有的V切口夏比冲击试验的结果来评价大线能量焊接接缝的抗脆性断裂发生特性。

即，本发明人发现，如前所述，为了确保焊接接缝中规定的断裂韧性值Kc，焊接接缝的最脆弱部位即焊接溶融线(FL)处的局部应力不增大是关键，与此同时，有必要确保FL附近的微观抗脆性断裂发生特性，若“Hv(WM)/Hv(BM)≤1.1”，其评价可以用已有的V切口夏比冲击试验来进行。

本发明中，焊接金属的硬度[Hv(WM)]必须满足“Hv(WM)/Hv(BM)≤1.1”，但是，将屈服点为460MPa级且板厚大于50mm的船体用高强度构造用厚钢板进行对焊时，为了确保焊接部的大于2000N/mm^1.5的Kc值、优选大于3580N/mm^1.5的Kc值、更优选4356N/mm^1.5以上的Kc值，则焊接金属的硬度必须在210以下。

在焊接构造物中，可以使用线形断裂力学，通过设计应力σ_D和假想缺陷尺寸a来简单地计算出要求断裂韧性值： $\mathrm{Kq}={\mathrm{\σ}}_D\sqrt{}\left(\mathrm{\πa}\right).$ 因此，若Kq和Kc相比较，为Kq≤Kc时，则可以评价为：焊接构造物对脆性龟裂的发生是安全的。

例如，船体用构造用钢板的要求韧性值等的规格基于上述评价思想成立(参照非专利文献1)。于是，要求其在-10℃(以日本海事协会规定的船体设计温度为基准的基准温度)下为Kq≤Kc。

本发明中，在(a1)焊接金属的硬度Hv(WM)和母材的硬度Hv(BM)的比值Hv(WM)/Hv(BM)低于1.1，或者，(a2)焊接金属的硬度Hv(WM)为210以下时，则(b2)焊接部的断裂韧性值Kc应满足下列式。

$\mathrm{Kc}\≥\mathrm{Kq}={\mathrm{\σ}}_D\sqrt{}\left(\mathrm{\πa}\right)$

(σ_D：设计应力，a：假想缺陷尺寸)

另外，如前所述，断裂韧性值Kc是以日本海事协会规定的船体设计温度(-10℃)为基准、且是在-10℃的值。

此处，假想缺陷尺寸(a)是设想在焊接接缝存在焊接时产生的缺陷、或以其为起点生长而成的疲劳龟裂等缺陷而规定的缺陷的尺寸值。

在本发明中，作为对象的焊接构造用高强度钢板只要是高强度即可，除此以外对强度和用途没有限制，本发明可以在屈服点为390MPa级～460MPa级的船体用焊接构造用钢板的大线能量对焊中形成抗脆性断裂发生特性优异的焊接接缝。

可以通过深切口试验测定断裂韧性值来确认本发明的焊接接缝是否确实具备所要求的断裂韧性值Kc。

但是，如前所述，深切口试验是与夏比试验相比大规模的试验，存在试验片的制作上也很费事、必要时难以迅速应对的难点。

于是，根据在Hv(WM)/Hv(BM)≤1.1中，基于夏比试验结果(vE)的预测Kc值和测定Kc值相对应(参照图3)、其在上述范围内可以用已有的V切口夏比冲击试验结果来评价大线能量对焊接缝的抗脆性断裂发生特性的见解，发明人发明了用V切口夏比冲击试验的结果来验证抗脆性断裂发生特性的方法。

本发明的验证方法为：

(a)测定焊接金属(WM)的硬度Hv(WM)；

(b)通过V切口夏比冲击试验测定焊接接缝部的吸收能量vE和转变温度vTrs；

(c)确认上述实测Hv(WM)值满足要求Hv值、且上述实测vE满足要求vE值；

(d)验证基于实测转变温度vTrs的预测断裂韧性值Kc为要求Kc值。

为了有效实施上述验证，优选设定为：低于母材硬度Hv(BM)×1.1、或者将要求Hv值设定为210以下，且将要求vE值设定为以(构造体设计温度[船体用时，-10℃]-10)℃下的测定值计为53J以上。

上述的要求Kc值根据焊接构造物的用途或钢板强度以适宜的数值进行设定。另外，也可以根据线性断裂力学的 $\mathrm{Kq}={\mathrm{\σ}}_D\sqrt{}\left(\mathrm{\πa}\right)$ (σ_D：设计应力，a：假想缺陷尺寸)进行设定。

于是，基于测定的吸收能量vE，按照下式(1)～(3)计算断裂韧性值Kc，验证该断裂韧性值Kc是否为要求Kc值。

Kc(T)＝5.6σy₀·exp(k₀(1/iTk-1/T))(1)

$\mathrm{iTk}=(0.00321{\mathrm{\σy}}_0+0.391)\mathrm{vTrs}+A\sqrt{}t+X---\left(2\right)$

k₀＝C·iTk-D(3)

其中，σy₀：室温下的屈服强度(kg/mm²)、t：板厚(mm)、T：试验温度X＝66.1，C＝6.65，D＝440

此处，σy₀：室温下的屈服强度(kg/mm²)

t：板厚(mm)，T：试验温度

A：板厚效果相关的系数，1.5≤A≤3.5

X：切口尖锐度相关的系数，-20≤X≤80

C：k₀相关的系数，4≤C≤89

D：k₀相关的系数，100≤D≤600

上述式(2)和(3)的技术意义、以及常数A、X、C、D的通常范围、优选范围、进而最优选的值均如前所述。

如此，基于夏比冲击试验的结果，与深切口试验相比，可以迅速且简便地验证大线能量对焊接缝的抗脆性断裂发生特性。

本发明中使用的焊接构造体或船壳外板用的高强度钢板可以是由公知成分组成的焊接用构造用钢制造的钢板。

例如，优选下述钢，即，以质量％计，以C：0.02～0.20％、Si：0.01～1.0％、Mn：0.3～2.0％、Al：0.001～0.20％、N：0.02％以下、P：0.01％以下、S：0.01％以下为基本成分；根据提高母材强度或接缝韧性等所要求的性质，含有Ni、Cr、Mo、Cu、W、Co、V、Nb、Ti、Zr、Ta、Hf、REM、Y、Ca、Mg、Te、Se、B中的1种或1种以上。

钢板的板厚没有特定限定，本发明优选适用于例如板厚大于50mm的大型船壳外板用的高强度钢板。

实施例

以下，基于实施例说明本发明，但实施例中的条件是为了确认本发明的实施可能性和效果而采用的一个条件例，本发明并受该一个条件例的限定。

本发明在不偏离本发明的主旨的情况下，只要为了达成本发明的目的，就可以采用各种条件乃至条件的组合。

(实施例1)

准备板厚50mm～100mm的厚钢板，试验、调查用各种焊接方法形成的焊接接缝的特征和性能。结果如表1和表2(表1续)所示。

表1中“接缝种类”栏中，SEG-ARC为简易气电焊，EG为普通的气电焊，SMAW为涂药焊接，SAW为埋弧焊，VEGA2为双电极二氧化碳气体保护立焊。

Hv(BM)是用10kg的压痕测定的母材的板厚方向的硬度的平均值。Hv(WM)是在焊接金属的板厚中央部位用10kg的压痕测定的硬度值。

在焊接接缝处，在板厚的表面下1mm(表1中表示为“S”)、板厚的1/4(表1中表示为“Q”)、以及板厚的1/2(表1中表示为“C”)的位置采集试验片，在焊接金属、焊接熔融线(FL)、以及距FL HAZ侧的1mm、3mm、5mm的各个部位以切口一致的方式形成切口，从而制备夏比试验片。

对于上述夏比试验片，使试验温度发生变化而实施夏比试验，以vTrs在最高温度的部位的值作为vTrs而显示在表中。使用该值，按照下述式，计算推定断裂韧性值Kc(FC)和Kc(MN)。

$\mathrm{iTk}=(0.00321{\mathrm{\σy}}_0+0.391)\mathrm{vTrs}+2.74\sqrt{}t+X$

k₀＝C·iTk-D

Kc(T)＝5.6σy₀·exp(k₀(1/iTk-1/T))

其中，T为试验温度(K)、σy₀为室温下的屈服强度，t为板厚。C、D为常数，C＝6.65，D＝440。

由于焊接构造物的焊接接缝处存在的疲劳龟裂和裂纹等缺陷是以其顶端半径为零作为前提，因此前述的Kc值为原本用带疲劳龟裂的带中央龟裂的拉伸试验片求出的Kc值，该值如前所述在接缝设计中被使用。为了区别该Kc值和下文说明的Kc(MN)，将其称为Kc(FC)。

然而，由于在大型拉伸试验中导入疲劳龟裂需要大量的费用和时间，且效率低下，通常都是使用顶端宽度为0.1mm的带机械切口的带中央切口的拉伸试验片来计算断裂韧性值Kc。该Kc称为Kc(MN)。

以焊接金属的硬度控制在本发明的范围内为前提，若计算Kc(MN)时，设定X＝56.1；若计算Kc(FC)时，如果X＝66.1，则在实验方面确认了试验结果和Kc推定值之间具有良好的相互关系，因此，X使用上述值。

在深切口试验中，断裂韧性值Kc(N/mm^1.5)为在表2所示的规定试验温度下测得的值。

表2中，在比较深切口试验结果即实测Kc值和推定Kc值时，可以参照推定Kc(MN)值。另外，对应于推定Kc(MN)值的疲劳龟裂时的推定Kc值为推定Kc(FC)值。

由于上述式(1)～(3)是以后述常数作为系数的式子，因此，上述式也在本发明的范围之内，所述常数是，以屈服强度为390MPa级的钢材的焊接接缝处的Kc值和夏比特性值的相互关系为基础，进而，基于板厚70mm左右(厚材料)且屈服强度为460MPa级左右的高强度钢的焊接接缝相关的多个夏比试验结果和深切口试验结果，探讨相关性从而决定的常数。

如表2所示，本发明例的No.1～13中，Hv(WM)/Hv(BM)的值为1.1以下，或者，Hv(WM)为210以下，推定Kc(MN)值和推定Kc(FC)值与实测Kc值基本一致。由此，可以基于夏比试验结果推定焊接接缝的断裂韧性值，管理、确认焊接接缝的抗脆性断裂发生特性，从而确保焊接构造物的安全性。

与之相对，比较例No.14～25中，Hv(WM)/Hv(BM)的值超过了本发明规定的1.1，推定Kc(MN)值和推定Kc(FC)值与实测Kc值有很大差异，实测Kc值大大低于推定Kc值。

即，若Hv(WM)/Hv(BM)在本发明规定的范围之外，即使用夏比试验结果对焊接接缝的质量、特性进行管理，断裂韧性值在实际中也会大大降低，因此，不能管理、确认焊接构造物的安全性，是危险的。

表1

表2(表1续)

根据本发明，对于对屈服强度为460MPa级、板厚大于50mm的高强度钢板，尤其是对船体用焊接用高强度钢板进行对焊而得到的焊接接缝，通过选择合适的焊接方法、焊接材料、钢材，可以确保焊接构造物、尤其是使用厚的高强度钢板建造的焊接构造物对脆性断裂的抵抗特性。

因此，可以可靠地提供一种即使在焊接接缝处存在焊接缺陷、或疲劳龟裂发生、生长也不易发生脆性断裂的焊接构造体。

因此，本发明可以显著地提高焊接构造体的安全性，因此是工业上利用价值高的发明。

Claims (3)

1.大线能量对焊接缝的抗脆性断裂发生特性的评价方法，其是评价将板厚大于50mm、屈服点为390MPa级和460MPa级的船体用焊接构造用高强度钢板进行大线能量对焊而得到的构造体中的焊接接缝的机械特性的方法，其特征在于，该方法包含：

(a)测定焊接金属的硬度Hv(WM)，

(b)通过V切口夏比冲击试验测定焊接接缝部的吸收能量vE和转变温度vTrs，

(c)确认所述实测Hv(WM)值小于母材的硬度Hv(BM)×1.1或为210以下、且所述实测vE值满足以在(构造体设计温度一10)℃下的测定值计为53J以上，

(d)评价基于实测转变温度vTrs以下述式(1)～(3)计算的预测断裂韧性值Kc值满足要求Kc值，

Kc(T)＝5.6σy₀·exp(k₀(1/iTk-1/T))(1)

$\mathrm{iTK}=(0.00321\mathrm{\σ}{y}_0+0.391)\mathrm{vTrs}+2.74\sqrt{\mathrm{}}t+66.1---\left(2\right)$

k₀＝6.65iTk-440(3)

其中，σy₀：室温下的屈服强度，其单位为kg/mm²；t：板厚，其单位为mm；T：试验温度，其单位为K；vTrs的单位为℃。

2.根据权利要求1记载的大线能量对焊接缝的抗脆性断裂发生特性的评价方法，其特征在于，将所述式(2)替换为下述式(4)，

$\mathrm{iTK}=(0.00321\mathrm{\σ}{y}_0+0.391)\mathrm{vTrs}+2.74\sqrt{\mathrm{}}t+56.1---\left(4\right).$

3.根据权利要求1或2记载的大线能量对焊接缝的抗脆性断裂发生特性的评价方法，其特征在于，所述要求Kc值大于4354N/mm^1.5。

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