JP2010236930A - Method of evaluating brittle crack propagation stop property - Google Patents
Method of evaluating brittle crack propagation stop property Download PDFInfo
- Publication number
- JP2010236930A JP2010236930A JP2009083133A JP2009083133A JP2010236930A JP 2010236930 A JP2010236930 A JP 2010236930A JP 2009083133 A JP2009083133 A JP 2009083133A JP 2009083133 A JP2009083133 A JP 2009083133A JP 2010236930 A JP2010236930 A JP 2010236930A
- Authority
- JP
- Japan
- Prior art keywords
- test
- crack
- crack propagation
- brittle
- test piece
- Prior art date
- Legal status (The legal status is an assumption and is not a legal conclusion. Google has not performed a legal analysis and makes no representation as to the accuracy of the status listed.)
- Granted
Links
Images
Landscapes
- Investigating Strength Of Materials By Application Of Mechanical Stress (AREA)
Abstract
Description
本発明は、鋼材等の脆性き裂伝播停止特性を評価するための方法に関する。 The present invention relates to a method for evaluating brittle crack propagation stopping characteristics of a steel material or the like.
液化天然ガス(LNG)等を貯蔵する極低温貯槽タンクにおいて用いられる鋼材には、安全性確保の面から優れた破壊靱性が要求される。ここで、破壊靭性には、所定の初期欠陥に基づいて発生する脆性破壊に対する耐性と、脆性破壊が発生した場合のき裂伝播に対する耐性とが含まれる。この2つの耐性は、互いに関わりはあるものの、基本的には独立したものである。そのため、一方の耐性が要求される耐性を満足したからといって、必ずしも他方の耐性が要求される耐性を満足するものではなく、各耐性についてそれぞれ評価を行う必要がある。 Steel materials used in cryogenic storage tanks that store liquefied natural gas (LNG) and the like are required to have excellent fracture toughness in terms of ensuring safety. Here, fracture toughness includes resistance to brittle fracture that occurs based on a predetermined initial defect and resistance to crack propagation when brittle fracture occurs. These two tolerances are fundamentally independent, although related to each other. For this reason, just because one of the required resistances is satisfied, the other resistance is not necessarily satisfied, and each resistance needs to be evaluated.
上記の2つの耐性のうち、き裂伝播に対する耐性(以下、脆性き裂伝播停止特性と記す。)の評価においては、鋼材が所定のき裂伝播を停止できることを数値により示すことが必要である。通常、この脆性き裂伝播停止特性は、応力拡大係数(K値)をパラメータとしてKcaという靭性値によって表される。 Among the above two resistances, in the evaluation of resistance to crack propagation (hereinafter referred to as brittle crack propagation stop characteristic), it is necessary to indicate numerically that the steel material can stop the predetermined crack propagation. . Usually, this brittle crack propagation stop characteristic is expressed by a toughness value Kca using a stress intensity factor (K value) as a parameter.
靭性値Kcaは、一般に、温度勾配型ESSO試験または温度勾配型二重引張試験等によって評価される(例えば、非特許文献1参照)。以下、評価方法の一例として温度勾配型ESSO試験について簡単に説明する。 The toughness value Kca is generally evaluated by a temperature gradient type ESSO test, a temperature gradient type double tensile test, or the like (see, for example, Non-Patent Document 1). Hereinafter, a temperature gradient type ESSO test will be briefly described as an example of an evaluation method.
図1は、温度勾配型ESSO試験の一例を示す図である。図1に示すように、温度勾配型ESSO試験においては、供試材10(例えば、幅500mm程度の大型試験片)の両側に冶具11が取り付けられ、供試材10の上端部には切欠10aが形成される。また、供試材10の上部が冷却されるとともに下部が加熱されることにより、供試材10に所定の温度勾配が付与される。この状態で、冶具11を引っ張ることにより供試材10に所定の負荷応力を作用させるとともに、切欠10aにくさび12を打ち込むことにより供試材10に脆性き裂を強制的に発生させる。
FIG. 1 is a diagram illustrating an example of a temperature gradient type ESSO test. As shown in FIG. 1, in the temperature gradient type ESSO test, a
ここで、材料の靭性値Kca(き裂伝播停止特性)は温度依存性が大きく、材料の温度が高くなるほど高く、材料の温度が低くなるほど低くなる。温度勾配型ESSO試験は、このような材料の特性を利用した試験である。すなわち、上記の温度勾配型ESSO試験においては、供試材10の上部側では靭性値Kcaは低くなるが、下部側では靭性値Kcaが高くなる。そのため、供試材10の上部側では、供試材10の靭性値Kca(き裂伝播停止特性)に対してき裂の伝播駆動力(応力拡大係数)が大きいためき裂は停止しないが、き裂が供試材10の下部側に伝播することにより、靭性値Kcaとき裂の伝播駆動力との差が徐々に小さくなる。そして、靭性値Kcaとき裂の伝播駆動力とが一致した場合に、き裂が停止する。このような関係を利用して、温度勾配型ESSO試験においては、き裂の停止位置、その位置における供試材10の温度、および供試材10の引張応力等に基づいて靭性値Kcaを求めることができる。
Here, the toughness value Kca (crack propagation stop characteristic) of the material has a large temperature dependence, and becomes higher as the temperature of the material becomes higher and lower as the temperature of the material becomes lower. The temperature gradient type ESSO test is a test utilizing the characteristics of such a material. That is, in the above temperature gradient type ESSO test, the toughness value Kca is low on the upper side of the
ところで、LNG貯槽タンクに貯蔵されるLNGの温度は約−165℃と極低温であるので、LNG貯槽タンクには、9%Ni鋼等のように、極低温環境下においても高靭性を有する材料が使用されている(以下、特に断らない限り「%」は「質量%」を意味する。)。このような高靭性を有する材料を温度勾配型ESSO試験により評価する場合、脆性き裂を発生させるためには材料の温度を十分に低下させなければならない。しかしながら、9%Ni鋼等のような高靭性の材料では、約−196℃程度(液体窒素を利用して低下させることができる温度)まで温度を低下させても脆性き裂を発生させることは容易ではない。また、材料の温度をさらに低下させるためには、液体水素等を用いなければならず、安全性の点で問題がある。このような問題は、温度勾配型二重引張試験においても同様に生じる。 By the way, since the temperature of LNG stored in the LNG storage tank is extremely low as about −165 ° C., the LNG storage tank has a material having high toughness even in a cryogenic environment such as 9% Ni steel. ("%" Means "mass%" unless otherwise specified). When a material having such a high toughness is evaluated by a temperature gradient type ESSO test, the temperature of the material must be sufficiently lowered in order to generate a brittle crack. However, in a tough material such as 9% Ni steel, a brittle crack is generated even if the temperature is lowered to about -196 ° C. (a temperature that can be lowered using liquid nitrogen). It's not easy. Moreover, in order to further lower the temperature of the material, liquid hydrogen or the like must be used, which is problematic in terms of safety. Such a problem also occurs in the temperature gradient type double tensile test.
そこで、このような高靭性材料の靭性値Kcaを評価するための試験として、混成型ESSO試験が提案されている。図2は、混成型ESSO試験の一例を示す図である。 Therefore, a hybrid ESSO test has been proposed as a test for evaluating the toughness value Kca of such a high toughness material. FIG. 2 is a diagram showing an example of a mixed molding ESSO test.
図2に示すように、混成型ESSO試験においては、供試材10の上側に低靭性の脆化材13が溶接された混成型ESSO試験用試験片100(以下、単に試験片100と略記する。)が用いられる。試験片100においては、脆化材13の上端部に切欠13aが形成される。供試材10および脆化材13の温度は一定に保持されている。この状態で、冶具11を引っ張ることにより試験片100に所定の負荷応力を作用させるとともに、切欠13aにくさび12を打ち込むことにより脆化材13に脆性き裂を強制的に発生させる。
As shown in FIG. 2, in the hybrid ESSO test, a hybrid ESSO test specimen 100 (hereinafter simply referred to as “
ここで、き裂の伝播駆動力は、き裂長さの増加に従って増加する。上述したように、混成型ESSO試験では、まず、脆化材13においてき裂が発生するので、そのき裂が供試材10に到達するまでにき裂の伝播駆動力を十分に大きくすることができる。それにより、供試材10が高靭性材料である場合でも、脆化材13において発生したき裂を供試材10に伝播させることができる。
Here, the propagation driving force of the crack increases as the crack length increases. As described above, in the mixed molding ESSO test, a crack is first generated in the
しかしながら、上記の混成型ESSO試験においても下記のような問題がある。すなわち、混成型ESSO試験においては、供試材10の温度が一定に保持されるため、供試材10の靭性値Kca(き裂伝播停止特性)は一定になる。ここで、脆化材13から供試材10にき裂が伝播するということは、き裂の伝播駆動力が供試材10の靭性値Kcaよりも大きくなっていることを意味する。この場合、供試材10の靭性値Kcaが一定であるので、供試材10においてき裂を停止させることはできない。き裂の伝播駆動力は、供試材10に作用する負荷応力(引張応力)を調整することにより調整することができるが、き裂の伝播駆動力が供試材10の靭性値Kcaよりも小さくなると、脆化材13から供試材10にき裂が伝播しない。したがって、混成型ESSO試験によって靭性値Kcaを詳細に評価するためには、多数の供試材10を用意し、それぞれ負荷応力(引張応力)を変化させて試験を行うことにより、き裂が供試材10に伝播する場合(Go)のき裂の伝播駆動力とき裂が供試材10に伝播しない場合(No‐Go)のき裂の伝播駆動力との境界点を見つけなければならない。この場合、試験を多数回行わなければならないので、試験コストが高くなる。
However, the above-described mixed molding ESSO test also has the following problems. That is, in the mixed molding ESSO test, since the temperature of the
本発明は、上記のような問題点に鑑みてなされたものであり、試験コストを低減しつつ極低温環境下における材料の脆性き裂伝播停止特性の評価を可能にする脆性き裂伝播停止特性評価方法を提供することを目的とする。 The present invention has been made in view of the above problems, and is capable of evaluating brittle crack propagation stopping characteristics of a material in a cryogenic environment while reducing the test cost. The purpose is to provide an evaluation method.
本発明者らは、極低温環境下であっても、高靭性材料の脆性き裂伝播停止特性の評価を可能にする評価方法を提供すべく、種々の検討を重ねた。その結果、次の(a)〜(d)の知見を得た。 The present inventors have made various studies in order to provide an evaluation method that makes it possible to evaluate the brittle crack propagation stopping property of a high toughness material even in a cryogenic environment. As a result, the following findings (a) to (d) were obtained.
(a)極低温において高靭性材料からなる供試材にき裂を発生させるためには、供試材よりも低靭性の脆化材を供試材に溶接し、その脆化材においてき裂を強制的に発生させればよい。 (A) In order to generate a crack in a specimen made of a high toughness material at an extremely low temperature, a brittle material having a lower toughness than the specimen is welded to the specimen, and the crack is caused in the brittle material. May be forcibly generated.
(b)供試材の脆性き裂伝播停止特性の評価において試験コストを低下させるため、すなわち、少ない試験回数で脆性き裂伝播停止特性の評価を行うためには、供試材においてき裂伝播を停止させることができればよい。そのためには、供試材においてき裂の伝播駆動力を低下させる必要がある。供試材においてき裂の伝播駆動力を低下させるためには、供試材に圧縮方向の残留応力(圧縮応力)を発生させる必要がある。供試材に十分な圧縮応力を発生させるためには、供試材を挟むように脆化材および補助材を溶接する必要がある。 (B) In order to reduce the test cost in the evaluation of the brittle crack propagation stop property of the test material, that is, in order to evaluate the brittle crack propagation stop property with a small number of tests, crack propagation in the test material. As long as it can be stopped. For this purpose, it is necessary to reduce the crack propagation driving force in the specimen. In order to reduce the crack propagation driving force in the specimen, it is necessary to generate a residual stress (compressive stress) in the compression direction in the specimen. In order to generate a sufficient compressive stress in the test material, it is necessary to weld the embrittlement material and the auxiliary material so as to sandwich the test material.
(c)供試材の靭性値は、き裂が停止した位置におけるき裂の伝播駆動力に等しいと考えることができる。したがって、供試材の残留応力および引張試験の負荷応力に基づいて数値計算により供試材の任意の位置におけるき裂の伝播駆動力を算出し、その算出結果からき裂が停止した位置におけるき裂の伝播駆動力を求め、その求めた伝播駆動力を供試材の靭性値とすることができる。 (C) It can be considered that the toughness value of the specimen is equal to the crack propagation driving force at the position where the crack stops. Therefore, based on the residual stress of the specimen and the load stress of the tensile test, the propagation driving force of the crack at an arbitrary position of the specimen is calculated, and the crack at the position where the crack stops is calculated from the calculation result. The propagation driving force can be obtained, and the obtained propagation driving force can be used as the toughness value of the specimen.
(d)供試材においてき裂を確実に低下させるためには、引張試験における負荷応力を適切に調整する必要がある。また、脆化材から供試材にき裂を確実に伝播させるためには、脆化材と供試材とを接合する溶接材を適切に選択する必要がある。また、供試材に適切な圧縮応力を発生させるためには、脆化材と供試材との溶接位置および供試材と補助材との溶接位置を適切に調整する必要がある。 (D) In order to reliably reduce cracks in the specimen, it is necessary to appropriately adjust the load stress in the tensile test. Further, in order to reliably propagate the crack from the embrittled material to the test material, it is necessary to appropriately select a welding material for joining the embrittled material and the test material. Further, in order to generate an appropriate compressive stress in the test material, it is necessary to appropriately adjust the welding position between the embrittlement material and the test material and the welding position between the test material and the auxiliary material.
本発明は、上記の知見に基づきなされたものであり、その要旨は、下記の(1)〜(6)の脆性き裂伝播停止特性評価方法にある。 This invention is made | formed based on said knowledge, The summary exists in the brittle crack propagation stop evaluation method of the following (1)-(6).
(1)試験片に引張試験を実施することにより前記試験片にき裂を発生させて材料の脆性き裂伝播停止特性を評価する評価方法であって、前記試験片は、評価対象材料からなる供試材と、前記引張試験における引張方向と直交する方向において前記供試材の一端側に溶接され前記供試材よりも低靭性の脆化材と、前記直交する方向において前記供試材の他端側に溶接される補助材とからなり、前記き裂は、前記脆化材において強制的に発生され、前記引張試験における負荷応力は、前記強制的に発生されたき裂が前記供試材において停止するように設定されることを特徴とする脆性き裂伝播停止特性評価方法。 (1) An evaluation method for evaluating a brittle crack propagation stopping property of a material by generating a crack in the test piece by performing a tensile test on the test piece, and the test piece is made of an evaluation target material. The test material, an embrittled material that is welded to one end side of the test material in a direction orthogonal to the tensile direction in the tensile test and has a lower toughness than the test material, and the test material in the orthogonal direction An auxiliary material welded to the other end side, and the crack is forcibly generated in the embrittled material, and the load stress in the tensile test is the force generated by the crack. A brittle crack propagation stopping property evaluation method characterized by being set so as to stop at a point.
(2)前記試験片の残留応力および前記負荷応力に基づいて数値計算により前記試験片の任意の位置におけるき裂の伝播駆動力を算出し、その算出結果から前記き裂が停止した位置におけるき裂の伝播駆動力を求め、その求めた伝播駆動力を前記供試材の靭性値とすることを特徴とする上記(1)に記載の脆性き裂伝播停止特性評価方法。 (2) The crack propagation driving force at an arbitrary position of the test piece is calculated by numerical calculation based on the residual stress and the load stress of the test piece, and the crack at the position where the crack stops is calculated from the calculation result. The brittle crack propagation stop property evaluation method according to (1) above, wherein a crack propagation driving force is obtained and the obtained propagation driving force is used as a toughness value of the specimen.
(3)前記脆化材および前記補助材は、前記供試材においてき裂の成長とともにき裂の伝播駆動力が低下するように前記供試材に溶接されることを特徴とする上記(1)または(2)に記載の脆性き裂伝播停止特性評価方法。 (3) The embrittlement material and the auxiliary material are welded to the test material so that the crack propagation driving force decreases as the crack grows in the test material (1) ) Or (2), the brittle crack propagation stopping property evaluation method.
(4)前記脆化材と前記供試材とは、質量%で1.5%〜9%のNiを含有するNi系の溶接材料により溶接されることを特徴とする上記(1)〜(3)のいずれかに記載の脆性き裂伝播停止特性評価方法。 (4) The embrittlement material and the test material are welded by a Ni-based welding material containing 1.5% to 9% Ni by mass%. 3) The brittle crack propagation stop property evaluation method according to any one of 3).
(5)前記引張試験における負荷応力は、下記式(1)を満たすように設定されることを特徴とする上記(1)〜(4)に記載の脆性き裂伝播停止特性評価方法。 (5) The brittle crack propagation stop property evaluation method according to (1) to (4) above, wherein the load stress in the tensile test is set so as to satisfy the following formula (1).
σg<(0.24σy−6.1)/(0.000053σy+0.295)・・・(1)
上記式(1)において、σgは前記負荷応力を示し、σyは前記脆化材と前記供試材とを接合する溶接材料の室温における降伏応力を示す。
σ g <(0.24σ y −6.1) / (0.000053σ y +0.295) (1)
In the above formula (1), σ g represents the load stress, and σ y represents the yield stress at room temperature of the welding material joining the brittle material and the test material.
(6)前記試験片の幅は400mm〜600mmであり、前記脆化材と前記供試材との接合部は、前記き裂が強制的に発生される位置から130mm〜170mmの範囲に位置し、前記供試材と前記補助材との接合部は、前記き裂が強制的に発生される位置から300mm〜350mmの範囲に位置することを特徴とする上記(1)〜(5)のいずれかに記載の脆性き裂伝播停止特性評価方法。 (6) The width of the test piece is 400 mm to 600 mm, and the joint between the embrittlement material and the test material is located within a range of 130 mm to 170 mm from the position where the crack is forcibly generated. In any one of the above (1) to (5), the joint between the test material and the auxiliary material is located in a range of 300 mm to 350 mm from a position where the crack is forcibly generated. The brittle crack propagation stop property evaluation method according to crab.
本発明に係る脆性き裂伝播停止特性評価方法によれば、試験コストを低減しつつ極低温環境下における材料の脆性き裂伝播停止特性の評価を可能にすることができる。 According to the brittle crack propagation stop property evaluation method according to the present invention, it is possible to evaluate the brittle crack propagation stop property of a material in a cryogenic environment while reducing the test cost.
以下、本発明の実施の形態に係る脆性き裂伝播停止特性評価方法について図面を用いて説明する。 Hereinafter, a brittle crack propagation stop property evaluation method according to an embodiment of the present invention will be described with reference to the drawings.
1.脆性き裂伝播停止特性評価方法の概要
まず、脆性き裂伝播停止特性評価方法の概要について説明する。図3は、本実施の形態に係る脆性き裂伝播停止特性評価方法において用いられる試験片を示す図である。また、図4は、本実施の形態に係る脆性き裂伝播停止特性評価方法における引張試験を示す図である。
1. Outline of Brittle Crack Propagation Stop Property Evaluation Method First, an outline of a brittle crack propagation stop property evaluation method will be described. FIG. 3 is a diagram showing a test piece used in the brittle crack propagation stop property evaluation method according to the present embodiment. FIG. 4 is a diagram showing a tensile test in the brittle crack propagation stop property evaluation method according to the present embodiment.
図3に示すように、本実施の形態において用いられる試験片20は、供試材10の上側に脆化材13が溶接され、供試材10の下側に補助材14が溶接された構成を有する。脆化材13の上端部の中央部には、切欠13aが形成されている。
As shown in FIG. 3, the
脆化材13としては、供試材10よりも低靭性の材料が用いられる。脆化材13としては、例えば、9%Ni鋼を700℃に再加熱したあと炉冷した材料等を用いることができる。補助材14としては、任意の材料を用いることができ、供試材10と同一の材料を用いてもよい。供試材10と脆化材13とを接合する溶接材料15としては、降伏応力の高い材料を用いることが好ましく、例えば、3.5%Ni系の溶接材料を用いることができる。溶接材料15としてNi系の溶接材料を用いる場合には、Ni含有量は、1.5%〜9%程度であることが好ましい。供試材10と補助材14とを接合する溶接材料16としては、任意の溶接材料を用いることができ、溶接材料15と同一の溶接材料を用いてもよい。なお、溶接材料15,16としては、脆化材13、供試材10および補助材14よりも熱膨張係数の大きい材料が用いられる。
As the
試験片20の溶接方法としては任意の溶接方法を用いることができ、例えば、被覆アーク溶接法(SMAW)またはサブマージアーク溶接法(SAW)等を用いることができる。溶接時の入熱量は、溶接材料15,16の靭性に応じて決定することが好ましいが、入熱量が大きくなり過ぎると靭性の劣化が大きくなるので、通常は0.6〜3.0kJ/mmの範囲で溶接を行うことが好ましい。
As a welding method of the
試験片20の幅Wは、例えば、400mm〜600mmに設定される。また、試験片20の幅Wが400mm〜600mmに設定され、引張方向における長さDが500mmに設定される場合には、脆化材13の上端と溶接材料15との間の長さd1は、例えば、130mm〜170mmに設定され、脆化材13の上端と溶接材料16との間の長さd2は、例えば、300mm〜350mmに設定される。
The width W of the
図4に示すように、本実施の形態に係る脆性き裂伝播停止特性評価方法においては、上記の試験片20を用いて混成型ESSO試験が行われる。具体的には、試験片20の両側に冶具11を取り付け、冶具11を引っ張ることにより試験片20に所定の負荷応力(引張応力)を作用させるとともに、切欠13aにくさび12を打ち込むことにより脆化材13に脆性き裂を強制的に発生させる。なお、試験片20の温度は、一定の値(例えば、−196℃)に保持されている。
As shown in FIG. 4, in the brittle crack propagation stop property evaluation method according to the present embodiment, a hybrid ESSO test is performed using the
ここで、本実施の形態においては、図3で説明したように供試材10の上側および下側に脆化材13および補助材14が溶接されているので、脆化材13において発生したき裂の伝播を供試材10において停止させることができる。以下、その理由を詳細に説明する。
Here, in the present embodiment, since the
図5は、試験片20(図3)の残留応力の一例を示すグラフである。なお、図5には、図3に矢印Xで示す方向の応力が示されており、引張応力が正の値で示され、圧縮応力が負の値で示されている。また、図5に示す値は、幅W(図3参照)および長さD(図3参照)が500mm、長さd1(図3参照)が150mm、長さd2(図3参照)が330mmである試験片20の残留応力の実測値である。
FIG. 5 is a graph showing an example of the residual stress of the test piece 20 (FIG. 3). In FIG. 5, the stress in the direction indicated by the arrow X in FIG. 3 is shown, the tensile stress is shown as a positive value, and the compressive stress is shown as a negative value. The values shown in FIG. 5 are 500 mm for width W (see FIG. 3) and length D (see FIG. 3), 150 mm for length d1 (see FIG. 3), and 330 mm for length d2 (see FIG. 3). This is an actual measurement value of a residual stress of a
図5に示すように、試験片20の残留応力は、試験片20の上端からの距離が約150mm前後の部分および約330mm前後の部分において引張応力となり、それ以外の部分では圧縮応力となっている。この結果は、溶接材料15(図3)および溶接材料16(図3)では引張応力が発生し、脆化材13(図3)、供試材10(図3)および補助材14(図3)においては圧縮応力が発生していることを示している。
As shown in FIG. 5, the residual stress of the
試験片20の残留応力が図5に示すような値になる理由は、以下の通りである。すなわち、溶接材料15,16の熱膨張係数は、脆化材13、供試材10および補助材14の熱膨張係数よりも大きいので、脆化材13、供試材10および補助材14を溶接する際には、溶接時の高熱により溶接材料15,16が大きく膨張する。しかし、溶接完了後に試験片20が冷却されることにより、溶接材料15,16は、脆化材13、供試材10および補助材14よりも大きく収縮する。それにより、溶接材料15,16により脆化材13、供試材10および補助材14が引っ張られ、脆化材13、供試材10および補助材14に圧縮応力が発生する。一方、溶接材料15,16は、脆化材13、供試材10および補助材14により引っ張られるので、溶接材料15,16には引張応力が発生する。なお、供試材10は、溶接材料15および溶接材料16により引っ張られるので、供試材10において発生する圧縮応力は、脆化材13および補助材14において発生する圧縮応力よりも大きくなる。
The reason why the residual stress of the
図6は、図5に示した試験片20の残留応力を考慮してFEM解析(有限要素法)により算出したき裂の伝播駆動力を示す図である。なお、図6に示す伝播駆動力は、混成型ESSO試験における負荷応力(公称応力)を100MPaとしたものである。また、図6には、比較のために、通常の供試材に100MPaの引張応力を発生させた場合(通常のESSO試験)のき裂の伝播駆動力が実線で示されている。この場合のき裂の伝播駆動力は下式(2)に基づいて算出している。
なお、上記式(2)において、σは引張応力を示し、aはき裂長さを示し、Wは試験片の幅を示す。
FIG. 6 is a diagram showing a crack propagation driving force calculated by FEM analysis (finite element method) in consideration of the residual stress of the
In the above formula (2), σ indicates tensile stress, a indicates the crack length, and W indicates the width of the test piece.
図6に示すように、通常の供試材のESSO試験においては、供試材に残留応力が発生していないため、き裂の伝播駆動力は、き裂長さの平方根に比例して増加する。そのため、供試材の靭性値Kcaが一定である場合には、供試材においてき裂は停止しない。 As shown in FIG. 6, in the ESSO test of a normal specimen, since no residual stress is generated in the specimen, the crack propagation driving force increases in proportion to the square root of the crack length. . Therefore, when the toughness value Kca of the specimen is constant, the crack does not stop in the specimen.
一方、本実施の形態に係る試験片20(図3)においては、溶接に基づく残留応力が試験片20に発生しているため、き裂の伝播駆動力はその残留応力の影響を大きく受ける。具体的には、溶接材料15,16においては、引張応力が発生しているのでき裂長さが長くなるのに従ってき裂の伝播駆動力が大きく増加する。しかし、脆化材13および供試材10においては圧縮応力が発生しているので、き裂長さが長くなってもき裂の伝播駆動力は大きく増加しない。特に、供試材10には脆化材13よりも大きな圧縮応力が発生しているので、供試材10の所定の領域(図6においては、試験片20の上端部から約150mm〜280mmの領域)では、き裂の伝播駆動力は、き裂長さが長くなるのに従って低下している。したがって、本実施の形態に係る混成型ESSO試験では、供試材10の上記所定の領域において、き裂の伝播駆動力が供試材10の靭性値Kcaよりも小さい値まで低下したときに、き裂伝播が停止する。例えば、図6の例において供試材10の靭性値Kcaが80MPa・m1/2である場合には、き裂が試験片20の上端から約200mmの位置まで伝播したとき(伝播駆動力が約80MPa・m1/2まで低下したとき)に、き裂伝播が停止する。
On the other hand, in the test piece 20 (FIG. 3) according to the present embodiment, since the residual stress due to welding is generated in the
以上の理論に基づいて、本実施の形態においては、試験片20の作製時に発生する残留応力を考慮したFEM解析に基づいてき裂の伝播駆動力を算出し、その算出結果からき裂が停止した位置におけるき裂の伝播駆動力を求め、その求めた伝播駆動力を供試材10の靭性値Kcaとする。この場合、従来の混成型ESSO試験のように、き裂が供試材10に伝播する場合(Go)のき裂の伝播駆動力とき裂が供試材10に伝播しない場合(No‐Go)のき裂の伝播駆動力との境界点を見つける必要がないので、多数の試験片を用いて試験を行う必要がない。それにより、試験コストを低減することができる。また、供試材10においてき裂を停止させることができるので、より正確に供試材10の脆性き裂伝播停止特性を評価することができる。また、低靭性の脆化材13が設けられているので、極低温環境下においても脆化材13においてき裂を容易に発生させることができる。
Based on the above theory, in the present embodiment, the crack propagation driving force is calculated based on the FEM analysis in consideration of the residual stress generated when the
なお、従来の混成型ESSO試験において用いられている試験片100(図2参照)においても、溶接に基づく残留応力が発生しているが、従来の試験片100では、供試材10においてき裂を停止させることはできない。その理由を以下に説明する。
In the test piece 100 (see FIG. 2) used in the conventional hybrid ESSO test, residual stress due to welding is generated. However, in the
図7は、従来の試験片100(図2)の残留応力の一例を示すグラフである。また、図8は、図7に示した試験片100の残留応力に基づいてFEM解析によって算出したき裂の伝播駆動力を示す図である。なお、試験片100の寸法は、500mm×500mmとし、脆化材13(図2)と供試材10(図2)とは、試験片100の上端から150mmの位置で溶接されているものとした。また、図8に示す伝播駆動力は、図6と同様に、混成型ESSO試験における負荷応力(公称応力)を100MPaとして計算したものである。
FIG. 7 is a graph showing an example of the residual stress of the conventional test piece 100 (FIG. 2). FIG. 8 is a diagram showing a crack propagation driving force calculated by FEM analysis based on the residual stress of the
図7に示すように、従来の試験片100においても、脆化材13および供試材10において残留応力(圧縮応力)が発生している。しかし、図5に示した本発明例に比べて、特に試験片100の上端から150mmを超えた領域(すなわち、供試材10)における残留応力の値が小さい。これは、試験片100では、供試材10の下側が溶接材料によって拘束されていないため、供試材10に十分な残留応力を発生させることができないからである。この場合、図8に示すように、供試材10において、き裂の伝播駆動力は低下しないので、供試材10においてき裂伝播を停止させることはできない。
As shown in FIG. 7, even in the
2.引張試験(ESSO試験)における適切な負荷応力の決定方法
上述したように、本発明は、供試材10(図3)においてき裂の伝播駆動力が低下することを利用したものである。そして、本発明においては、供試材10の脆性き裂伝播停止特性の評価可能範囲は、き裂の伝播駆動力の低下量に従って決定される。図6の例では、供試材10においてき裂の伝播駆動力が約120MPa・m1/2から約60MPa・m1/2まで低下しているので、供試材10の靭性値Kcaが約120MPa・m1/2から約60MPa・m1/2の間の値である場合に、本発明に係る脆性き裂伝播停止特性評価方法を適用できる。すなわち、図6の例では、脆性き裂伝播停止特性の評価可能範囲が120MPa・m1/2から約60MPa・m1/2の間の範囲になる。
2. Method for Determining Appropriate Load Stress in Tensile Test (ESSO Test) As described above, the present invention utilizes the fact that the crack propagation driving force decreases in the specimen 10 (FIG. 3). And in this invention, the evaluation possible range of the brittle crack propagation stop characteristic of the
ここで、供試材10におけるき裂の伝播駆動力の低下量は、引張試験(ESSO試験)における負荷応力および溶接材料15の降伏応力によって決定される。以下、図面を用いて説明する。
Here, the amount of decrease in the crack propagation driving force in the
図9および図10は、引張試験における負荷応力と供試材10におけるき裂の伝播駆動力との関係を示したグラフである。図9および図10には、供試材10におけるき裂の伝播駆動力の最大値が評価可能上限値として示され、供試材10におけるき裂の伝播駆動力の最小値が評価可能下限値として示されている。脆性き裂伝播停止特性の評価可能範囲は、評価可能上限値と評価可能下限値との間の範囲となる。なお、図9は、試験片20(図3)において50キロ級鋼(常温での降伏応力:300MPa)を溶接材料15(図3)として用いた場合の関係を示し、図10は、80キロ級鋼(常温での降伏応力:600MPa)を溶接材料15として用いた場合の関係を示している。また、図9は、FEM解析により求めた値である。
FIG. 9 and FIG. 10 are graphs showing the relationship between the load stress in the tensile test and the crack propagation driving force in the
図9および図10に示すように、脆性き裂伝播停止特性の評価可能範囲は、負荷応力の上昇に従って減少している。これは、負荷応力の上昇に従って、残留応力の駆動力に与える影響が小さくなるからである。そして、負荷応力の値が所定の値(図9では、約200MPa)になることにより、評価可能上限値と評価可能下限値とが等しくなり、脆性き裂伝播停止特性の評価可能範囲が0になる。評価可能範囲が0になった場合には、供試材10においてき裂の伝播駆動力が低下しないので、供試材10においてき裂伝播を停止することができない。したがって、本発明を有効に利用するためには、評価可能範囲が0よりも大きくなる負荷応力で引張試験を行う必要がある。
As shown in FIGS. 9 and 10, the evaluation range of the brittle crack propagation stop characteristic decreases as the load stress increases. This is because the influence of the residual stress on the driving force decreases as the load stress increases. Then, when the value of the load stress becomes a predetermined value (about 200 MPa in FIG. 9), the evaluable upper limit value and the evaluable lower limit value become equal, and the evaluable range of the brittle crack propagation stop characteristic becomes zero. Become. When the evaluable range becomes 0, the crack propagation driving force does not decrease in the
ここで、図9および図10に示すように、評価可能範囲が0になるときの負荷応力(以下、評価可能最大負荷応力と称する。)は、溶接材料15の降伏応力によって異なる。具体的には、溶接材料15の降伏応力が大きい場合には、評価可能最大負荷応力も大きくなる。そこで、本発明者らは、溶接材料15の降伏応力に基づいて引張試験における適切な負荷応力を決定するために、図9および図10の関係から下記式(1)を導出した。なお、下記式(1)において、σgは引張試験における負荷応力を示し、σyは溶接材料15の室温における降伏応力を示す。
Here, as shown in FIGS. 9 and 10, the load stress when the evaluable range becomes 0 (hereinafter referred to as “evaluable maximum load stress”) varies depending on the yield stress of the
σg<(0.24σy−6.1)/(0.000053σy+0.295)・・・(1)
上記式(1)を用いることにより、試験実施者は、引張試験における適切な負荷応力を容易に決定することができる。具体的には、試験実施者は、上記式(1)を満たすように溶接材料15の降伏応力に従って引張試験の負荷応力を決定すればよい。
σ g <(0.24σ y −6.1) / (0.000053σ y +0.295) (1)
By using the above formula (1), the tester can easily determine an appropriate load stress in the tensile test. Specifically, the tester may determine the load stress of the tensile test according to the yield stress of the
なお、上記式(1)は、試験実施者の便宜を考慮して本発明者らが導出したものであり、供試材10においてき裂の伝播駆動力が低下するのであれば、引張試験における負荷応力が上記式(1)を満足していなくてもよい。また、試験環境に応じた溶接材料の降伏応力を考慮して、適切な負荷応力を決定してもよい。
The above formula (1) is derived by the present inventors in consideration of the convenience of the tester, and in the tensile test if the crack propagation driving force in the
なお、脆性き裂伝播停止特性の評価可能範囲は降伏応力の高い溶接材料15を用いることにより広くすることができるが、溶接材料15は、引張試験の実施環境等に応じて適切に決定することが好ましい。すなわち、引張試験の実施環境(例えば、極低温環境)において溶接材料15が極めて脆性破壊を生じやすい状態にある場合には、き裂が溶接材料15に進入したときに、溶接材料15の長手方向(図3に矢印Xで示す方向)にき裂が分裂する場合がある。この場合、き裂を供試材10に伝播させることができなくなり、脆性き裂伝播停止特性の評価を行うことができなくなる。一方、溶接材料15の靭性が高すぎる場合には、き裂が溶接材料15において停止する場合がある。この場合にも、き裂を供試材10に伝播させることができなくなり、脆性き裂伝播停止特性の評価を行うことができなくなる。したがって、溶接材料15としては、引張試験の実施環境に応じて適切な靭性を有する材料を選択することが好ましい。例えば、供試材10が9%Ni鋼である場合には、3.5%Ni系の溶接材料15を用いることが好ましい。
In addition, although the evaluation range of the brittle crack propagation stop characteristic can be widened by using the
3.試験片の適切な寸法
上記のように、本発明は、供試材10(図3)に適切な残留応力(圧縮応力)を発生させて、供試材10においてき裂の伝播駆動力を低下させることを特徴とする。したがって、試験片20(図3)の各寸法は、供試材10に適切な残留応力が発生するように決定することが好ましい。例えば、試験片20の幅W(図3)が400mm〜600mmの場合には、長さd1(図3)を130mm〜170mmに設定し、長さd2(図3)を300mm〜350mmに設定することが好しい。また、試験片20の幅W(図3)が400mm〜600mmの場合には、溶接材料15と溶接材料16との間の距離は、130mm〜220mmに設定することが好ましい。
3. Appropriate Dimensions of Test Specimens As described above, the present invention generates an appropriate residual stress (compressive stress) in the specimen 10 (FIG. 3), thereby reducing the crack propagation driving force in the
なお、試験片20の寸法は上記の例に限定されず、試験目的等に応じて適宜変更することが可能である。
In addition, the dimension of the
4.他の実施の形態
上記実施の形態においては、FEM解析に基づいてき裂の伝播駆動力を算出しているが、他の数値計算(例えば、境界要素法等)によりき裂の伝播駆動力を算出してもよい。
4). Other Embodiments In the above embodiment, the crack propagation driving force is calculated based on FEM analysis, but the crack propagation driving force is calculated by other numerical calculations (for example, boundary element method, etc.). May be.
また、上記実施の形態においては、試験片20の残留応力を実測しているが、試験片20の残留応力を数値計算(例えば、有限要素法または境界要素法等)により算出してもよい。
Moreover, in the said embodiment, although the residual stress of the
また、上記実施の形態においては、引張試験として混成型ESSO試験を実施する場合について説明したが、引張試験は混成型ESSO試験に限定されず、他の引張試験を実施してもよい。以下、他の引張試験の一例として二重引張試験を実施する場合について簡単に説明する。 Moreover, in the said embodiment, although the case where a hybrid ESSO test was implemented as a tensile test was demonstrated, a tensile test is not limited to a hybrid ESSO test, You may implement another tensile test. Hereinafter, a case where a double tensile test is performed as an example of another tensile test will be briefly described.
図11は、二重引張試験を実施する際に使用される試験片の一例を示す図である。二重引張試験において使用される試験片21が、図3の供試材10と異なるのは以下の点である。すなわち、試験片21においては、脆化材13の上部に、被引張部17が脆化材13と一体に形成されている。被引張部17には、切欠孔17aが形成されている。
FIG. 11 is a diagram illustrating an example of a test piece used when a double tensile test is performed. The
二重引張試験においては、図4と同様に、脆化材13、供試材10および補助材14に冶具11が取り付けられるとともに、被引張部17にも他の引張冶具が取り付けられる。そして、その引張冶具により被引張部17が引っ張られることにより、切欠17aからき裂が発生し、冶具11(図4)により試験片21が引っ張られることにより、き裂が成長する。この場合にも、上述した試験片20と同様に、供試材10においてき裂伝播を停止させることができる。
In the double tensile test, as in FIG. 4, the
以下、実施例に基づいて本発明の効果を説明する。 The effects of the present invention will be described below based on examples.
実施例においては、下記の表1に示す化学組成を有する鋼を板厚35mmに圧延し、その後、焼入れ焼戻し処理を行うことにより鋼板を作製した。その鋼板から、JISZ2201に規定される4号試験片およびJISZ2202に規定されるVノッチ試験片を採取し、常温での引張試験と−196℃におけるシャルピー衝撃試験とを行い、引張強さ(TS:MPa)、降伏強さ(YS:MPa)および吸収エネルギー(vE−196:J,3本の平均値)を調べた。その結果を表1に示す。なお、4号試験片は、鋼板の板厚1/4の位置において圧延方向に採取し、Vノッチ試験片は、鋼板の板厚1/4の位置において圧延直角方向に採取した。
In Examples, a steel sheet having a chemical composition shown in Table 1 below was rolled to a plate thickness of 35 mm, and then subjected to a quenching and tempering treatment to produce a steel sheet. From the steel sheet, a No. 4 test piece specified in JISZ2201 and a V-notch test piece specified in JISZ2202 were collected, subjected to a tensile test at room temperature and a Charpy impact test at -196 ° C., and a tensile strength (TS: MPa), yield strength (YS: MPa) and absorbed energy (vE-196: J, average value of three). The results are shown in Table 1. In addition, the No. 4 test piece was extract | collected in the rolling direction in the position of the plate thickness 1/4 of a steel plate, and the V notch test piece was extract | collected in the rolling orthogonal direction in the position of the plate thickness 1/4 of a steel plate.
上記の鋼板を供試材10(図3)として、鋼板の圧延方向と引張試験における引張方向とが一致するように、実施例1および実施例2の試験片を作製した。なお、実施例1,2の試験片は、それぞれ図3で説明した供試材10と同様の構成を有し、幅W(図3)および引張方向における長さD(図3)は500mmであり、長さd1(図3)は150mmであり、長さd2(図3)は330mmである。また、脆化材13(図3)としては、9%Ni鋼を700℃に再加熱し炉冷した材料を用い、補助材14としては上記の鋼板を用い、溶接材料15,16としては、3.5%Ni系の溶接材料を用いた。
Using the steel plate as the test material 10 (FIG. 3), test pieces of Example 1 and Example 2 were prepared so that the rolling direction of the steel plate and the tensile direction in the tensile test coincided. In addition, the test piece of Example 1, 2 has the structure similar to the
上記の構成を有する実施例1,2の試験片を用いて−165℃の環境下で図4で説明した混成型ESSO試験を実施した。なお、実施例1の混成型ESSO試験においては、負荷応力を130MPaとし、実施例2の混成型ESSO試験においては、負荷応力を160MPaとした。その結果、実施例1においては、試験片の上端から205.6mmの位置でき裂伝播が停止し、実施例2においては、試験片の上端から249.2mmの位置でき裂伝播が停止した。すなわち、どちらの試験片においても、き裂伝播が供試材10において停止した。
Using the test pieces of Examples 1 and 2 having the above-described configuration, the mixed ESSO test described with reference to FIG. 4 was performed in an environment of −165 ° C. In the mixed ESSO test of Example 1, the load stress was 130 MPa, and in the mixed ESSO test of Example 2, the load stress was 160 MPa. As a result, in Example 1, the crack propagation stopped at a position of 205.6 mm from the upper end of the test piece, and in Example 2, the crack propagation stopped at a position of 249.2 mm from the upper end of the test piece. That is, crack propagation stopped at the
また、本実施例においては、混成型ESSO試験前の実施例1,2の試験片の残留応力を実測し、その残留応力に基づくFEM解析によりき裂の伝播駆動力を算出した。算出したき裂の伝播駆動力を図12および図13に示す。なお、図12は、実施例1の試験片の伝播駆動力を示し、図13は、実施例2の試験片の伝播駆動力を示す。 Further, in this example, the residual stress of the test pieces of Examples 1 and 2 before the mixed molding ESSO test was measured, and the crack propagation driving force was calculated by FEM analysis based on the residual stress. FIG. 12 and FIG. 13 show the calculated crack propagation driving force. FIG. 12 shows the propagation driving force of the test piece of Example 1, and FIG. 13 shows the propagation driving force of the test piece of Example 2.
上述したように、実施例1の混成型ESSO試験においては、試験片の上端位置から205.6mmの位置でき裂伝播が停止したので、図12の結果から、き裂伝播停止位置におけるき裂の伝播駆動力は107MPa・m1/2であったことが分かる。したがって、実施例1の試験片の靭性値Kcaは、107MPa・m1/2であると推定することができる。 As described above, in the hybrid ESSO test of Example 1, crack propagation stopped at a position of 205.6 mm from the upper end position of the test piece. From the result of FIG. It can be seen that the propagation driving force was 107 MPa · m 1/2 . Therefore, it can be estimated that the toughness value Kca of the test piece of Example 1 is 107 MPa · m 1/2 .
また、実施例2の混成型ESSO試験においては、試験片の上端位置から249.2mmの位置でき裂伝播が停止したので、図13の結果から、き裂伝播停止位置におけるき裂の伝播駆動力は126MPa・m1/2であったことが分かる。したがって、実施例2の試験片の靭性値Kcaは、126MPa・m1/2であると推定することができる。 Further, in the hybrid ESSO test of Example 2, crack propagation stopped at a position of 249.2 mm from the upper end position of the test piece. Therefore, from the result of FIG. 13, the crack propagation driving force at the crack propagation stop position. It can be seen that was 126 MPa · m 1/2 . Therefore, it can be estimated that the toughness value Kca of the test piece of Example 2 is 126 MPa · m 1/2 .
実験結果を下記の表2に示す。以上のことから、本発明によれば、き裂伝播を供試材10において停止させることが可能であるとともに、き裂伝播停止時のき裂の伝播駆動力をFEM解析に基づいて算出することにより、供試材10の靭性値Kcaを評価することができることが分かった。
The experimental results are shown in Table 2 below. From the above, according to the present invention, crack propagation can be stopped in the
本発明に係る脆性き裂伝播停止特性評価方法によれば、試験コストを低減しつつ極低温環境下における材料の脆性き裂伝播停止特性の評価を可能にすることができる。 According to the brittle crack propagation stop property evaluation method according to the present invention, it is possible to evaluate the brittle crack propagation stop property of a material in a cryogenic environment while reducing the test cost.
10 供試材
11 冶具
12 くさび
13 脆化材
13a 切欠
14 補助材
15,16 溶接材料
17 被引張部
17a 切欠孔
20,21 試験片
100 試験片
DESCRIPTION OF
Claims (6)
前記試験片は、評価対象材料からなる供試材と、前記引張試験における引張方向と直交する方向において前記供試材の一端側に溶接され前記供試材よりも低靭性の脆化材と、前記直交する方向において前記供試材の他端側に溶接される補助材とからなり、
前記き裂は、前記脆化材において強制的に発生され、
前記引張試験における負荷応力は、前記強制的に発生されたき裂が前記供試材において停止するように設定されることを特徴とする脆性き裂伝播停止特性評価方法。 An evaluation method for evaluating a brittle crack propagation stopping property of a material by generating a crack in the test piece by carrying out a tensile test on the test piece,
The test piece is made of an evaluation target material, and an embrittlement material that is welded to one end side of the test material in a direction orthogonal to the tensile direction in the tensile test and has lower toughness than the test material. It consists of an auxiliary material welded to the other end side of the test material in the orthogonal direction,
The crack is forcibly generated in the brittle material,
The load stress in the tensile test is set so that the forcibly generated crack stops in the specimen, The brittle crack propagation stop property evaluation method characterized by the above-mentioned.
σg<(0.24σy−6.1)/(0.000053σy+0.295)・・・(1)
上記式(1)において、σgは前記負荷応力を示し、σyは前記脆化材と前記供試材とを接合する溶接材料の室温における降伏応力を示す。 The load stress in the said tensile test is set so that the following formula (1) may be satisfied, The brittle crack propagation stop characteristic evaluation method in any one of Claims 1-4 characterized by the above-mentioned.
σ g <(0.24σ y −6.1) / (0.000053σ y +0.295) (1)
In the above formula (1), σ g represents the load stress, and σ y represents the yield stress at room temperature of the welding material joining the brittle material and the test material.
Priority Applications (1)
Application Number | Priority Date | Filing Date | Title |
---|---|---|---|
JP2009083133A JP5345885B2 (en) | 2009-03-30 | 2009-03-30 | Method for evaluating brittle crack propagation stop properties |
Applications Claiming Priority (1)
Application Number | Priority Date | Filing Date | Title |
---|---|---|---|
JP2009083133A JP5345885B2 (en) | 2009-03-30 | 2009-03-30 | Method for evaluating brittle crack propagation stop properties |
Publications (2)
Publication Number | Publication Date |
---|---|
JP2010236930A true JP2010236930A (en) | 2010-10-21 |
JP5345885B2 JP5345885B2 (en) | 2013-11-20 |
Family
ID=43091394
Family Applications (1)
Application Number | Title | Priority Date | Filing Date |
---|---|---|---|
JP2009083133A Expired - Fee Related JP5345885B2 (en) | 2009-03-30 | 2009-03-30 | Method for evaluating brittle crack propagation stop properties |
Country Status (1)
Country | Link |
---|---|
JP (1) | JP5345885B2 (en) |
Cited By (11)
Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
---|---|---|---|---|
JP2011169745A (en) * | 2010-02-18 | 2011-09-01 | Ihi Corp | Method for measuring brittle crack stopping fracture toughness |
KR101675686B1 (en) * | 2015-05-26 | 2016-11-11 | 현대제철 주식회사 | Crack arrest toughness measuring apparatus |
RU2661745C2 (en) * | 2016-05-25 | 2018-07-19 | Федеральное государственное казенное военное образовательное учреждение высшего образования "Военный учебно-научный центр Военно-Морского Флота "Военно-морская академия имени Адмирала флота Советского Союза Н.Г. Кузнецова" | Method of determining mechanical characteristics of materials at cryogenic temperatures |
CN110741241A (en) * | 2017-06-15 | 2020-01-31 | 沙特阿拉伯石油公司 | Method and device for testing material samples in a standard test for evaluating fracture toughness in plane |
JP2021094573A (en) * | 2019-12-16 | 2021-06-24 | 日本製鉄株式会社 | Welding structure |
WO2021154635A1 (en) * | 2020-01-27 | 2021-08-05 | Saudi Arabian Oil Company | Method of testing erw pipe weld seam for susceptibility to hydrogen embrittlement |
KR20220093558A (en) * | 2020-12-28 | 2022-07-05 | 현대제철 주식회사 | Brittle-fracturearrest property test method of steel |
US11656169B2 (en) | 2021-03-19 | 2023-05-23 | Saudi Arabian Oil Company | Development of control samples to enhance the accuracy of HIC testing |
US11747241B2 (en) | 2021-03-01 | 2023-09-05 | Saudi Arabian Oil Company | Method of testing longitudinal submerged arc welded pipe susceptibility through-thickness hydrogen cracking |
US11788951B2 (en) | 2021-03-19 | 2023-10-17 | Saudi Arabian Oil Company | Testing method to evaluate cold forming effects on carbon steel susceptibility to hydrogen induced cracking (HIC) |
CN118549280A (en) * | 2024-07-26 | 2024-08-27 | 深圳市高科塑化有限公司 | Intensity detection equipment and detection method for high polymer material |
Citations (5)
Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
---|---|---|---|---|
JPS5181178A (en) * | 1975-01-14 | 1976-07-15 | Mitsubishi Heavy Ind Ltd | Kinzokuzairyono zeiseikiretsudenpateishihakaijinseino sokuteihoho |
JPS601892A (en) * | 1983-06-18 | 1985-01-08 | 三菱電機株式会社 | Method of producing metal core printed circuit board |
JPS63304135A (en) * | 1987-06-05 | 1988-12-12 | Nippon Steel Corp | Brittle fracture test piece for hybrid esso and hybrid double tension test |
JP2008238267A (en) * | 2007-02-27 | 2008-10-09 | Kobe Steel Ltd | Stiffener and welded structure excellent in brittle fracture propagation resistance |
JP2009115493A (en) * | 2007-11-02 | 2009-05-28 | Sumitomo Metal Ind Ltd | Arresting characteristic evaluation method of steel plate, and steel plate for arresting characteristic evaluation |
-
2009
- 2009-03-30 JP JP2009083133A patent/JP5345885B2/en not_active Expired - Fee Related
Patent Citations (5)
Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
---|---|---|---|---|
JPS5181178A (en) * | 1975-01-14 | 1976-07-15 | Mitsubishi Heavy Ind Ltd | Kinzokuzairyono zeiseikiretsudenpateishihakaijinseino sokuteihoho |
JPS601892A (en) * | 1983-06-18 | 1985-01-08 | 三菱電機株式会社 | Method of producing metal core printed circuit board |
JPS63304135A (en) * | 1987-06-05 | 1988-12-12 | Nippon Steel Corp | Brittle fracture test piece for hybrid esso and hybrid double tension test |
JP2008238267A (en) * | 2007-02-27 | 2008-10-09 | Kobe Steel Ltd | Stiffener and welded structure excellent in brittle fracture propagation resistance |
JP2009115493A (en) * | 2007-11-02 | 2009-05-28 | Sumitomo Metal Ind Ltd | Arresting characteristic evaluation method of steel plate, and steel plate for arresting characteristic evaluation |
Cited By (15)
Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
---|---|---|---|---|
JP2011169745A (en) * | 2010-02-18 | 2011-09-01 | Ihi Corp | Method for measuring brittle crack stopping fracture toughness |
KR101675686B1 (en) * | 2015-05-26 | 2016-11-11 | 현대제철 주식회사 | Crack arrest toughness measuring apparatus |
RU2661745C2 (en) * | 2016-05-25 | 2018-07-19 | Федеральное государственное казенное военное образовательное учреждение высшего образования "Военный учебно-научный центр Военно-Морского Флота "Военно-морская академия имени Адмирала флота Советского Союза Н.Г. Кузнецова" | Method of determining mechanical characteristics of materials at cryogenic temperatures |
CN110741241A (en) * | 2017-06-15 | 2020-01-31 | 沙特阿拉伯石油公司 | Method and device for testing material samples in a standard test for evaluating fracture toughness in plane |
JP2021094573A (en) * | 2019-12-16 | 2021-06-24 | 日本製鉄株式会社 | Welding structure |
JP7288197B2 (en) | 2019-12-16 | 2023-06-07 | 日本製鉄株式会社 | Welded structure |
US11235427B2 (en) | 2020-01-27 | 2022-02-01 | Saudi Arabian Oil Company | Method of testing ERW pipe weld seam for susceptibility to hydrogen embrittlement |
WO2021154635A1 (en) * | 2020-01-27 | 2021-08-05 | Saudi Arabian Oil Company | Method of testing erw pipe weld seam for susceptibility to hydrogen embrittlement |
KR20220093558A (en) * | 2020-12-28 | 2022-07-05 | 현대제철 주식회사 | Brittle-fracturearrest property test method of steel |
KR102472304B1 (en) | 2020-12-28 | 2022-11-30 | 현대제철 주식회사 | Brittle-fracturearrest property test method of steel |
US11747241B2 (en) | 2021-03-01 | 2023-09-05 | Saudi Arabian Oil Company | Method of testing longitudinal submerged arc welded pipe susceptibility through-thickness hydrogen cracking |
US11656169B2 (en) | 2021-03-19 | 2023-05-23 | Saudi Arabian Oil Company | Development of control samples to enhance the accuracy of HIC testing |
US11788951B2 (en) | 2021-03-19 | 2023-10-17 | Saudi Arabian Oil Company | Testing method to evaluate cold forming effects on carbon steel susceptibility to hydrogen induced cracking (HIC) |
US12072278B2 (en) | 2021-03-19 | 2024-08-27 | Saudi Arabian Oil Company | Development of control samples to enhance the accuracy of HIC testing |
CN118549280A (en) * | 2024-07-26 | 2024-08-27 | 深圳市高科塑化有限公司 | Intensity detection equipment and detection method for high polymer material |
Also Published As
Publication number | Publication date |
---|---|
JP5345885B2 (en) | 2013-11-20 |
Similar Documents
Publication | Publication Date | Title |
---|---|---|
JP5345885B2 (en) | Method for evaluating brittle crack propagation stop properties | |
JP4782084B2 (en) | Judgment method of brittle crack propagation stop property of thick steel plate | |
JP4782067B2 (en) | Quality Control Method for Brittle Crack Propagation Stopping Properties of Thick Steel Plate | |
JP6466734B2 (en) | Austenitic high Mn stainless steel welded joint for high-pressure hydrogen gas and liquid hydrogen and method for producing the same | |
Sieurin et al. | Fracture toughness of a welded duplex stainless steel | |
Vergani et al. | Hydrogen effect on fatigue behavior of a quenched&tempered steel | |
Yoon et al. | Mechanical characteristics of 9% Ni steel welded joint for LNG storage tank at cryogenic | |
Yaguchi et al. | Creep strength of high chromium steels welded parts under multiaxial stress conditions | |
Walters | The effect of low temperatures on the fatigue of high-strength structural grade steels | |
KR101728362B1 (en) | Method for manufacturing thick steel plate having excellent long brittle crack arrestability and thick steel plate | |
Liu et al. | Experimental study on mechanical properties and toughness of Q460C high-strength steel and its butt welded joint at low temperature | |
Rodriguez et al. | Constraint dependence of the fracture toughness of reduced activation ferritic–martensitic Eurofer steel plates | |
JP2006088184A (en) | High heat input butt-welded joint having excellent brittle fracture generation resisting property and method for verifying brittle fracture generation resisting property of high heat input butt-welded joint | |
Predan et al. | Fatigue crack propagation in threshold regime under residual stresses | |
Heo et al. | Fatigue crack propagation behavior in AISI 304 steel welded joints for cold‐stretched liquefied natural gas (LNG) storage tank at cryogenic temperatures | |
Jeong et al. | Effect of applied potential on fatigue crack propagation behavior of Fe24Mn steel in seawater | |
Lee et al. | Fatigue strength assessment of high manganese steel for LNG CCS | |
Crooker et al. | Corrosion-fatigue crack propagation studies of some new high-strength structural steels | |
JP5521222B2 (en) | Quality control method for thick steel plate for crack arrester | |
Gervasyev et al. | X-80 pipeline steel characteristics defining the resistance to ductile fracture propagation | |
Limin et al. | Damage prediction of HP40Nb steel with coupled creep and carburization based on the continuum damage mechanics | |
Beltrão et al. | Fractographic analysis of weld metal and HAZ regions of API X-80 steel subjected to simulation of the Reel-Lay method | |
KR101195733B1 (en) | Method for evaluating fatigue property of t-joint portion at t-type welding joint structure | |
Choupani et al. | Fracture characterization of base metal, seam weld, and girth weld of welded line pipe steel at room and low temperatures | |
Kim et al. | A study on the material characteristics and the welding properties of the HSA800 steel |
Legal Events
Date | Code | Title | Description |
---|---|---|---|
A621 | Written request for application examination |
Free format text: JAPANESE INTERMEDIATE CODE: A621 Effective date: 20111124 |
|
A521 | Request for written amendment filed |
Free format text: JAPANESE INTERMEDIATE CODE: A523 Effective date: 20121011 |
|
A711 | Notification of change in applicant |
Free format text: JAPANESE INTERMEDIATE CODE: A712 Effective date: 20121011 |
|
A977 | Report on retrieval |
Free format text: JAPANESE INTERMEDIATE CODE: A971007 Effective date: 20121031 |
|
A131 | Notification of reasons for refusal |
Free format text: JAPANESE INTERMEDIATE CODE: A131 Effective date: 20121120 |
|
A521 | Request for written amendment filed |
Free format text: JAPANESE INTERMEDIATE CODE: A523 Effective date: 20130116 |
|
TRDD | Decision of grant or rejection written | ||
A01 | Written decision to grant a patent or to grant a registration (utility model) |
Free format text: JAPANESE INTERMEDIATE CODE: A01 Effective date: 20130730 |
|
A61 | First payment of annual fees (during grant procedure) |
Free format text: JAPANESE INTERMEDIATE CODE: A61 Effective date: 20130815 |
|
R150 | Certificate of patent or registration of utility model |
Ref document number: 5345885 Country of ref document: JP Free format text: JAPANESE INTERMEDIATE CODE: R150 Free format text: JAPANESE INTERMEDIATE CODE: R150 |
|
R250 | Receipt of annual fees |
Free format text: JAPANESE INTERMEDIATE CODE: R250 |
|
R250 | Receipt of annual fees |
Free format text: JAPANESE INTERMEDIATE CODE: R250 |
|
R250 | Receipt of annual fees |
Free format text: JAPANESE INTERMEDIATE CODE: R250 |
|
S533 | Written request for registration of change of name |
Free format text: JAPANESE INTERMEDIATE CODE: R313533 |
|
R350 | Written notification of registration of transfer |
Free format text: JAPANESE INTERMEDIATE CODE: R350 |
|
R250 | Receipt of annual fees |
Free format text: JAPANESE INTERMEDIATE CODE: R250 |
|
R250 | Receipt of annual fees |
Free format text: JAPANESE INTERMEDIATE CODE: R250 |
|
R250 | Receipt of annual fees |
Free format text: JAPANESE INTERMEDIATE CODE: R250 |
|
LAPS | Cancellation because of no payment of annual fees |