JP5043791B2

JP5043791B2 - 鋼材のアレスト性能評価方法

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Publication number: JP5043791B2
Application number: JP2008248455A
Authority: JP
Inventors: 栄一田村
Original assignee: Kobe Steel Ltd
Current assignee: Kobe Steel Ltd
Priority date: 2007-10-09
Filing date: 2008-09-26
Publication date: 2012-10-10
Anticipated expiration: 2028-09-26
Also published as: JP2009109486A

Description

本発明は、鋼材の脆性き裂を停止させる特性（アレスト特性）の評価方法に関するものである。特には、従来の評価パラメータであるＫｃａの代替として、鋼材の表層部近傍および板厚中央部の材料特性を考慮に入れた新たな評価パラメータを用いた評価方法に関するものである。

近年、コンテナ船は大型化が進んでおり使用される鋼板も厚肉化・高強度化が進んでいる。船体構造では脆性破壊を発生させないよう、材料選定から検査にいたるまで細心の注意が払われている。しかし、万一脆性き裂が発生した場合、き裂が停止せずに船体に致命的な損傷をもたらす危険性がある。一方、一旦発生した脆性き裂も、特別な特性を有する材料に進展すればき裂停止させることができ、そのような材料を構造として配すことにより、万一脆性き裂が発生したとしてもき裂停止させることができる。このような脆性き裂を停止させる特性をアレスト特性と呼び、評価パラメータはＫｃａと表される。船舶の安全性を高めるためには高いＫｃａが必要であり、今後はＫｃａを保障した鋼材が必要とされる。

Ｋｃａは温度毎に求められるパラメータであり、通常ＥＳＳＯ試験により求められる。ＥＳＳＯ試験の概要を以下に示す。
（１）ある鋼材に対し上部にノッチを設けた試験体を製作し、その試験体を冷却して上部が低温となるように温度勾配を設定する。
（２）試験体の両端に応力がσ_１となるように荷重を加える。
（３）ノッチ部分にくさびを設置し、落錘等で衝撃荷重を加える。
（４）ノッチから脆性き裂が発生する。
（５）脆性き裂は進展するがある温度条件において停止する。
（６）このときの温度Ｔ_１、き裂長さａ_１を測定する。
（７）σ_１とａ_１からＫ値（Ｋ_１＝σ_１（π・ａ_１）^１／２）を計算する。
（８）Ｋ_１とＴ_１をグラフにプロットする。
（９）上記（１）〜（８）の実験・評価を、いくつかのσ条件（σｉ）で実施する。
（１０）（Ｋ_ｉ（＝σ_ｉ（π・ａ_ｉ）^１／２、Ｔ_ｉ）が数点プロットされる。
（１１）船舶で用いられる設計温度（例えば−１０℃）のときのＫ値を、グラフから内挿する。
（１２）内挿により求められたＫ値がその鋼材の−１０℃でのＫｃａと評価される。

上記の通り、Ｋｃａを求めるためには煩雑な実験が必要となり、鋼材の出荷保証法としては適していない。この様な状況から、Ｋｃａをより簡便に評価できる評価手法が求められている。

Ｋｃａに関しては従来よりシャルピー試験結果を用いた評価が行われており、提案式もいくつか提案されており、非特許文献１では従来は簡易評価法としてｔ／４位置の脆性破面遷移温度ｖＴｒｓを用いた式が提案されている（非特許文献１）。

しかし、板厚内部においては材料特性に分布があり、特に近年のように材料の厚肉化が進むにつれ板厚中央部と板厚表層部近傍の材料特性の関係は全く異なる傾向を示すことが多くなる。例えば、ｖＴｒｓに代表される破壊靭性は、圧延時の冷却時間が比較的短い表層部は高靭性で、冷却時間が比較的長い板厚中央部は低靭性となる傾向があり、この傾向は厚肉化が進むにつれ高くなる。アレスト性能には板厚全体の破壊靭性特性が影響を及ぼすと考えられ、これをｔ／４部の破壊靭性特性のみで代表させることは困難である。しかし、板厚方向の材料特性分布を考慮したＫｃａ代替評価パラメータは現状では提案されていない。

低温用圧延鋼板判定基準、日本溶接協会、ＷＥＳ３００３−１９９５圧力技術、Ｖｏｌ．３１、Ｎｏ．２（１９９３）、ｐ２日本造船学会論文集、Ｖｏｌ．１７７（１９９５）、ｐ２４３博士論文「ＴＭＣＰによる降伏点４０ｋｇｆ／ｍｍ２級鋼板の実船適用にあたっての靱性要求基準に関する研究」（１９９０）、ｐ．３２日本船舶海洋工学会講演論文集、Ｖｏｌ．３（２００６）、ｐ．３５９熱処理、Ｖｏｌ．４７、Ｎｏ．２（２００７）、ｐ．６６

現状のように、Ｋｃａをｔ／４のｖＴｒｓで整理し続けると、特に厚肉化が顕著となった場合においてＫｃａの評価精度が著しく低下することが懸念され、鋼材のＫｃａを保証するうえで大いに不都合である。本発明は、この様な状況に鑑み、鋼材の板厚方向の破壊靭性の分布を考慮に入れることにより、ばらつきを抑制できると共に、従来のＥＳＳＯ試験よりも簡便な評価方法を提供することを課題とするものである。

請求項１記載の発明は、鋼材のアレスト性能評価方法であって、対象鋼材を使用するにあたっての設計要件から決められる設計応力（σ_０）、設定温度（Ｔ_０）におけるき裂進展駆動力をＫ_０、前記対象鋼材の板厚中央部近傍のき裂進展に対する抵抗をＫｄ、前記対象鋼材の表層に発生する延性破壊（シアリップ）によるき裂進展に対する抵抗をＫ_０・ｒとしたとき、Ｔ_０におけるき裂停止の条件を、Ｋ_０＝Ｋｄ＋Ｋ_０・ｒと設定し、ｒを、前記対象鋼材の板厚ｔ、室温での降伏応力σｙ_０、シアリップ幅と塑性域寸法の比ｋ_ｓｌ、Ｔ_０における前記対象鋼材の表層近傍の高速引張変形時の降伏応力σ_Ｙ１、前記対象鋼材に進展するき裂長さａ、サイドリガメント長さｌ_ｓｌ、及びシャルピー衝撃試験によって求まる前記対象鋼材の表層近傍における脆性破面遷移温度ｖＴｒｓによって計算し、Ｋｄを、Ｔ_０における前記対象鋼材の板厚中央部近傍の高速引張変形時の降伏応力σ_Ｙ２、及びシャルピー衝撃試験によって求まる前記対象鋼材の板厚中央部近傍における脆性破面遷移温度ｖＴｒｓによって計算し、ｒとＫｄの計算結果から求められたＫ_０の値によって前記対象鋼材のアレスト性能を評価することを特徴とする鋼材のアレスト性能評価方法である。

請求項２記載の発明は、鋼材のアレスト性能評価方法であって、対象鋼材を使用するにあたっての設計要件から決められる設計応力（σ_０）、設定温度（Ｔ_０）におけるき裂進展駆動力をＫ_０、前記対象鋼材の板厚中央部近傍のき裂進展に対する抵抗をＫｄ、前記対象鋼材の表層に発生する延性破壊（シアリップ）によるき裂進展に対する抵抗をＫ_０・ｒとしたとき、Ｔ_０におけるき裂停止の条件を、Ｋ_０＝Ｋｄ＋Ｋ_０・ｒと設定し、ｒを、前記対象鋼材の板厚ｔ、室温での降伏応力σｙ_０、シアリップ幅と塑性域寸法の比ｋ_ｓｌ、Ｔ_０における前記対象鋼材の表層近傍の高速引張変形時の降伏応力σ_Ｙ１、前記対象鋼材に進展するき裂長さａ、サイドリガメント長さｌ_ｓｌ、及びシャルピー衝撃試験によって求まる前記対象鋼材の表層近傍における脆性破面遷移温度ｖＴｒｓによって計算し、Ｋｄを、Ｔ_０における前記対象鋼材の板厚中央部近傍の高速引張変形時の降伏応力σ_Ｙ２、及びシャルピー衝撃試験によって求まる前記対象鋼材の板厚中央部近傍における脆性破面遷移温度ｖＴｒｓによって計算し、ｒとＫｄの計算結果からＫ_０の値を求め、あらかじめ前記対象鋼材と同等の強度を有する鋼材において調べられている設定温度（Ｔ_０）におけるき裂進展駆動力Ｋ_０の値とＥＳＳＯ試験によって求められているアレスト特性評価パラメータＫｃａの値との相関Ｋ_０−Ｋｃａから、Ｋ_０の値をＫｃａの値に換算することによって前記対象鋼材のアレスト性能を評価することを特徴とする鋼材のアレスト性能評価方法である。

本発明の鋼材のアレスト性能評価方法によれば、ＥＳＳＯ試験に比べて簡便で、且つ、従来のｔ／４部のｖＴｒｓのみにより整理した場合よりも精度良く、鋼材のアレスト性能を評価することができる

以下、本発明を実施形態に基づいて更に詳細に説明する。評価方法については、図１にその手順を示す。

前記したＥＳＳＯ試験において、試験体に応力σ_０が加わっている場合に対し、脆性き裂がある温度Ｔ_０を通過するときを考える。このときのき裂進展駆動力をＫ_０とする。この駆動力に対する抵抗としては、表層に発生する延性破壊（シアリップ）による抵抗Ｋ_ｓ（なお、一般にＫ_ｓは、Ｋ_０に比例するものと考えられることからＫ_ｓ＝Ｋ_０・ｒと記載できる。）と、板厚中央部における抵抗Ｋ_ｄの２つがある。この２種類の抵抗がき裂停止に大きな影響を与える。これら２種類の抵抗を考慮に入れることにより、板厚方向の材料特性の分布影響を考慮に入れたより精度の高いＫｃａ評価が可能となる。

このとき、Ｔ_０において、き裂停止するためには下式が成り立つ必要がある。
Ｋ_０＝Ｋ_ｓ＋Ｋ_ｄ＝Ｋ_０・ｒ＋Ｋ_ｄ
また、このときの駆動力Ｋ_０がＴ_０におけるＫｃａと対応すると考える。上式よりＫ_０は以下のように表される。
Ｋ_０＝Ｋ_ｄ／（１−ｒ）

次に、ｒおよびＫ_ｄと材料特性の関係について説明する。前記した非特許文献２では、ｒは板厚表層部近傍の動的破壊靭性値Ｋ_Ｄ（Ｂ）と関連があるとされている。動的破壊靭性は高速進展するき裂に対する破壊靭性値であり、一般的な破壊靭性値（Ｋ_ｃｉ）とは異なるとされている。一方、非特許文献３では、高速に進展する脆性き裂も、シアリップが発生する表層近傍では極めてき裂進展速度は低下するとされている。ここで、表層近傍ではき裂進展速度はきわめて低いため、その動的破壊靭性値も通常の破壊靭性値と等価となる。これにより、ｒは表層近傍の破壊靭性値Ｋ_ｃｉと相関があることになる。

さらに、非特許文献３によると破壊靭性値Ｋ_ｃｉはｖＴｒｓと相関があるとされており、これによりｒは表層部近傍のｖＴｒｓと相関があることになる。例えば、表層部近傍の材料特性はｔ／４部の材料特性で代表できると考えると、ｒはｔ／４部のｖＴｒｓ（ｖＴｒｓ（ｔ／４））と相関があるといえる。

一方、板厚中央部の抵抗Ｋ_ｄは同部の動的破壊靭性値であり、前記のとおり通常の破壊靭性値とは異なる。非特許文献３によると動的破壊靭性値Ｋ_ｄは局部限界応力σ_Ｆと相関がある。σ_Ｆはき裂先端の極微小領域の引張破壊応力である。この引張破壊は結晶粒のへき開破壊と粒界の延性破壊の連続とされている。

ここで、粒界の延性破壊に対する強度（応力）は、延性破壊部が多いほど高くなると考えられる。延性破壊部は粒界が多いほど多く、すなわち結晶粒径ｄが小さいほど延性破壊に対する強度は高くなると考えられる。すなわち、局部限界応力σ_Ｆは結晶粒径ｄに反比例するといえる。一方、ｄ^−１／２は一般的にｖＴｒｓと比例関係にあるとされている。以上よりσ_ＦはｖＴｒｓと相関があるといえる。

たとえば、板厚中央部近傍の材料特性はｔ／２部の材料特性で代表できるとすると、Ｋｄはｔ／２部のｖＴｒｓと相関があるといえる。以上より、Ｋｃａの代替パラメータであるＫ_０は以下の（１）式のように表される。
Ｋ_０＝Ｋ_ｄ／（１−ｒ）＝ｆ_２（ｖＴｒｓ（ｔ／２））／（１−ｆ_１（ｖＴｒｓ（ｔ／４）））‥‥（１）式
（１）式のｆ_１（）、ｆ_２（）はそれぞれ関数であり、例えば室温での降伏応力σ_ｙ、板厚、および設計要件から得られる温度条件Ｔ_０が把握できれば、ｖＴｒｓ（ｔ／４）およびｖＴｒｓ（ｔ／２）の関数として定式化できる。

以下、定式化の手順について詳細に説明する。

まず、ｒについては、非特許文献２より下記の（２）式のように表される。
ｒ＝（４／π）＋｛（ｔ_ｓｌ１＋ｔ_ｓｌ２）／２ｔ｝（σ_Ｙ１／σ_０）ｃｏｓ^−１｛（ａ−ｌ_ｓｌ）／ａ｝ ‥‥（２）式

以下に、この（２）式で用いるパラメータについて説明する。ｔ_ｓｌ１、ｔ_ｓｌ２：表層部（表層面は上下２面あるのでパラメータも２つ）の延性破壊（シアリップ）の幅であり、単位はｍｍであり、下記の（３−１）式、（３−２）式のように表される。：
ｔ_ｓｌ１＝ｋ_ｓｌ・ｒ_ｐ１‥‥（３−１）式
ｔ_ｓｌ２＝ｋ_ｓｌ・ｒ_ｐ２‥‥（３−２）式
ここで、ｋ_ｓｌは係数であり、非特許文献３よりｋ_ｓｌ＝２とする。

また、ｒ_ｐ１、ｒ_ｐ２は各表層部近傍に発生した塑性域寸法であって単位はｍｍであり、下記の（４−１）式、（４−２）式のように表される。
ｒ_ｐ１＝１／６π・（Ｋ_{Ｄ（Ｂ１）}／σ_Ｙ１）^２‥‥（４−１）式
ｒ_ｐ２＝１／６π・（Ｋ_{Ｄ（Ｂ２）}／σ_Ｙ１）^２‥‥（４−２）式
ここで、Ｋ_{Ｄ（Ｂ１）}、Ｋ_{Ｄ（Ｂ２）}は各表層部近傍の動的破壊靭性値であり、単位はＭＰａ・ｍｍ^１／２である。非特許文献３によるとシアリップ発生部ではき裂進展速度は極めて低速とのことから、通常の破壊靭性値Ｋｃｉと同等とする。すなわち、下記の（５）式のとおりである。
Ｋ_Ｄ＝Ｋ_ｃｉ‥‥（５）式

破壊靭性値Ｋ_ｃｉは、前記した非特許文献４により下記（６）〜（８）式のようにｖＴｒｓとの相関が示されている。
Ｋ_ｃｉ＝３．８１×（σ_ｙ０／９．８）・ｅｘｐ｛ｋ_０（１／ｉＴ_ｋ−１／Ｔ_０）｝‥‥（６）式
ｋ_０＝６．６５・ｉＴ_ｋ−２９０‥‥（７）式
ｉＴ_ｋ＝（０．００３２１×σ_ｙ０／９．８＋０．３９１）ｖＴ_ｒｓ＋２．７４（ｔ）^１／２＋１７．３‥‥（８）式

ここで、板厚ｔ＝６０ｍｍ、降伏応力σ_ｙ０＝５００ＭＰａの鋼材を具体例に、応力σ_０でＥＳＳＯ試験を実施した場合に、船舶等の設計要件から得られる温度条件Ｔ_０でのＫ_０を定式化してみる。ちなみに船舶の場合、設計要件から得られる温度条件Ｔ_０は０〜−１０℃の場合が多いことから、ここでは、Ｔ_０＝−１０℃とする。また、ＥＳＳＯ試験では様々な応力条件下で実験が行われるが、応力が低すぎるとき裂進展量は、極めて小さくＴ_０＝−１０℃の温度部まで、き裂進展しない可能性が高い。従って、十分に高い応力とする必要がある。船舶の場合、設計要件から設計応力が決められることが多く、この設計応力でのき裂停止性能を把握することが最も合理的である。そこで、ここでは、ＡＢＳ規格（アメリカ船級協会規格）ＥＨ４０に対する設計使用応力（前記した非特許文献５に記載）を用いてσ_０＝２５２ＭＰａとする。

このような例の場合、ｖＴｒｓとＫｃｉの関係は、図２に示すようになる。この関係より、表層部のＫｃｉ（Ｋ_{ｃｉ（Ｂ）}）を用いて下記の（９）式が得られる。
Ｋ_Ｄ（Ｂ）＝Ｋ_{ｃｉ（Ｂ）}＝−９２ｖＴｒｓ＋３２７００ ‥‥（９）式

なお、前記した（２）式のσ_Ｙ１は、温度Ｔｏ（＝−１０℃）における鋼材表層近傍の高速引張変形時の降伏応力で、単位はＭｐａである。表層近傍のき裂進展速度に依存し、同速度を非特許文献３に基づき１００ｍ／ｓｅｃとすると、降伏応力σ_Ｙ１を非特許文献３のＦｉｇ１１（ｂ）よりσ_Ｙ１＝８００ＭＰａが得られる。また、（２）式で示す（ａ−ｌ_ｓｌ）／ａにおいての、ａはき裂長さ、ｌ_ｓｌはサイドリガメント長さであり、ともに単位はｍｍである。非特許文献３によるとサイドリガメント長さｌ_ｓｌは１０〜２０ｍｍ程度となる。一方、通常のＥＳＳＯ試験でのき裂長さａは３００ｍｍ程度となることが多いことから、（ａ−ｌ_ｓｌ）／ａはおよそ０．９５程度となる。

以上により、ｒは以下の（１０）式のように定式化される。
ｒ＝３．２８８×１０^−９｛（−９２ｖＴｒｓ_１＋３２７００）^２＋（−９２ｖＴｒｓ_２＋３２７００）^２｝／２‥‥（１０）式

なお、ここでのｖＴｒｓ_１、ｖＴｒｓ_２は鋼材上下面の各表層近傍の材料のｖＴｒｓ（ｖＴｒｓ（表層部１の近傍）、ｖＴｒｓ（表層部２の近傍））となる。例えば、前述の通り、表層部１近傍のｖＴｒｓがｔ／４部のｖＴｒｓ（ｖＴｒｓ（ｔ／４））と同等、表層部２近傍のｖＴｒｓが３ｔ／４部のｖＴｒｓ（ｖＴｒｓ（３ｔ／４））と同等、と考えると以下の（１１）式となる。
ｒ＝３．２８８×１０^−９｛（−９２ｖＴｒｓ（表層部１の近傍）＋３２７００）^２＋（−９２ｖＴｒｓ（表層部２の近傍）＋３２７００）^２／２
＝３．２８８×１０^−９｛（−９２ｖＴｒｓ（ｔ／４）＋３２７００）^２＋（−９２ｖＴｒｓ（３ｔ／４）＋３２７００）^２／２‥‥（１１）式

以上が、ｒの具体的な定式化例であるが、ｒの定式化については以下のように理解することができる。すなわち、ｒは以下のような関数である。
ｒ＝ｆ_１’（ｔ_ｓｌ１、ｔ_ｓｌ２、σ_Ｙ１、σ_０、（ａ−ｌ_ｓｌ）／ａ）
＝ｆ_１’（Ｋ_{Ｄ（Ｂ１）}、Ｋ_{Ｄ（Ｂ２）}、ｋ_ｓｌ、σ_Ｙ１、σ_０、（ａ−ｌ_ｓｌ）／ａ）
＝ｆ_１’（ｖＴｒｓ（ｔ／４）、ｖＴｒｓ（３ｔ／４）、σ_ｙ０、Ｔ_０、ｔ、ｋ_ｓｌ、σ_Ｙ１、σ_０、（ａ−ｌ_ｓｌ）／ａ）

ここで、パラメータは以下のように求められる。
ｖＴｒｓ（表層部１の近傍）、ｖＴｒｓ（表層部２の近傍）：表層近傍の破面遷移温度、鋼材から採取。
ｔ：鋼材の板厚、鋼材から採取。
σ_ｙ０：鋼材の室温での降伏応力、鋼材から採取。
Ｔ_０：設計要件から得られる温度条件である。
σ_０：設計要件から得られる負荷応力条件である。
ｋ_ｓｌ：シアリップ幅と塑性域寸法の比、一般的な鋼材に対し非特許文献３などに示されている。
σ_Ｙ１：Ｔｏにおける鋼材表層近傍の高速引張変形時の降伏応力、一般的な鋼材に対し非特許文献３などに示されている。
（ａ−ｌ_ｓｌ）／ａ：ａはき裂長さ、ｌ_ｓｌはサイドリガメント長さ、一般的な鋼材に対し非特許文献３より類推できる。

以上より、設計要件から求められる値と、従来文献から得られる値を除くと、ｒ＝ｆ_１’’（ｖＴｒｓ（表層部１の近傍）、ｖＴｒｓ（表層部２の近傍）、σ_ｙ０、ｔ）となり、あるσ_ｙ０およびｔ条件に対し、ｒ＝ｆ_１（ｖＴｒｓ（表層部１の近傍）、ｖＴｒｓ（表層部２の近傍））と表すことができる。

次にＫｄの定式化の手順について詳細に説明する。非特許文献３より、Ｋ_ｄは以下の（１２）式のように定式化される。
σ_Ｆ＝σ_Ｙ２・Σ_ｙｙ｛（１−ν^２）（Ｋ_ｄ／σ_Ｙ２）^２／ｒ_ｃ｝^−ｓ‥‥（１２）式

以下に、この（１２）式で用いるパラメータについて説明する。
σ_Ｙ２：温度Ｔ_０（＝−１０℃）における板厚中央部近傍の高速引張変形時の降伏応力で単位はＭｐａである。板厚中央部のき裂進展速度にも依存し、同速度を６００ｍ／ｓｅｃ（標準的なＥＳＳＯ試験で得られるき裂進展速度）とすると、非特許文献３Ｆｉｇ１１（ｂ）より８００ＭＰａとなる。
ν ：ポアソン比であり０．３である。
ｒ_ｃ：局部領域を表す定数であり、単位はｍｍ、非特許文献３より０．３ｍｍとした。
−ｓ：応力特異性の強さを表す指数であり、ここでは−１０℃、き裂進展速度６００ｍ／ｓｅｃでの−ｓを非特許文献３Ｆｉｇ１１（ｃ）より０．０８とした。
Σ_ｙｙ：応力の強さを表す係数であり、非特許文献３よりΣ_ｙｙ＝４とする。
σ_Ｆ：局部限界応力であり、単位はＭＰａ、前述のとおり、粒径ｄを用いると１／ｄ（＝（−Ａ・ｖＴｒｓ＋Ｂ）^２）と比例すると考えられる。ここで、Ａ，Ｂは、前記した非特許文献６から、Ａ＝３、Ｂ＝１０００とする。ｖＴｒｓの単位はＫである。さらに非特許文献３よりσ_Ｆは４０００〜４５００ＭＰａまでの値になるとし、それがｖＴｒｓの変化（２７３〜２６３Ｋ）に対応すると仮定すると、下記の（１３）式のように表される。
σ_Ｆ＝２．２５×１０^−２ｖＴｒｓ^２−１５ｖＴｒｓ＋６４１８‥‥（１３）式

以上より、Ｋ_ｄは以下の（１４）式のように定式化される。Ｋ_ｄの単位はＭＰａ・ｍｍ^１／２である。
Ｋ_ｄ＝５．６８×１０^−２０（２．２５×１０^−２ｖＴｒｓ^２−１５ｖＴｒｓ＋６４１８）^６．２５‥‥（１４）式

なお、ここでのｖＴｒｓは板厚中央部近傍の材料のｖＴｒｓ（ｖＴｒｓ（板厚中央部近傍））となる。例えば、前述のとおり板厚中央部近傍のｖＴｒｓがｔ／２部のｖＴｒｓ（ｖＴｒｓ（ｔ／２））と同等と考えると以下の（１５）式となる。
Ｋ_ｄ＝５．６８×１０^−２０（２．２５×１０^−２ｖＴｒｓ（板厚中央部近傍）^２−１５ｖＴｒｓ（板厚中央部近傍）＋６４１８）^６．２５
＝５．６８×１０^−２０（２．２５×１０^−２ｖＴｒｓ（ｔ／２）^２−１５ｖＴｒｓ（ｔ／２）＋６４１８）^６．２５‥‥（１５）式

以上が、Ｋｄの具体的な定式化例であるが、Ｋｄの定式化については以下のように理解することができる。すなわち、Ｋｄは以下の様な関数である。
Ｋ_ｄ＝ｆ_２’（σ_Ｆ、σ_Ｙ２、ｒｃ、ν、−ｓ、Σ_ｙｙ）
＝ｆ_２’（ｖＴｒｓ（板厚中央部近傍）、σ_Ｙ２、ｒ_ｃ、ν、−ｓ、Σ_ｙｙ）

ここで、各パラメータは以下のように求められる。
ｖＴｒｓ（板厚中央部近傍）：板厚中央部近傍の破面遷移温度。鋼材から採取。
σ_Ｙ２：Ｔｏにおける板厚中央部表層近傍の高速引張変形時の降伏応力、一般的な鋼材に対し非特許文献３などに示されている。
ｒ_ｃ：局部領域を表す定数、一般的な鋼材に対し非特許文献３などに示されている。
ν ：ポアソン比、一般的な鋼材に対し０．３とされている。
−ｓ：応力特異性の強さを表す指数、一般的な鋼材に対し非特許文献３などより類推できる。
Σ_ｙｙ：応力の強さを表す係数、一般的な鋼材に対し、非特許文献３などに示されている。

以上より、従来文献および従来知見から得られる値を除くと、Ｋ_ｄ＝ｆ_２（ｖＴｒｓ（板厚中央部近傍））と表すことができる。

以上のように定式化されたｒ及びＫｄにより、Ｋｃａの代替評価パラメータＫ_０は以下の(１６)式にように表すことができる。
Ｋ_０＝Ｋ_ｄ／（１−ｒ）
＝５．６８×１０^−２０（２．２５×１０^−２ｖＴｒｓ（板厚中央部近傍）^２−１５ｖＴｒｓ（板厚中央部近傍）＋６４１８）^６．２５／[１−３．２８８×１０^−９｛（−９２ｖＴｒｓ（表層部１の近傍）＋３２７００）^２＋（−９２ｖＴｒｓ（表層部２の近傍）＋３２７００）^２｝／２]
＝５．６８×１０^−２０（２．２５×１０^−２ｖＴｒｓ（ｔ／２）^２−１５ｖＴｒｓ（ｔ／２）＋６４１８）^６．２５／[１−３．２８８×１０^−９｛（−９２ｖＴｒｓ（ｔ／４）＋３２７００）^２＋（−９２ｖＴｒｓ（３ｔ／４）＋３２７００）^２｝／２]‥‥（１６）式

なお、以上の計算過程においては、鋼材の上下面のそれぞれの表層部近傍を別個に評価したものであるが、鋼材の特性が上下面にあまり差がない場合には代表して一面の値（ｖＴｒｓ（ｔ／４））を使用して計算に用いることも可能である。その場合、上記（１６）式は下記（１６）’式のように変形される。
Ｋ_０＝５．６８×１０^−２０（２．２５×１０^−２ｖＴｒｓ（ｔ／２）^２−１５ｖＴｒｓ（ｔ／２）＋６４１８）^６．２５／（１−３．２８８×１０^−９（−９２ｖＴｒｓ（ｔ／４）＋３２７００）^２）‥‥（１６）’式

以上のようにして求めたＫ_０の代替評価パラメータとしての妥当性を、ＥＳＳＯ試験により求めた評価パラメータＫｃａ及び従来の簡易評価法である鋼材のｔ／４部のｖＴｒｓのみによる整理結果と比較した。

まず、ＪＩＳ規格ＳＭ５７０に準拠する４鋼材（鋼種Ａ〜Ｄ）に対して、前述のＥＳＳＯ試験を行いＫｃａを求めた。さらに、シャルピー試験を行いｔ／４およびｔ／２部のｖＴｒｓを求めた。得られたｔ／４およびｔ／２部のｖＴｒｓを前記Ｋ_０の（１６）式に当て嵌めてＫ_０の計算を行うと共に、ｔ／４部のｖＴｒｓのみによる整理も行った。ｔ／４およびｔ／２部のｖＴｒｓ、Ｋｃａ及びＫ_０の結果は表１に示す通りである。

また、図３に、従来のｔ／４部の脆性破面遷移温度ｖＴｒｓとアレスト特性の評価パラメータＫｃａの相関を、図４、図５に、本発明の代替評価パラメータＫ_０とアレスト特性の評価パラメータＫｃａの相関を夫々示す。図中の実線はデータ点から得られた近似式、破線はばらつきの上限と下限である。図３〜図５から明らかなように従来の方法ではばらつきが大きく、Ｋｃａとの相関において最大で５０％程度のばらつきが発生する。一方、代替評価パラメータＫ_０ではばらつきは極めて小さく（１０％以下）、特に表層部１及び表層部２を共に考慮した場合(図５)に、Ｋｃａと精度良く相関していることが分かる。

従って、代替評価パラメータＫ_０を用いれば、ＥＳＳＯ試験に比べて簡便で、且つ、従来のｔ／４部の脆性破面遷移温度ｖＴｒｓのみにより整理した場合よりも精度良く、アレスト性能を評価できることが分かる。

また、図５に示すデータからＫｃａと発明式（Ｋ_０）の関係は以下の（１７）式のように表すことができる。
Ｋｃａ＝２／３・Ｋ_０ ‥‥（１７）式

以上の実験のように、同程度の強度レベルを有する鋼材で、Ｋ_０とＫｃａの相関を予め調べておくことができれば、測定対象の鋼材のＫ_０を測定することで、Ｋｃａ値の予測も可能となる。なお、本近似式はさらにデータベースを増やすことによりさらに精度の高い近似式となる。

本発明のアレスト性能評価の手順を示す説明図である。脆性破面遷移温度ｖＴｒｓと破壊じん性値の関係を示す説明図である。従来のｔ／４部の脆性破面遷移温度ｖＴｒｓとアレスト特性の評価パラメータＫｃａの関係を示す説明図である。本発明の代替評価パラメータＫ_０とアレスト特性の評価パラメータＫｃａの関係を示す図で、表層部１或いは表層部２のみで計算した説明図である。本発明の代替評価パラメータＫ_０とアレスト特性の評価パラメータＫｃａの関係を示す図で、表層部１及び表層部２を共に考慮して計算した説明図である。

Claims

鋼材のアレスト性能評価方法であって、
対象鋼材を使用するにあたっての設計要件から決められる設計応力（σ_０）、設定温度（Ｔ_０）におけるき裂進展駆動力をＫ_０、前記対象鋼材の板厚中央部近傍のき裂進展に対する抵抗をＫｄ、前記対象鋼材の表層に発生する延性破壊（シアリップ）によるき裂進展に対する抵抗をＫ_０・ｒとしたとき、Ｔ_０におけるき裂停止の条件を、Ｋ_０＝Ｋｄ＋Ｋ_０・ｒと設定し、
ｒを、前記対象鋼材の板厚ｔ、室温での降伏応力σｙ_０、シアリップ幅と塑性域寸法の比ｋ_ｓｌ、Ｔ_０における前記対象鋼材の表層近傍の高速引張変形時の降伏応力σ_Ｙ１、前記対象鋼材に進展するき裂長さａ、サイドリガメント長さｌ_ｓｌ、及びシャルピー衝撃試験によって求まる前記対象鋼材の表層近傍における脆性破面遷移温度ｖＴｒｓによって計算し、
Ｋｄを、Ｔ_０における前記対象鋼材の板厚中央部近傍の高速引張変形時の降伏応力σ_Ｙ２、及びシャルピー衝撃試験によって求まる前記対象鋼材の板厚中央部近傍における脆性破面遷移温度ｖＴｒｓによって計算し、
ｒとＫｄの計算結果から求められたＫ_０の値によって前記対象鋼材のアレスト性能を評価することを特徴とする鋼材のアレスト性能評価方法。
鋼材のアレスト性能評価方法であって、
対象鋼材を使用するにあたっての設計要件から決められる設計応力（σ_０）、設定温度（Ｔ_０）におけるき裂進展駆動力をＫ_０、前記対象鋼材の板厚中央部近傍のき裂進展に対する抵抗をＫｄ、前記対象鋼材の表層に発生する延性破壊（シアリップ）によるき裂進展に対する抵抗をＫ_０・ｒとしたとき、Ｔ_０におけるき裂停止の条件を、Ｋ_０＝Ｋｄ＋Ｋ_０・ｒと設定し、
ｒを、前記対象鋼材の板厚ｔ、室温での降伏応力σｙ_０、シアリップ幅と塑性域寸法の比ｋ_ｓｌ、Ｔ_０における前記対象鋼材の表層近傍の高速引張変形時の降伏応力σ_Ｙ１、前記対象鋼材に進展するき裂長さａ、サイドリガメント長さｌ_ｓｌ、及びシャルピー衝撃試験によって求まる前記対象鋼材の表層近傍における脆性破面遷移温度ｖＴｒｓによって計算し、
Ｋｄを、Ｔ_０における前記対象鋼材の板厚中央部近傍の高速引張変形時の降伏応力σ_Ｙ２、及びシャルピー衝撃試験によって求まる前記対象鋼材の板厚中央部近傍における脆性破面遷移温度ｖＴｒｓによって計算し、
ｒとＫｄの計算結果からＫ_０の値を求め、
あらかじめ前記対象鋼材と同等の強度を有する鋼材において調べられている設定温度（Ｔ_０）におけるき裂進展駆動力Ｋ_０の値とＥＳＳＯ試験によって求められているアレスト特性評価パラメータＫｃａの値との相関Ｋ_０−Ｋｃａから、Ｋ_０の値をＫｃａの値に換算することによって前記対象鋼材のアレスト性能を評価することを特徴とする鋼材のアレスト性能評価方法。