JP5197476B2

JP5197476B2 - Ｔ字型完全溶込み溶接構造体の脆性き裂伝播停止性能の品質管理方法

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Publication number: JP5197476B2
Application number: JP2009105351A
Authority: JP
Inventors: 栄一田村
Original assignee: Kobe Steel Ltd
Current assignee: Kobe Steel Ltd
Priority date: 2008-10-02
Filing date: 2009-04-23
Publication date: 2013-05-15
Anticipated expiration: 2029-04-23
Also published as: JP2010105042A

Description

本発明は、Ｔ字型完全溶込み溶接構造体の脆性き裂伝播停止性能（アレスト特性）を精度良く管理する品質管理方法に関するものである。具体的には、例えば、ハッチコーミング部（突合せ溶接継手部材）とアッパーデッキ部（突合せ溶接継手部材と交差するように完全溶込み溶接で接合された脆性き裂伝播停止用接合部材）とのＴ継手溶接構造を有するコンテナ船やバルクキャリヤー船などの船舶（溶接構造体）において、ハッチコーミング部の突合せ溶接継手に沿って伝播する脆性き裂の伝播をアッパーデッキ部で精度良く停止させることが可能な品質管理方法に関するものである。

図１（ａ）および図１（ｂ）に、本発明で対象となるコンテナ船などの上甲板部の概略を示す。図１（ａ）のＡに示す上甲板部は、図１（ｂ）の拡大図に示すように、大きな開口部（ｈａｔｃｈ、ハッチ）を有するアッパーデッキ部（強力甲板）１と、ハッチをハッチカバーで開閉させるようにしたハッチコーミング部２とが溶接されたＴ継手溶接構造体を有している。

詳細には、ハッチコーミング部２は、複数の鋼板が突合せ溶接継手によって接合されて構成されており、この突合せ溶接継手と交差（Ｔ溶接継手）するようにアッパーデッキ部１が接合されている。ハッチコーミング部２とアッパーデッキ部１とは、通常、ＣＯ₂溶接によって完全溶込み溶接されている。完全溶込み溶接とは、溶接継手の板厚全域に亘っている溶込みを意味する。ハッチコーミング部２を構成する２枚の鋼板は、通常、エレクトロガスアーク（ＥＧ）溶接などの大入熱溶接によって突合せ溶接される。しかしながら、ＥＧ溶接は溶接入熱量が大きいために溶接熱影響部（ＨＡＺ）が形成され、溶接継手の靱性低下や脆性き裂の発生を招き、船舶が破断する恐れがある。そこで、突合せ溶接の際は、図１（ｂ）に示すように、下端部近傍を残してＥＧ溶接を行い、下端部近傍は溶接入熱量が小さいＣＯ₂溶接を行なうことが多い。

船舶の大型化に伴い、船舶用鋼板は益々厚肉化されている。鋼板の板厚が厚くなると、脆性き裂が母材（ハッチコーミング側）に逸れることなく、ＨＡＺに沿って伝播する可能性がある。最近の研究では、板厚５０ｍｍ以上のハッチコーミング用厚鋼板が突合せ溶接された大入熱溶接部で脆性き裂が発生した場合、脆性き裂が溶接金属に沿って伝播することが報告されている。図１（ｂ）に、脆性き裂が伝播する方向を矢印で示す。溶接金属を直進したき裂がアッパーデッキ部１に進展すると、船舶本体の破壊に至る危険がある。

そこで、大型船舶の十分な安全性を保証するため、大入熱溶接部を伝播する脆性き裂をアッパーデッキ部に進展させずに、確実に停止させる技術が求められている。脆性き裂の伝播を停止させる性能は「アレスト特性」とも呼ばれ、脆性き裂伝播停止性能の指標としてＫ_ca値が用いられている。

一般に、アレスト特性Ｋ_caの高い厚鋼板をアッパーデッキ部に使用すれば、溶接構造体の突合せ溶接継手（ハッチコーミング部を構成する厚鋼板同士の溶接部）に脆性き裂が発生したとしても、溶接構造体が破断する前に脆性き裂の伝播を停止できると考えられている。例えば、非特許文献１及び２には、アッパーデッキ部にＫ_caが７０００Ｎ／ｍｍ^3/2以上の厚鋼板を使用すれば、脆性き裂の進展を停止できることが示されている。しかし、厚鋼板のアレスト特性Ｋ_caを７０００Ｎ／ｍｍ^3/2以上に高めるためには、例えば、組織を超微細化する；Ｎｉを多量に含める；特殊な圧延工程を実施する；などの手段が必要であり、コストの上昇を招く。

一方、非特許文献３には「鋼材の脆性き裂伝播・停止の力学モデル」について記載されている。ここには、鋼材の脆性き裂は、鋼板表面に生じるシアリップ（延性破壊領域）を伴いながら伝播する様子が示す図が示されている。本明細書では、この図を、前述した図１（ｂ）中の「亀裂が溶接部に沿って伝播する方向」との対応関係が明確になるように、図１（ｃ）として掲載する。図１（ｃ）に示すように、き裂先端より後方の鋼板表面付近では、脆性破壊を生じない領域（サイドリガメント）が存在し、その後方では、サイドリガメントが延性破壊して破面にシアリップを生成する。脆性破壊の停止にはシアリップの影響が大きく、サイドリガメントは降伏応力にほぼ等しい応力を有するため、き裂を閉じる作用を有しているといわれている。また、非特許文献４には、船体用鋼板の破壊靱性値推定手法について記載されている。

平松秀基ら、日本船舶海洋工学会講演論文集、第５Ｅ号（２００７）、ｐｐ．１３５−１３８田村栄一ら、日本船舶海洋工学会講演論文集、第５Ｋ号（２００７）、ｐｐ．８７−９０町田進ら、日本造船学会論文集、Ｖｏｌ．１７７（１９９５）、ｐｐ．２４３−２５８北田博重、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）

本発明は上記事情に鑑みてなされたものであって、その目的は、船舶のアッパーデッキ部とハッチコーミング部のようなＴ字型完全溶込み溶接構造体において、Ｔ継手溶接部に沿って伝播する脆性き裂の伝播を精度良く停止できる品質管理方法を提供することにある。

上記目的を達成し得た本発明の品質管理方法は、Ｔ字型完全溶込み溶接構造体の脆性き裂伝播停止性能の品質管理方法であって、前記溶接構造体は、突合せ溶接継手によって接合された鋼板Ａと、前記突合せ溶接継手と交差するように完全溶込み溶接で接合された脆性き裂伝播停止用鋼板Ｂと、からなり、前記鋼板Ａの突合せ溶接継手における下端部近傍はＣＯ₂溶接によってＣＯ₂溶接部を形成しており、前記鋼板Ａの表面に生じる延性破壊領域（シアリップ）および脆性破壊を生じない領域（サイドリガメント）を有し、前記ＣＯ₂溶接部の溶接金属における２つの表層部［鋼板Ａの板厚をｔとしたとき、ｔ／４部を表層部と呼ぶ。］の脆性破面遷移温度_vＴ_rsが同じであると考えた解析モデルに基づき、前記ＣＯ₂溶接部の溶接金属における板厚ｔ／４部の脆性破面遷移温度_vＴ_rsおよび前記ＣＯ₂溶接部のＣＯ₂溶接長ｌ_CO2、並びに前記鋼板Ｂの脆性き裂伝播停止性能Ｋ_caの関係式を求める第１の工程と、前記関係式に基づき、前記鋼板Ａの突合せ溶接継手に沿って伝播する脆性き裂伝播停止に有用な、前記脆性破面遷移温度_vＴ_rsの範囲、前記ＣＯ₂溶接長ｌ_CO2の範囲、または前記脆性き裂伝播停止性能Ｋ_caの範囲のいずれかを決定する第２の工程と、を含むところに要旨を有している。

好ましい実施形態において、前記第１の工程は、
（１）前記鋼板Ａの表面付近に未破断で残るサイドリガメント部の長さｌ_slを、下記（１３）式から算出する工程と、
（２）前記工程によって算出されたサイドリガメント部の長さｌ_slと前記ＣＯ₂溶接長ｌ_CO2の関係に基づき、
（ａ）サイドリガメント部の長さｌ_sl≦ＣＯ₂溶接長ｌ_CO2の場合は下記（２０）式を、
（ｂ）サイドリガメント部の長さｌ_sl＞ＣＯ₂溶接長ｌ_CO2の場合は下記（２１）式を、導出する工程と、
を含む。
（１３）式・・・
ｌ_sl＝２π・ｋ_s ²・［１／（８π）・｛（−９２_vＴ_rs＋３２７００）／８００｝²］²・ε_F ²・Ｇ²／［Ｋ｛（３−ν）／（１＋ν）−１｝］²
（２０）式・・・
Ｋ_ca≧Ｋ_nom・［１−｛１／（２π²）｝・［｛（−９２_vＴ_rs＋３２７００）／８００｝²／ｔ］・（σ_Y1／σ₀）・ｃｏｓ^-1｛（ａ−２π・ｋ_s ²・［１／（８π）・｛（−９２_vＴ_rs＋３２７００）／８００｝²］²・ε_F ²・Ｇ²／［Ｋ｛（３−ν）／（１＋ν）−１｝］²）／ａ｝］
（２１）式・・・
Ｋ_ca≧Ｋ_nom・［１−｛１／（２π²）｝・［｛（−９２_vＴ_rs＋３２７００）／８００｝²／ｔ］・（σ_Y1／σ₀）・ｃｏｓ^-1｛（ａ−ｌ_CO2）／ａ｝］
上記式中、
ｔ：鋼板Ａの厚さ（ｍｍ）。
Ｋ_nom：サイドリガメントによる低減を考慮に入れない場合の応力拡大係数で
あり、
Ｋ_nom＝７０００Ｎ／ｍｍ^3/2とする。
σ_Y1：温度Ｔ₀（＝−１０℃）における鋼板Ａの表層近傍の高速引張変形時の降伏
応力であり、σ_Y1＝８００ＭＰａとする。
ν：ポアソン比であり、ν＝０．３とする。
ｋ_s：係数であり、ｋ_s＝１とする。
Ｇ：横弾性係数であり、Ｇ＝８×１０⁴Ｎ／ｍｍ²とする。
ε_F：延性破壊の限界ひずみであり、ε_F＝０．１とする。
Ｋ：外力から計算される応力拡大係数であり、
Ｋ＝σ₀（３．１４ａ）^0.5とする。
σ₀：負荷応力であり、σ₀＝２５２ＭＰａとする。
ａ：き裂長さであり、ａ＝７００ｍｍとする。

また、上記目的を達成し得た本発明の他の品質管理方法は、Ｔ字型完全溶込み溶接構造体の脆性き裂伝播停止性能の品質管理方法であって、前記溶接構造体は、突合せ溶接継手によって接合された鋼板Ａと、前記突合せ溶接継手と交差するように完全溶込み溶接で接合された脆性き裂伝播停止用鋼板Ｂと、からなり、前記鋼板Ａの突合せ溶接継手における下端部近傍はＣＯ₂溶接によってＣＯ₂溶接部を形成しており、前記鋼板Ａの表面に生じる延性破壊領域（シアリップ）および脆性破壊を生じない領域（サイドリガメント）を有し、前記ＣＯ₂溶接部の溶接金属における２つの表層部［鋼板Ａの板厚をｔとしたとき、ｔ／４部を表層部と呼ぶ。］の脆性破面遷移温度_vＴ_rsが異なると考えた解析モデルに基づき、前記ＣＯ₂溶接部の溶接金属における一方の板厚ｔ／４部の脆性破面遷移温度_vＴ_rs1及び他方の板厚ｔ／４部の脆性破面遷移温度_vＴ_rs2、前記ＣＯ₂溶接部のＣＯ₂溶接長ｌ_CO2、並びに前記鋼板Ｂの脆性き裂伝播停止性能Ｋ_caの関係式を求める第１の工程と、前記関係式に基づき、前記鋼板Ａの突合せ溶接継手に沿って伝播する脆性き裂の停止に有用な、前記脆性破面遷移温度_vＴ_rs1及び_vＴ_rs2の範囲、前記ＣＯ₂溶接長ｌ_CO2の範囲、または前記脆性き裂伝播停止性能Ｋ_caの範囲のいずれかを決定する第２の工程と、を含むところに要旨を有している。

好ましい実施形態において、前記第１の工程は、
（１）前記鋼板Ａの表面付近に未破断で残るサイドリガメント部の長さｌ_slを、下記（３３）式から算出する工程と、
（２）前記工程によって算出されたサイドリガメント部の長さｌ_slと前記ＣＯ₂溶接長ｌ_CO2の関係に基づき、
（ａ）サイドリガメント部の長さｌ_sl≦ＣＯ₂溶接長ｌ_CO2の場合は下記（３４）式を、
（ｂ）サイドリガメント部の長さｌ_sl＞ＣＯ₂溶接長ｌ_CO2の場合は下記（３５）式を、導出する工程と、
を含む。
（３３）式・・・
ｌ_sl＝２π・ｋ_s ²・［１／（８π）・｛（−９２_vＴ_rs1＋３２７００）²＋（−９２_vＴ_rs2＋３２７００）²｝／２／８００²］²・ε_F ²・Ｇ²／［Ｋ｛（３−ν）／（１＋ν）−１｝］²
（３４）式・・・
Ｋ_ca≧Ｋ_nom・［１−｛１／（２π²）｝・［｛（−９２_vＴ_rs1＋３２７００）²＋（−９２_vＴ_rs2＋３２７００）²｝／２／８００²／ｔ］・（σ_Y1／σ₀）・ｃｏｓ^-1｛（ａ−２π・ｋ_s ²・［１／（８π）・｛（−９２_vＴ_rs1＋３２７００）²＋（−９２_vＴ_rs2＋３２７００）²｝／２／８００²］²・ε_F ²・Ｇ²／［Ｋ｛（３−ν）／（１＋ν）−１｝］²）／ａ｝］
（３５）式・・・
Ｋ_ca≧Ｋ_nom・［１−｛１／（２π²）｝・［｛（−９２_vＴ_rs1＋３２７００）²＋（−９２_vＴ_rs2＋３２７００）²｝／２／８００²／ｔ］・（σ_Y1／σ₀）・ｃｏｓ^-1｛（ａ−ｌ_co2）／ａ｝］
上記式中、
ｔ：鋼板Ａの厚さ（ｍｍ）。
Ｋ_nom：サイドリガメントによる低減を考慮に入れない場合の応力拡大係数で
あり、
Ｋ_nom＝７０００Ｎ／ｍｍ^3/2とする。
σ_Y1：温度Ｔ₀（＝−１０℃）における鋼板Ａの表層近傍の高速引張変形時の降伏
応力であり、σ_Y1＝８００ＭＰａとする。
ν：ポアソン比であり、ν＝０．３とする。
ｋ_s：係数であり、ｋ_s＝１とする。
Ｇ：横弾性係数であり、Ｇ＝８×１０⁴Ｎ／ｍｍ²とする。
ε_F：延性破壊の限界ひずみであり、ε_F＝０．１とする。
Ｋ：外力から計算される応力拡大係数であり、
Ｋ＝σ₀（３．１４ａ）^0.5とする。
σ₀：負荷応力であり、σ₀＝２５２ＭＰａとする。
ａ：き裂長さであり、ａ＝７００ｍｍとする。

好ましい実施形態において、前記第２の工程は、下記（ア）〜（ウ）のいずれかを含んでいる。
（ア）予め与えられた脆性破面遷移温度_vＴ_rsおよびＣＯ₂溶接長ｌ_CO2を前記関係式に代入し、前記鋼板Ｂに必要な脆性き裂伝播停止性能Ｋ_caの範囲を決定する工程。
（イ）予め与えられたＣＯ₂溶接長ｌ_CO2および脆性き裂伝播停止性能Ｋ_caを前記関係式に代入し、前記ＣＯ₂溶接部の溶接金属における板厚ｔ／４部（ｔ：鋼板Ａの厚さ）に必要な脆性破面遷移温度_vＴ_rsの範囲を決定する工程。
（ウ）予め与えられた前記脆性破面遷移温度_vＴ_rsおよび前記脆性き裂伝播停止性能Ｋ_caを前記関係式に代入し、前記ＣＯ₂溶接部に必要なＣＯ₂溶接長ｌ_CO2を決定する工程。

好ましい実施形態において、前記鋼板Ａの厚さは５０ｍｍ以上である。

好ましい実施形態において、前記溶接構造体は船舶であり、前記鋼板Ａはハッチコーミング部を構成する鋼板であり、前記鋼板Ｂはアッパーデッキ部を構成する鋼板である。

本発明によれば、ハッチコーミング材などの突合せ溶接鋼板と当該突合せ溶接鋼板と交差するように完全溶込みで接合されたアッパーデッキ材などの鋼板とを有するＴ字型完全溶込み溶接構造体において、Ｔ継手溶接部における脆性き裂の伝播を停止させることが可能な精度の高い品質管理方法（評価方法、予測方法または決定方法を含む）を提供することができた。本発明によれば、特に、板厚が５０ｍｍ以上の厚鋼板を有する溶接構造体において、鋼材性能（靱性およびアレスト特性）および溶接条件の両方の観点に基づき、精度の高い評価方法を提供できた点で、極めて有用である。

図１（ａ）は、上甲板部を有する船舶の概略図であり、図１（ｂ）は、図１（ａ）のＡの拡大図であり、図１（ｃ）は、厚鋼板中での脆性き裂の進展を示す模式図である。図２は、Ｔ継手溶接部の脆性き裂伝播を停止するために必要な、脆性き裂伝播停止用鋼板（アッパーデッキ用鋼板）に要求されるアレスト特性Ｋ_caを予測するための工程概略図である。図３Ａは、ＣＯ₂溶接部の溶接金属におけるｔ／４位置の脆性破面遷移温度_vＴ_rsごとにおける、ＣＯ₂溶接長ｌ_CO2とアッパーデッキ用鋼板のアレスト特性Ｋ_ca（Ｋ_eff）との関係を示すグラフである。図３Ｂは、ＣＯ₂溶接長ｌ_CO2ごとにおける、アッパーデッキ用鋼板のアレスト特性Ｋ_ca（Ｋ_eff）とＣＯ₂溶接部の溶接金属におけるｔ／４位置の脆性破面遷移温度_vＴ_rsとの関係を示すグラフである。図３Ｃは、アッパーデッキ用鋼板のアレスト特性Ｋ_caごとにおける、ＣＯ₂溶接長ｌ_CO2とＣＯ₂溶接部の溶接金属におけるｔ／４位置の脆性破面遷移温度_vＴ_rsとの関係を示すグラフである。図４は、σ_y0＝５００ＭＰａ、ハッチコーミング用鋼板の板厚ｔ＝６０ｍｍ、温度Ｔ₀＝−１０℃のときの脆性破面遷移温度_vＴ_rsと破壊靱性値Ｋ_ciとの関係を示すグラフである。図５は、ハッチコーミング用鋼板のＣＯ₂溶接部断面を示す概略図である。図６Ａは、関数Ｂの所定の値ごとにおける、ＣＯ₂溶接長ｌ_CO2とアッパーデッキ用鋼板のアレスト特性Ｋ_ca（Ｋ_eff）との関係を示すグラフである（Ｂ＝｛（−９２_vＴ_rs1＋３２７００）²＋（−９２_vＴ_rs2＋３２７００）²｝／２、_vＴ_rs1及びＴ_rs2：ＣＯ₂溶接部の溶接金属における各ｔ／４位置の脆性破面遷移温度）。図６Ｂは、ＣＯ₂溶接長ｌ_CO2ごとにおける、アッパーデッキ用鋼板のアレスト特性Ｋ_ca（Ｋ_eff）と関数Ｂとの関係を示すグラフである（Ｂ＝｛（−９２_vＴ_rs1＋３２７００）²＋（−９２_vＴ_rs2＋３２７００）²｝／２、_vＴ_rs1及びＴ_rs2：ＣＯ₂溶接部の溶接金属における各ｔ／４位置の脆性破面遷移温度）。図６Ｃは、アッパーデッキ用鋼板のアレスト特性Ｋ_caごとにおける、関数ＢとＣＯ₂溶接長ｌ_CO2との関係を示すグラフである（Ｂ＝｛（−９２_vＴ_rs1＋３２７００）²＋（−９２_vＴ_rs2＋３２７００）²｝／２、_vＴ_rs1及びＴ_rs2：ＣＯ₂溶接部の溶接金属における各ｔ／４位置の脆性破面遷移温度）。図７Ａは、実施例で使用した試験体の形状を示す概略図である。図７Ｂは、実施例で使用した試験体の寸法を示す概略図である。図８は、_vＴ_rs＝−５０℃でのＫ_eff−ＣＯ₂溶接長のグラフと、実施例で使用した試験体１のアレスト特性Ｋ_caとの関係を示す図である。図９は、_vＴ_rs＝−６０℃でのＫ_eff−ＣＯ₂溶接長のグラフと、実施例で使用した試験体２のアレスト特性Ｋ_caとの関係を示す図である。

本発明者は、コンテナ船の上甲板のような、ハッチコーミング部とアッパーデッキ部とのＴ継手完全溶込み溶接構造体において、Ｔ継手溶接部に沿って発生する脆性き裂の伝播を停止させることが可能な品質管理方法を提供するため、検討を行なった。特に、ハッチコーミング部およびアッパーデッキ部の両方に、厚さが５０ｍｍ以上の厚鋼板が用いられているＴ継手溶接部における脆性き裂伝播停止特性（アレスト特性）について、鋼材性能および溶接条件の観点から詳細に検討を行なった。

検討に当たっては、下記（Ｉ）及び（ＩＩ）の２点を前提条件とした。

（Ｉ）溶接条件は、図１（ｂ）に示す条件とした。すなわち、ハッチコーミング部２を構成する複数のハッチコーミング用鋼板は、下端部近傍（完全溶込み溶接側）を残してＥＧ溶接（大入熱溶接）による突合せ溶接を行い、下端部近傍はＣＯ₂溶接（小入熱溶接）を行なった。また、ハッチコーミング部２とアッパーデッキ部１とは、ＣＯ₂溶接によって完全溶込み溶接を行なった。ＣＯ₂溶接部は、大入熱溶接部に比べて靱性が高い傾向にあり、脆性き裂の進展に対してもより大きな抵抗として働く可能性がある。

（ＩＩ）アレスト特性の解析には、図１（ｃ）に示すシアリップとサイドリガメントを有する解析モデルを用いた。厚鋼板の脆性き裂伝播停止挙動に関する研究において、アレスト特性に大きく寄与するのは、脆性き裂伝播時において厚鋼板表層部に発生する「シアリップ」と呼ばれる塑性変形量の大きい延性破壊領域であり、脆性き裂の有する伝播エネルギーがシアリップの形成に費やされる場合には、脆性き裂が早期に停止してアレスト性が飛躍的に向上することが知られている。従って、鋼材全体のアレスト性を均一に高めなくても、鋼材表層部の一定領域のアレスト性を高めることによって鋼材全体のアレスト性が向上すると考えられる。

その結果、下記（ａ）〜（ｃ）のパラメータを用いた関係式により、Ｔ字型完全溶込み溶接構造体のＴ継手溶接部（具体的には、ハッチコーミング部におけるＣＯ₂溶接部の溶接金属）における脆性き裂伝播停止挙動を精度良く把握できることが判明した。そして、上記の関係式を利用すれば、上記ハッチコーミング部のＴ継手溶接部における脆性き裂伝播を停止するためのアッパーデッキ用鋼材側の性能（アレスト特性や靱性）およびハッチコーミング部のＣＯ₂溶接条件（溶接材料や入熱条件など）を正確に精度良く管理、評価、予測、または決定できることを突き止め、本発明を完成した。
（ａ）板厚ｔ／４部の脆性破面遷移温度_vＴ_rs（℃）
ｔ：ハッチコーミング用鋼板の厚さ
（ｂ）ハッチコーミング部におけるＣＯ₂溶接部のＣＯ₂溶接長ｌ_CO2（ｍｍ）
（ｃ）アッパーデッキ用鋼板のアレスト特性Ｋ_ca（Ｎ／ｍｍ^3/2）

具体的には、ハッチコーミング部におけるＣＯ₂溶接部の溶接金属における脆性き裂の伝播停止に必要な上記（ｃ）の「アッパーデッキ用鋼板のアレスト特性Ｋ_ca」の範囲は、後に詳しく説明する定式化手順に従い、上記（ａ）の「板厚ｔ／４部の脆性破面遷移温度_vＴ_rs」、および上記（ｂ）の「ＣＯ₂溶接長ｌ_CO2」、更には他の既知のパラメータによって定式化することができる［後記する（２０）及び（２１）式、並びに（３４）及び（３５）式を参照］。これらの関係式を利用すれば、ハッチコーミング部の突合せ溶接継手から進展した脆性き裂がアッパーデッキ部にまで進展するか否かを正確に精度良く管理することができた（後記する実施例を参照）。

後に詳しく説明するが、後記する（２０）及び（２１）式は、アレスト特性に最も大きな影響を及ぼすＣＯ₂溶接部の表層付近（詳細には、鋼板Ａの板厚ｔのｔ／４位置付近であり、２つの表層部が存在する）の各靱性が同一であると仮定したときに導き出された式であり、一方、後記する（３４）および（３５）式は、当該ＣＯ₂溶接部の表層付近の各靱性が異なっていると仮定したときに導き出された式であり、それ以外は、すべて同じ条件下で導き出されたものである。ＣＯ₂溶接部の表層付近の各靱性レベルは、溶接条件などによって相違する場合もあるし同じである場合もあり得る。本発明によれば、ＣＯ₂溶接部の表層付近の靱性レベルが同じ場合には（２０）および（２１）式を、一方、ＣＯ₂溶接部の表層付近の靱性レベルが異なる場合には（３４）および（３５）式を利用することにより、Ｔ継手溶接部に沿って伝播する脆性き裂の伝播を精度良く停止できるため、極めて有用である。

（２０）及び（２１）式、並びに（３４）及び（３５）式において、(ａ)ハッチコーミング部の脆性破面遷移温度_vＴ_rs、(ｂ)ハッチコーミング部のＣＯ₂溶接長ｌ_CO2、および(ｃ)アッパーデッキ部のアレスト特性Ｋ_ca以外のパラメータは既知であり、式中に実数値を代入できる。実数値を代入した各式が、（２０−１）及び（２１−１）式、並びに（３４−１）及び（３５−１）式である（後記する）。よって、上記関係式の利用態様として、例えば、上記（ａ）〜（ｃ）の三つのパラメータのうち、二つが判明（既知）している場合は、当該既知のパラメータを上記（２０）及び（２１）式、又は（３４）及び（３５）式に代入することにより、残りのパラメータを決定することができる。

具体的には、（２０）及び（２１）式、又は（３４）及び（３５）式を利用して、例えば、下記（ア）または（イ）の品質管理システムに適用することができる。以下では（２０）及び（２１）式を中心に説明する。尚、（３４）及び（３５）式を利用する場合は、後述する_vＴ_rsの代わりに、_vＴ_rs1及び_vＴ_rs2を用いればよい。

（ア）Ｔ継手溶接部の脆性き裂伝播を停止するために必要な、アッパーデッキ用鋼板に要求されるアレスト特性Ｋ_caを評価、予測、決定するためのシステム
上記システムの工程概略図を図２に示す。このシステムは、上記（ａ）〜（ｃ）のパラメータのうち、（ａ）と（ｂ）が既知（測定可能）の場合に適用される。

詳細には、ハッチコーミング部に用いられる鋼板の種類（鋼種）およびＣＯ₂溶接条件（ワイヤなどの溶接材料や入熱条件などを含む）が既知［すなわち、上記（ａ）の脆性破面遷移温度_vＴ_rs、および上記（ｂ）のＣＯ₂溶接長ｌ_CO2が既知］の場合、（２０）及び（２１）式に基づき、アッパーデッキ用鋼板に必要なアレスト特性Ｋ_ca［上記（ｃ）］の範囲を決定することができる。このシステムによって算出されたＫ_caを満足するアッパーデッキ用鋼板を用いれば、たとえ、ハッチコーミング部突合せ溶接継手に脆性き裂が発生したとしても、ＣＯ₂溶接部分でき裂の伝播が停止するため、アッパーデッキ部へのき裂の進展が抑えられ、船体の破壊を防止することができる。その結果、従来のように、一律に非常に高いアレスト特性を有するアッパーデッキ用厚鋼板（例えば、Ｋ_ca≧７０００Ｎ／ｍｍ^3/2）を使用する必要がなくなり、コストを低減することができる。

図３Ａは、ハッチコーミング部におけるＣＯ₂溶接部の溶接金属におけるｔ／４位置の脆性破面遷移温度_vＴ_rsごとに、アッパーデッキ用鋼板に必要なアレスト特性Ｋ_caとハッチコーミング部におけるＣＯ₂溶接長ｌ_CO2との関係を示すグラフであり、後記する（２０−１）及び（２１−１）式をグラフ化したものである。図３Ａの縦軸は、非特許文献３に記載の、サイドリガメントの閉口効果により低減されたＫ値（Ｋ_eff）である。後に詳しく説明するが、アッパーデッキ材に必要なアレスト特性Ｋ_caは、上記Ｋ_effとの関係において、下記（１９）式を満足するように制御されていれば脆性き裂が停止することから、各_vＴ_rsにおいて、Ｋ_eff−ｌ_CO2のラインよりもアッパーデッキ用鋼板のアレスト特性Ｋ_caが上にくれば、ハッチコーミング部で発生した脆性き裂をアッパーデッキ部で停止させることができる。
Ｋ_ca≧Ｋ_eff ・・・（１９）
よって、上記システムでは、図３Ａに示すグラフに基づき、アッパーデッキ部に使用される厚鋼板に必要とされるアレスト特性Ｋ_ca値を決定することができる。

（イ）Ｔ継手溶接部の脆性き裂伝播を停止するために必要な溶接条件を評価、予測、決定するためのシステム
このシステムは、上記（ア）とは異なって、上記（ａ）〜（ｃ）のパラメータのうち、（ｃ）と、（ａ）または（ｂ）のいずれか一方とが既知（算出可能）の場合に適用される。

詳細には、アッパーデッキ部に用いられる鋼板の種類（鋼種）が既知［すなわち、上記（ｃ）のアッパーデッキ用鋼板のアレスト特性Ｋ_caが既知］で、ハッチコーミング部に用いられる鋼板の種類（鋼種）も既知であるが、ハッチコーミング部の溶接継手における溶接条件（上記（ｂ）のＣＯ₂溶接長ｌ_CO2または上記（ａ）の溶接金属におけるｔ／４位置の脆性破面遷移温度_vＴ_rs）のいずれか一方が既知で他方が未定の場合は、Ｔ継手溶接部の脆性き裂伝播を停止するために必要な他方のＣＯ₂溶接条件［上記（ａ）の脆性破面遷移温度_vＴ_rsの範囲、または上記（ｂ）のＣＯ₂溶接長ｌ_CO2の範囲］を決定することができる。このことを、図３Ｂおよび図３Ｃを用いて説明する。詳細は後述する。

図３Ｂは、ハッチコーミング部におけるＣＯ₂溶接長ｌ_CO2ごとに、Ｋ_effとハッチコーミング部におけるＣＯ₂溶接部の溶接金属におけるｔ／４位置の脆性破面遷移温度_vＴ_rsとの関係を示すグラフである。各ｌ_CO2において、Ｋ_eff−_vＴ_rsのグラフよりも_vＴ_rsが下にくるようにＣＯ₂溶接を行なえば、ハッチコーミング部で発生した脆性き裂をアッパーデッキ部で停止させることができる。よって、図３Ｂに示すグラフに基づき、脆性き裂の伝播を停止可能な、ハッチコーミング部におけるＣＯ₂溶接部の溶接金属に必要とされる脆性破面遷移温度_vＴ_rs（ｔ／４位置の値）を決定することができる。

図３Ｃは、アッパーデッキ用鋼板のアレスト特性Ｋ_caごとに、ハッチコーミング部におけるＣＯ₂溶接長ｌ_CO2とＣＯ₂溶接部の溶接金属におけるｔ／４位置の脆性破面遷移温度_vＴ_rsとの関係を示すグラフである。各Ｋ_caにおいて、ｌ_CO2−_vＴ_rsのグラフよりもｌ_CO2が上にくるようにＣＯ₂溶接を行なえば、ハッチコーミング部で発生した脆性き裂をアッパーデッキ部で停止させることができる。よって、図３Ｃに示すグラフに基づき、脆性き裂の伝播を停止可能な、ハッチコーミング部に必要とされるＣＯ₂溶接長ｌ_CO2を決定することができる。

本明細書において、「溶接構造体」とは、船舶のアッパーデッキ部とハッチコーミング部のようなＴ継手溶接部を有するＴ字型完全溶込み溶接構造体を意味する。また、本明細書において、「船舶」とは、上記の溶接構造体を有するものを意味する。上記の溶接構造体およびその溶接条件は、図１（ｂ）に示すとおりである。

本明細書において、鋼板Ａは、突合せ溶接継手によって接合されたものであり、代表的には、ハッチコーミング部を構成する鋼板が挙げられる。また、鋼板Ｂは、上記の突合せ溶接継手と交差するように完全溶込み溶接で接合された脆性き裂伝播停止用鋼板を意味し、代表的には、アッパーデッキ部を構成する鋼板が挙げられる。以下では、ハッチコーミング部を構成する鋼板をハッチコーミング用鋼板またはハッチコーミング材と呼び、アッパーデッキ部を構成する鋼板をアッパーデッキ用鋼板またはアッパーデッキ材と呼ぶ。

上記のアッパーデッキ材としては、例えば、ＪＩＳ規格ＳＭ５７０などに準拠する鋼材が挙げられ、ハッチコーミング材としては、例えば、ＪＩＳ規格ＳＭ５７０などに準拠する鋼材が挙げられる。

また、本明細書における「アレスト特性Ｋ_ca」には、脆性き裂の伝播停止に必要なアレスト特性の範囲（要求範囲）と、実際の実測値の両方の意味を含んでいる。前者の要求範囲を意味するときは、適宜、「必要アレスト特性Ｋ_ca」と記載する場合がある。

以下、本発明に到達した経緯および本発明の好ましい実施形態を、図面を用いて詳細に説明する。以下では、本発明の好ましい実施形態として、図１に示すハッチコーミング部とアッパーデッキ部からなるＴ溶接継手構造体を用いて説明するが、これに限定する趣旨ではない。

まず、図１（ｃ）に示す解析モデルについて、改めて説明する。

脆性き裂が厚鋼板中で進展する場合、き裂は板厚中央部を先頭に図１（ｃ）に示すように進展し、板表層部は破壊しないままの状態となる。この破壊しない表層部の領域は「サイドリガメント（ｓｌ）」と呼ばれている。

き裂は、き裂先端が開口することによって駆動力が発生し進展する。しかしサイドリガメントがあると、き裂先端の開口が抑制され、き裂進展の駆動力が低下する。これは、き裂先端開口に相反する効果であり、「き裂先端閉口効果」と呼ばれている。

そして、サイドリガメントの幅ｔ_slが大きいほど、またサイドリガメントの長さｌ_slが長いほど、き裂先端閉口効果は大きく、き裂進展の駆動力は低減する。

図１（ｂ）に示すハッチコーミング部２で脆性き裂進展の駆動力が低下すると、アッパーデッキ部１に到達するき裂の進展駆動力も小さくなり、その結果、アレスト特性Ｋ_caが低い厚鋼板をアッパーデッキ部に使用しても、き裂を停止することができる。

次に、アッパーデッキ部に用いられる厚鋼板に必要なアレスト特性Ｋ_caに影響する因子について説明する。

繰返し述べるように、本発明では、下記（ａ）〜（ｃ）のパラメータを用いているが、以下に説明するように、この（ａ）及び（ｂ）が、（ｃ）のアレスト特性に重要な影響を及ぼしている。
（ａ）板厚ｔ／４部（ｔ：ハッチコーミング材の厚さ）の脆性破面遷移温度_vＴ_rs（℃）
（ｂ）ＣＯ₂溶接長ｌ_CO2（ｍｍ）
（ｃ）アッパーデッキ材に必要なアレスト特性Ｋ_ca（Ｎ／ｍｍ^3/2）

上記図１（ｃ）に示す解析モデルにおいて、サイドリガメント幅ｔ_sl及びサイドリガメント長ｌ_slに対して、ハッチコーミングＣＯ₂溶接部の溶接金属におけるｔ／４位置の靱性（脆性破面遷移温度_vＴ_rs）が大きな影響を及ぼす。

なお、本発明において、「板厚ｔ／４部」の脆性破面遷移温度_vＴ_rsを規定したのは、
アッパーデッキ材のアレスト特性向上のためには、ハッチコーミング材のＣＯ₂溶接部の少なくとも表層部近傍（ｔ／４位置付近）の脆性破面遷移温度_vＴ_rsを高く制御すれば良く、ハッチコーミング用鋼板の板厚全体に亘って、ＣＯ₂溶接部の_vＴ_rsを高める必要は必ずしもない、という観点に基づくものである。アレスト特性に最も大きな影響を及ぼすのは、ＣＯ₂溶接部の表層付近だからである。すなわち、ＣＯ₂溶接部に関していえば、図５のＣＯ₂溶接部断面図に示すように、多層盛溶接を行ったＣＯ₂溶接部のうち少なくともｔ／４位置の_vＴ_rsが高く制御されたハッチコーミング用鋼板を用いれば充分であり、例えば、ｔ／２位置の_vＴ_rsを高くする必要はない。従って、ＣＯ₂溶接条件についても、そのようなハッチコーミング用鋼板が得られるように、適宜条件を変更すれば良い。このように本発明によれば、従来のように板厚全体に亘って高靭性のハッチコーミング用鋼板を用いる必要はなく、アッパーデッキ用鋼板に必要なアレスト特性も低減できるため、溶接材料費用の低コスト化を実現できる。

また、表層部は２面あるから、「板厚ｔ／４部」の脆性破面遷移温度も二つの値をとり得るが、本発明では、両者の脆性破面遷移温度の平均値が所定範囲に制御されていれば良いとの観点に基づき、後記する（２０）及び（２１）式、または後記する（３４）および（３５）式を導出した。（２０）及び（２１）式は、各表層部の脆性破面遷移温度が同じであると仮定し、_vＴ_rsと規定したときの式である。これに対し、（３４）および（３５）式は、各表層部の脆性破面遷移温度が異なると仮定し、一方を_vＴ_rs1、他方を_vＴ_rs2と規定したときの式である。各式の詳細は、後に詳述する。

ハッチコーミング部の大入熱溶接部に発生した脆性き裂は、下部溶接部（ＣＯ₂溶接部）に進展してアッパーデッキ部に達する。このＣＯ₂溶接部の溶接金属におけるｔ／４位置の靱性が高いほど、サイドリガメント幅ｔ_slが大きくなり、アッパーデッキ到達時の脆性き裂の駆動力もより大幅に低下する。またＣＯ₂溶接部の溶接金属におけるｔ／４位置の靱性が高いほど、サイドリガメント長ｌ_slも大きくなり、脆性き裂の駆動力が大幅に低下する。そのためＣＯ₂溶接部の溶接金属におけるｔ／４位置の靱性が高いハッチコーミング材を用いた場合には、アッパーデッキ用材のアレスト特性Ｋ_caを低く抑えることができる。

また、ＣＯ₂溶接長ｌ_CO2も、アッパーデッキ部に使用される厚鋼板の必要アレスト特性Ｋ_caに影響を及ぼしている。すなわち、脆性き裂がアッパーデッキ部に到達する時点において、ＣＯ₂溶接部に発生するサイドリガメント長ｌ_slは、ＣＯ₂溶接長ｌ_CO2より大きくならず、ｌ_slは、ｌ_CO2と等しいかｌ_CO2よりも小さくなり、常に、ｌ_sl≦ｌ_CO2の関係が成立する。そのため、後述する方法で計算されるｌ_slよりもｌ_CO2が大きい場合に比べて、計算ｌ_slよりもｌ_CO2が小さい場合の方が、脆性き裂進展の駆動力がより一層小さくなる。すなわちＣＯ₂溶接長ｌ_CO2も、脆性き裂の駆動力に影響を及ぼし、その結果、アッパーデッキ部に使用される厚鋼板の必要アレスト特性Ｋ_caに影響を及ぼすのである。

以上のようにアッパーデッキ用厚鋼板の必要アレスト特性Ｋ_caは、ＣＯ₂溶接部の靱性及びＣＯ₂溶接長の影響を受けることが分かる。

上記の観点に基づき、本発明では、（ａ）脆性破面遷移温度_vＴ_rs（靱性値の１つ）及び（ｂ）ＣＯ₂溶接長ｌ_CO2と、（ｃ）アッパーデッキ部に使用される厚鋼板の必要Ｋ_caとの定式化を試みることにした。なおハッチコーミング材のＣＯ₂溶接部の表層部は、オモテ面および裏面の２つが存在する。そこで、各表層部の特性（脆性破面遷移温度_vＴ_rs等）をまとめて同じであると考えた場合および別々に考えた場合の２通りの定式化を行った。定式化の手順を以下に示す。

〈脆性破面遷移温度_vＴ_rs及びＣＯ₂溶接長ｌ_CO2と、アッパーデッキ部に使用される厚鋼板の必要Ｋ_caとの定式化について〉
Ｉ．各表層部の特性が同じであると考えた場合
上記の場合は、（１３）、（２０）および（２１）の各式が導き出される。以下、その手順を詳しく説明する。

（ア）_vＴ_rsとサイドリガメント幅ｔ_slとの関係
サイドリガメント幅ｔ_sl（単位：ｍｍ）は、非特許文献３から下記（１）式のように表される。
ｔ_sl＝ｋ_sl・ｒ_p ・・・（１）

ここでｋ_slは係数であり、ｔ_slの実測結果との比較よりｋ_sl＝０．７５とする。またｒ_pは塑性域寸法（単位：ｍｍ）であり、下記（２）式のように表される。
ｒ_p＝１／（６π）・（Ｋ_D(B)／σ_Y1）² ・・・（２）

ここでＫ_D(B)は表層部近傍の動的破壊靱性値［単位：ＭＰａ・ｍｍ^1/2（＝Ｎ／ｍｍ^3/2）］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、Ｋ_D(B)は、通常の破壊靱性値Ｋ_ciと同等とする。即ち下記（３）式のとおりである。
Ｋ_D(B)＝Ｋ_ci ・・・（３）

非特許文献４では、下記（４）〜（６）式のような破壊靱性値Ｋ_ciと脆性破面遷移温度_vＴ_rsとの相関が示されている。
Ｋ_ci＝３．８１・σ_y0／９．８・ｅｘｐ｛ｋ₀（１／_iＴ_k−１／Ｔ₀）｝・・・（４）
ｋ₀＝６．６５・_iＴ_k−２９０・・・（５）
_iＴ_k＝（０．００３２１・σ_y0／９．８＋０．３９１）_vＴ_rs＋２．７４（ｔ）^1/2＋１７．３・・・（６）

ここでσ_y0＝５００ＭＰａ、板厚ｔ＝６０ｍｍ、温度Ｔ₀＝−１０℃のときの脆性破面遷移温度_vＴ_rsと破壊靱性値Ｋ_ciとの関係を求めると図４のようになる。この関係より、表層部のＫ_ci（Ｋ_ci(B)）を用いて下記（７）式が得られる。
Ｋ_D(B)＝Ｋ_ci(B)＝−９２_vＴ_rs＋３２７００・・・（７）

また上記（２）式中のσ_Y1は、温度Ｔ₀（＝−１０℃）におけるハッチコーミング用鋼材表層近傍の高速引張変形時の降伏応力（単位：ＭＰａ）であり、表層近傍のき裂進展速度に依存する。表層近傍のき裂進展速度を非特許文献３に基づき１００ｍ／ｓｅｃとすると、非特許文献３から降伏応力σ_Y1＝８００ＭＰａが得られる。

以上より、サイドリガメント幅ｔ_slは、以下のようにＣＯ₂溶接部の溶接金属におけるｔ／４位置の脆性破面遷移温度_vＴ_rsの関数（下記（８）式）として定式化される。
ｔ_sl＝ｋ_sl・ｒ_p
＝０．７５・１／（６π）・（Ｋ_D(B)／σ_Y1）²
＝１／（８π）・｛（−９２_vＴ_rs＋３２７００）／８００｝² ・・・（８）

（イ）脆性破面遷移温度_vＴ_rsとサイドリガメント長ｌ_slとの関係
非特許文献３から、サイドリガメント長ｌ_slは、下記（９）式のように表される。
２ｕ_y［ａ−ｌ_sl］＝ｋ_s・ｔ_sl・ε_F ・・・（９）

ここで２ｕ_y［ａ−ｌ_sl］は、き裂先端からき裂進展方向に対してｌ_slだけ後方でのき裂開口変位である。き裂開口変位２ｕ_y［ａ−ｌ_sl］は、サイドリガメントの影響を受けるため、サイドリガメントがない場合に比べてサイドリガメントがある場合の方が小さくなる。しかしサイドリガメント長ｌ_slは、き裂長さよりも充分に小さいため、き裂開口変位への影響は小さくて無視できると考えた。そのためサイドリガメントがない場合のき裂先端からｌ_slだけ後方でのき裂開口変位として、下記（１０）式が適用できると考えた。
２ｕ_y［ａ−ｌ_sl］
＝（（３−ν）／（１＋ν）−１）・（ｌ_sl／（２π））^0.5・Ｋ／Ｇ・・・（１０）

上記（９）及び（１０）式から、下記（１１）式が得られる。
ｋ_s・ｔ_sl・ε_F
＝（（３−ν）／（１＋ν）−１）・（ｌ_sl／（２π））^0.5・Ｋ／Ｇ・・・（１１）

上記（１１）式から、ｌ_slは下記（１２）式のように表される。
ｌ_sl＝２π・ｋ_s ²・ｔ_sl ²・ε_F ²・Ｇ²／［Ｋ｛（３−ν）／（１＋ν）−１｝］²
・・・（１２）

ここでサイドリガメント幅ｔ_slは、ＣＯ₂溶接部の溶接金属におけるｔ／４位置の脆性破面遷移温度_vＴ_rsと関連づけられているため（上記（８）式）、サイドリガメント長ｌ_slは下記（１３）式のように表される。
ｌ_sl＝２π・ｋ_s ²・［１／（８π）・｛（−９２_vＴ_rs＋３２７００）／８００｝²］²・ε_F ²・Ｇ²／［Ｋ｛（３−ν）／（１＋ν）−１｝］² ・・・（１３）

ここで
ν：ポアソン比であり、ν＝０．３。
ｋ_s：係数であり、非特許文献３からｋ_s＝１とする。
Ｇ：横弾性係数であり、Ｇ＝８×１０⁴（Ｎ／ｍｍ²）。
ε_F：延性破壊の限界ひずみであり、非特許文献３からε_F＝０．１とする。
Ｋ：外力から計算される応力拡大係数であり、Ｋ＝σ₀（３．１４ａ）^0.5で計算される。
σ₀：負荷応力。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ＡＢＳ規格（アメリカ船級協会規格）ＥＨ４０に対する設計使用応力を用いて、本発明ではσ₀＝２５２ＭＰａとする。
ａ：き裂長さであり、非特許文献２のａ＝７００ｍｍのき裂長さの実験により実船相当のき裂進展駆動力を得られることが分かっていることから、本発明ではａ＝７００ｍｍとする。

上記（１３）式で示すように、サイドリガメント長ｌ_slは、ＣＯ₂溶接部の溶接金属におけるｔ／４位置の脆性破面遷移温度_vＴ_rs及び他の既知パラメータ（ν、Ｇ、ε_F、Ｋ、σ₀、ａ）で定式化される。

また前述のＣＯ₂溶接長ｌ_CO2との関連より、ハッチコーミング−アッパーデッキ溶接継手構造体のサイドリガメント長ｌ_sl’は、下記（１４）及び（１５）式のように表される。

（ａ）サイドリガメント長ｌ_sl≦ＣＯ₂溶接長ｌ_CO2である場合
サイドリガメント長ｌ_sl’＝ｌ_sl ・・・（１４）

（ｂ）サイドリガメント長ｌ_sl＞ＣＯ₂溶接長ｌ_CO2である場合
サイドリガメント長ｌ_sl’＝ｌ_CO2 ・・・（１５）

（ウ）脆性破面遷移温度_vＴ_rs、サイドリガメント幅ｔ_sl及びサイドリガメント長ｌ_slとアッパーデッキ部に使用される厚鋼板の必要アレスト特性Ｋ_caとの関係
非特許文献３から、サイドリガメントの閉口効果により低減されたＫ値（Ｋ_eff）は、
下記（１６）式のように表される（下記（１６）式中、ｒはＫ値の低減率である。）。
Ｋ_eff
＝Ｋ_nom・（１−ｒ）
＝Ｋ_nom・［１−（４／π）（ｔ_sl／ｔ）（σ_Y1／σ₀）ｃｏｓ^-1｛（ａ−ｌ_sl）／ａ｝］
・・・（１６）

ここで前述のｔ_slと_vＴ_rsとの関係（上記（８）式）、ｌ_slと_vＴ_rsとの関係（上記（１３）式）、及びｌ_sl’とｌ_CO2との関係（上記（１４）及び（１５）式）から、Ｋ_effを表す上記（１６）式は、下記（１７）及び（１８）式のように変形できる。

（ａ）サイドリガメント長ｌ_sl≦ＣＯ₂溶接長ｌ_CO2である場合
Ｋ_eff
＝Ｋ_nom・［１−（４／π）（ｔ_sl／ｔ）（σ_Y1／σ₀）ｃｏｓ^-1｛（ａ−ｌ_sl’）／ａ｝］
＝Ｋ_nom・［１−（４／π）（ｔ_sl／ｔ）（σ_Y1／σ₀）ｃｏｓ^-1｛（ａ−ｌ_sl）／ａ｝］
＝Ｋ_nom・［１−｛１／（２π²）｝・［｛（−９２_vＴ_rs＋３２７００）／８００｝²／ｔ］・（σ_Y1／σ₀）・ｃｏｓ^-1｛（ａ−２π・ｋ_s ²・［１／（８π）・｛（−９２_vＴ_rs＋３２７００）／８００｝²］²・ε_F ²・Ｇ²／［Ｋ｛（３−ν）／（１＋ν）−１｝］²）／ａ｝］
・・・（１７）

（ｂ）サイドリガメント長ｌ_sl＞ＣＯ₂溶接長ｌ_CO2である場合
Ｋ_eff
＝Ｋ_nom・［１−（４／π）（ｔ_sl／ｔ）（σ_Y1／σ₀）ｃｏｓ^-1｛（ａ−ｌ_sl’）／ａ｝］
＝Ｋ_nom・［１−（４／π）（ｔ_sl／ｔ）（σ_Y1／σ₀）ｃｏｓ^-1｛（ａ−ｌ_CO2）／ａ｝］
＝Ｋ_nom・［１−｛１／（２π²）｝・［｛（−９２_vＴ_rs＋３２７００）／８００｝²／ｔ］・（σ_Y1／σ₀）・ｃｏｓ^-1｛（ａ−ｌ_CO2）／ａ｝］
・・・（１８）

ここで、
Ｋ_nom：サイドリガメントによる低減を考慮に入れない場合の応力拡大係数。従来は６０００Ｎ／ｍｍ^3/2と考えられていたが、非特許文献２から、厚みｔが５０ｍｍを超える厚鋼板の場合には７０００Ｎ／ｍｍ^3/2とされている。
σ₀：負荷応力。上述のように、本発明ではσ₀＝２５２ＭＰａとする。
ａ：き裂長さ。上述のように、本発明ではａ＝７００ｍｍとする。

また、アッパーデッキ部に使用される厚鋼板のアレスト特性が、上式のＫ_eff以上であれば脆性き裂をアッパーデッキ部で停止できることから、脆性き裂の伝播停止に必要なアッパーデッキ材のアレスト特性Ｋ_caは下記（１９）式のように表される。
Ｋ_ca≧Ｋ_eff ・・・（１９）

上記（１９）式に上記（１７）及び（１８）式を代入すると、Ｋ_caは下記（２０）及び（２１）のように表される。

（ａ）サイドリガメント長ｌ_sl≦ＣＯ₂溶接長ｌ_CO2である場合
Ｋ_ca≧Ｋ_nom・［１−｛１／（２π²）｝・［｛（−９２_vＴ_rs＋３２７００）／８００｝²／ｔ］・（σ_Y1／σ₀）・ｃｏｓ^-1｛（ａ−２π・ｋ_s ²・［１／（８π）・｛（−９２_vＴ_rs＋３２７００）／８００｝²］²・ε_F ²・Ｇ²／［Ｋ｛（３−ν）／（１＋ν）−１｝］²）／ａ｝］・・・（２０）

（ｂ）サイドリガメント長ｌ_sl＞ＣＯ₂溶接長ｌ_CO2である場合
Ｋ_ca≧Ｋ_nom・［１−｛１／（２π²）｝・［｛（−９２_vＴ_rs＋３２７００）／８００｝²／ｔ］・（σ_Y1／σ₀）・ｃｏｓ^-1｛（ａ−ｌ_CO2）／ａ｝］・・・（２１）

ここで上記（ａ）及び（ｂ）の場合分けのためにＣＯ₂溶接長ｌ_CO2と対比されるサイドリガメント長ｌ_slは、上述したように、下記（１３）式（再掲する。）から計算される。
ｌ_sl＝２π・ｋ_s ²・［１／（８π）・｛（−９２_vＴ_rs＋３２７００）／８００｝²］²・ε_F ²・Ｇ²／［Ｋ｛（３−ν）／（１＋ν）−１｝］² ・・・（１３）

また上記（２０）、（２１）及び（１３）式中の既知パラメータは、以下の通りである（再掲する。）。
上記式中、
ｔ：ハッチコーミング用鋼板の厚さ（ｍｍ）。
Ｋ_nom：サイドリガメントによる低減を考慮に入れない場合の応力拡大係数で
あり、
Ｋ_nom＝７０００Ｎ／ｍｍ^3/2とする。
σ_Y1：温度Ｔ₀（＝−１０℃）におけるハッチコーミング用厚鋼板表層近傍の高速
引張変形時の降伏応力であり、σ_Y1＝８００ＭＰａとする。
ν：ポアソン比であり、ν＝０．３とする。
ｋ_s：係数であり、ｋ_s＝１とする。
Ｇ：横弾性係数であり、Ｇ＝８×１０⁴Ｎ／ｍｍ²とする。
ε_F：延性破壊の限界ひずみであり、ε_F＝０．１とする。
Ｋ：外力から計算される応力拡大係数であり、
Ｋ＝σ₀（３．１４ａ）^0.5とする。
σ₀：負荷応力であり、σ₀＝２５２ＭＰａとする。
ａ：き裂長さであり、ａ＝７００ｍｍとする。

以上のように本発明によれば、アッパーデッキ部に使用される厚鋼板に脆性き裂が伝播しないために必要とされるＫ_ca値は、上記（１３）、（２０）及び（２１）式から、ＣＯ₂溶接部の溶接金属におけるｔ／４位置の脆性破面遷移温度_vＴ_rs、ＣＯ₂溶接長ｌ_CO2、及び他の既知パラメータ（ｔ、Ｋ_nom、σ_Y1、ν、ｋ_s、Ｇ、ε_F、Ｋ、σ₀、ａ）から決定することができる。

ここで、上記（１３）、（２０）及び（２１）式において、既知パラメータの数値を代入して計算したものを、参考のため、（１３−１）、（２０−１）及び（２１−１）式として示す。

（１３−１）式・・・
ｌ_sl＝２π・［１／（８π）・｛（−９２_vＴ_rs＋３２７００）／８００｝²］²・０．３９１６
（２０−１）式・・・
Ｋ_ca≧７０００・［１−｛１／（２π²）｝・［｛（−９２_vＴ_rs＋３２７００）／８００｝²／ｔ］・３．１７５・ｃｏｓ^-1｛（７００−２π・［１／（８π）・｛（−９２_vＴ_rs＋３２７００）／８００｝²］²・０．３９１６）／７００｝］
（２１−１）式・・・
Ｋ_ca≧７０００・［１−｛１／（２π²）｝・［｛（−９２_vＴ_rs＋３２７００）／８００｝²／ｔ］・３．１７５・ｃｏｓ^-1｛（７００−ｌ_CO2）／７００｝］

上記（２０−１）及び（２１−１）式を利用して、アッパーデッキ材に必要なアレスト特性Ｋ_ca値の範囲や、ハッチコーミング部に必要とされるＣＯ₂溶接条件（ＣＯ₂溶接長ｌ_CO2または溶接金属におけるｔ／４位置の脆性破面遷移温度_vＴ_rs）の範囲を決定することができる。以下に、図３Ａ〜図３Ｃを用いて説明する。

（図３Ａについて）
上記（２０−１）及び（２１−１）式を用いれば、ＣＯ₂溶接部の溶接金属におけるｔ／４位置の脆性破面遷移温度_vＴ_rsごとに、アッパーデッキ部に使用される厚鋼板に必要とされるアレスト特性Ｋ_caの範囲を決定することができる。図３Ａは、上記（２０−１）式において、上記アレスト特性Ｋ_caとＣＯ₂溶接長ｌ_CO2との関係を示すグラフであり、図３Ａの縦軸は、上記式の右辺であるＫ_effを示している。各_vＴ_rsにおいて、Ｋ_eff−ＣＯ₂溶接長ｌ_CO2の線よりも厚鋼板のアレスト特性Ｋ_ca値が上にくれば（即ち、（１９）式に規定するＫ_ca値≧Ｋ_effの関係を満たせば）、ハッチコーミング部で発生した脆性き裂をアッパーデッキ部で停止させることができる。

（図３Ｂについて）
また、上記（２０−１）及び（２１−１）式を用いれば、脆性き裂の伝播を停止可能な、ハッチコーミング部におけるＣＯ₂溶接長ｌ_CO2ごとに、ハッチコーミング部におけるＣＯ₂溶接部の溶接金属におけるｔ／４位置の脆性破面遷移温度_vＴ_rsを決定することができる。図３Ｂは、これらの式を利用し、ハッチコーミング部におけるＣＯ₂溶接長ｌ_CO2ごとに、Ｋ_effとハッチコーミング部におけるＣＯ₂溶接部の溶接金属におけるｔ／４位置の脆性破面遷移温度_vＴ_rsとの関係を示すグラフである。各ｌ_CO2において、Ｋ_eff−_vＴ_rsの線よりも_vＴ_rsが下にくるようにＣＯ₂溶接を行なえば、ハッチコーミング部で発生した脆性き裂をアッパーデッキ部で停止させることができる。なお、図３Ｂでは、参考のため、「ｌ_CO2＝０」のときのデータも併記した。

（図３Ｃについて）
また、上記（２０−１）及び（２１−１）式を用いれば、脆性き裂の伝播を停止可能な、ハッチコーミング部に必要とされるＣＯ₂溶接長ｌ_CO2を決定することができる。図３Ｃは、これらの式を利用し、アッパーデッキ用鋼板のアレスト特性Ｋ_caごとに、ハッチコーミング部におけるＣＯ₂溶接長ｌ_CO2とＣＯ₂溶接部の溶接金属におけるｔ／４位置の脆性破面遷移温度_vＴ_rsとの関係を示すグラフである。各Ｋ_caにおいて、ｌ_CO2−_vＴ_rsのラインよりもｌ_CO2が上にくるようにＣＯ₂溶接を行なえば、ハッチコーミング部で発生した脆性き裂をアッパーデッキ部で停止させることができる。

ＩＩ．各表層部の特性を別々に考えた場合
上記の場合は、（３３）、（３４）および（３５）の各式が導き出される。以下、その手順を詳しく説明する。
（ア）_vＴ_rsとサイドリガメント幅ｔ_slとの関係
ハッチコーミング材のＣＯ₂溶接部の表層部は、そのオモテ面と裏面とでシリアップ幅が大きく異なる可能性が考えられる。そこで表層部の１つの面のサイドリガメント幅をｔ_sl1（単位：ｍｍ）とし、もう１つの面のサイドリガメント幅ｔ_sl2（単位：ｍｍ）をとすると、上記（１）式と同様に、これらは下記（２２）及び（２３）式のように表される。
ｔ_sl1＝ｋ_sl1・ｒ_p1 ・・・（２２）
ｔ_sl2＝ｋ_sl2・ｒ_p2 ・・・（２３）

ここでｋ_sl1及びｋ_sl2は係数であり、ｔ_sl1及びｔ_sl2の実測結果との比較よりｋ_sl1＝ｋ_sl2＝０．７５とする。またｒ_p1及びｒ_p2は塑性域寸法（単位：ｍｍ）であり、上記（２）式と同様に、下記（２４）及び（２５）式のように表される。
ｒ_p1＝１／（６π）・（Ｋ_D(B1)／σ_Y1）² ・・・（２４）
ｒ_p2＝１／（６π）・（Ｋ_D(B2)／σ_Y1）² ・・・（２５）

ここでＫ_D(B1)及びＫ_D(B2)は各表層部近傍の動的破壊靱性値［単位：ＭＰａ・ｍｍ^1/2（＝Ｎ／ｍｍ^3/2）］である。上記（３）式と同様に、Ｋ_D(B1)及びＫ_D(B2)は、各表層部の通常の破壊靱性値Ｋ_ci(B1)及びＫ_ci(B2)と同等とする。即ち下記（２６）及び（２７）式のとおりである。
Ｋ_D(B1)＝Ｋ_ci(B1) ・・・（２６）
Ｋ_D(B2)＝Ｋ_ci(B2) ・・・（２７）

上述したように、非特許文献４では、上記（４）〜（６）式のような破壊靱性値Ｋ_ciと脆性破面遷移温度_vＴ_rsとの相関が示されている。そしてσ_y0＝５００ＭＰａ、板厚ｔ＝６０ｍｍ、温度Ｔ₀＝−１０℃のときの脆性破面遷移温度_vＴ_rsと破壊靱性値Ｋ_ciとの関係を求めると図４のようになる。この関係より、各表層部のＫ_ci(B1)及びＫ_ci(B2)を用いて下記（２８）及び（２９）式が得られる。
Ｋ_D(B1)＝Ｋ_ci(B1)＝−９２_vＴ_rs＋３２７００・・・（２８）
Ｋ_D(B2)＝Ｋ_ci(B2)＝−９２_vＴ_rs＋３２７００・・・（２９）

また上記と同様に、表層近傍のき裂進展速度を１００ｍ／ｓｅｃとすると、非特許文献３から降伏応力σ_Y1＝８００ＭＰａが得られる。

以上より、ＣＯ₂溶接部の溶接金属における各表層部のサイドリガメント幅ｔ_sl1及びｔ_sl2は、以下のように各表層部（ｔ／４位置）の脆性破面遷移温度_vＴ_rs1及び_vＴ_rs2の関数（下記（３０）及び（３１）式）として定式化される。
ｔ_sl1＝ｋ_sl1・ｒ_p1
＝０．７５・１／（６π）・（Ｋ_D(B1)／σ_Y1）²
＝１／（８π）・｛（−９２_vＴ_rs1＋３２７００）／８００｝² ・・・（３０）
ｔ_sl2＝ｋ_sl2・ｒ_p2
＝０．７５・１／（６π）・（Ｋ_D(B2)／σ_Y1）²
＝１／（８π）・｛（−９２_vＴ_rs2＋３２７００）／８００｝² ・・・（３１）

（イ）脆性破面遷移温度_vＴ_rsとサイドリガメント長ｌ_slとの関係
上述したように、サイドリガメント長ｌ_slは、サイドリガメント幅ｔ_slを用いて下記（１２）式のように表される（再掲する。）。
ｌ_sl＝２π・ｋ_s ²・ｔ_sl ²・ε_F ²・Ｇ²／［Ｋ｛（３−ν）／（１＋ν）−１｝］²
・・・（１２）

但しｔ_slを、各表層部のｔ_sl1及びｔ_sl2を別々に考慮すると、これらの平均値がき裂先端の開口量に影響を及ぼし、非破壊領域（サイドリガメント長）にも影響を及ぼすと考えられることから、上記（１２）式は、下記（３２）式のように書き換えられる。
ｌ_sl＝２π・ｋ_s ²・｛（ｔ_sl1＋ｔ_sl2）／２｝²・ε_F ²・Ｇ²／［Ｋ｛（３−ν）／（１＋ν）−１｝］² ・・・（３２）

ここで各表層部のサイドリガメント幅ｔ_sl1及びｔ_sl2は、各表層部（ｔ／４位置）の脆性破面遷移温度_vＴ_rs1及び_vＴ_rs2と関連づけられているため（上記（３０）及び（３１）式）、サイドリガメント長ｌ_slは下記（３３）式のように表される。
ｌ_sl＝２π・ｋ_s ²・［１／（８π）・｛（−９２_vＴ_rs1＋３２７００）²＋（−９２_vＴ_rs2＋３２７００）²｝／２／８００²］²・ε_F ²・Ｇ²／［Ｋ｛（３−ν）／（１＋ν）−１｝］² ・・・（３３）

上記（３３）式で示すように、サイドリガメント長ｌ_slは、ＣＯ₂溶接部の溶接金属における各表層部（ｔ／４位置）の脆性破面遷移温度_vＴ_rs1及び_vＴ_rs2、並びに他の既知パラメータで定式化される。

また前述のＣＯ₂溶接長ｌ_CO2との関連より、ハッチコーミング−アッパーデッキ溶接継手構造体のサイドリガメント長ｌ_sl’は、上記（１４）及び（１５）式のように表される。

（ウ）脆性破面遷移温度_vＴ_rs、サイドリガメント幅ｔ_sl及びサイドリガメント長ｌ_slとアッパーデッキ部に使用される厚鋼板の必要アレスト特性Ｋ_caとの関係
２つの表層部の特性を同じである考えた場合、Ｋ_caは上記（２０）及び（２１）式のように表される。上記と同様に式を展開することによって、２つの表層部の特性を別々に考えた場合のＫ_caは下記（３４）及び（３５）式のように表される。

（ａ）サイドリガメント長ｌ_sl≦ＣＯ₂溶接長ｌ_CO2である場合
Ｋ_ca≧Ｋ_nom・［１−｛１／（２π²）｝・［｛（−９２_vＴ_rs1＋３２７００）²＋（−９２_vＴ_rs2＋３２７００）²｝／２／８００²／ｔ］・（σ_Y1／σ₀）・ｃｏｓ^-1｛（ａ−２π・ｋ_s ²・［１／（８π）・｛（−９２_vＴ_rs1＋３２７００）²＋（−９２_vＴ_rs2＋３２７００）²｝／２／８００²］²・ε_F ²・Ｇ²／［Ｋ｛（３−ν）／（１＋ν）−１｝］²）／ａ｝］・・・（３４）

（ｂ）サイドリガメント長ｌ_sl＞ＣＯ₂溶接長ｌ_CO2である場合
Ｋ_ca≧Ｋ_nom・［１−｛１／（２π²）｝・［｛（−９２_vＴ_rs1＋３２７００）²＋（−９２_vＴ_rs2＋３２７００）²｝／２／８００²／ｔ］・（σ_Y1／σ₀）・ｃｏｓ^-1｛（ａ−ｌ_co2）／ａ｝］・・・（３５）

上記（３３）〜（３５）式中の既知パラメータは、以下の通りである（再掲する。）。
上記式中、
ｔ：ハッチコーミング用鋼板の厚さ（ｍｍ）。
Ｋ_nom：サイドリガメントによる低減を考慮に入れない場合の応力拡大係数で
あり、
Ｋ_nom＝７０００Ｎ／ｍｍ^3/2とする。
σ_Y1：温度Ｔ₀（＝−１０℃）におけるハッチコーミング用厚鋼板表層近傍の高速
引張変形時の降伏応力であり、σ_Y1＝８００ＭＰａとする。
ν：ポアソン比であり、ν＝０．３とする。
ｋ_s：係数であり、ｋ_s＝１とする。
Ｇ：横弾性係数であり、Ｇ＝８×１０⁴Ｎ／ｍｍ²とする。
ε_F：延性破壊の限界ひずみであり、ε_F＝０．１とする。
Ｋ：外力から計算される応力拡大係数であり、
Ｋ＝σ₀（３．１４ａ）^0.5とする。
σ₀：負荷応力であり、σ₀＝２５２ＭＰａとする。
ａ：き裂長さであり、ａ＝７００ｍｍとする。

以上のように本発明によれば、アッパーデッキ部に使用される厚鋼板に脆性き裂が伝播しないために必要とされるＫ_ca値は、上記（３３）〜（３５）式から、ＣＯ₂溶接部の溶接金属におけるｔ／４位置の脆性破面遷移温度_vＴ_rs、ＣＯ₂溶接長ｌ_CO2、及び他の既知パラメータ（ｔ、Ｋ_nom、σ_Y1、ν、ｋ_s、Ｇ、ε_F、Ｋ、σ₀、ａ）から決定することができる。

ここで、上記（３３）〜（３５）式において、既知パラメータの数値を代入して計算したものを、参考のため、下記（３３−１）、（３４−１）及び（３５−１）式として示す。

（３３−１）式・・・
ｌ_sl＝２π・［１／（８π）・｛（−９２_vＴ_rs1＋３２７００）²＋（−９２_vＴ_rs2＋３２７００）²｝／２／８００²］²・０．３９１６
（３４−１）式・・・
Ｋ_ca≧７０００・［１−｛１／（２π²）｝・［｛（−９２_vＴ_rs1＋３２７００）²＋（−９２_vＴ_rs2＋３２７００）²｝／２／８００²／ｔ］・３．１７５・ｃｏｓ^-1｛（７００−２π・［１／（８π）・｛（−９２_vＴ_rs1＋３２７００）²＋（−９２_vＴ_rs2＋３２７００）²｝／２／８００²］²・０．３９１６）／７００｝］
（３５−１）式・・・
Ｋ_ca≧７０００・［１−｛１／（２π²）｝・［｛（−９２_vＴ_rs1＋３２７００）²＋（−９２_vＴ_rs2＋３２７００）²｝／２／８００²／ｔ］・３．１７５・ｃｏｓ^-1｛（７００−ｌ_CO2）／７００｝］

上記（２０−１）及び（２１−１）式と同様に、上記（３４−１）及び（３５−１）式を利用して、アッパーデッキ材に必要なアレスト特性Ｋ_ca値の範囲や、ハッチコーミング部に必要とされるＣＯ₂溶接条件（ＣＯ₂溶接長ｌ_CO2または溶接金属におけるｔ／４位置の脆性破面遷移温度_vＴ_rs1及び_vＴ_rs2）の範囲を決定することができる。具体的には、図３Ａ〜図３Ｃの場合と同様に、図６Ａ〜図６Ｃを用いれば良い。

以下、実施例を挙げて本発明をより具体的に説明するが、本発明は以下の実施例によって制限を受けるものではなく、上記・下記の趣旨に適合し得る範囲で適当に変更を加えて実施することも勿論可能であり、それらはいずれも本発明の技術的範囲に包含される。

実施例
以下の実験例では、上記（１３）、（２０）及び（２１）式を用いる本発明の方法に基づいて決定されたアレスト特性Ｋ_caを満足するアッパーデッキ材を用いれば、現実に、溶接構造体のＴ継手溶接部における脆性き裂の伝播を停止できることを実証する。

具体的には、図７に示す形状（図７Ａ）および寸法（図７Ｂ、単位はすべてｍｍ）のハッチコーミング２とアッパーデッキ１の十字溶接試験体を用い、Ｔ字溶接部（ＣＯ₂溶接部分）に脆性き裂を進展させたときのアッパーデッキ材への進展の有無を調べた。

〈脆性き裂の進展〉
試験体を−１０℃に冷却し、矢印方向に２５２ＭＰａの応力を加えることによって、脆性き裂を進展させた。

〈ＣＯ₂溶接部の溶接金属におけるｔ／４位置の脆性破面遷移温度_vＴ_rsの測定法〉
Ｖノッチシャルピー試験を行い、脆性破面遷移曲線から脆性破面遷移温度_vＴ_rsを求めた。詳しくは、ＣＯ₂溶接部の表層ｔ／４部からＮＫＵ１４Ａ試験片を採取し、ＪＩＳ
Ｚ２２４２に従って試験を実施した。このとき各温度（最低４温度以上）の測定につきｎ＝３で試験を実施し、ｎ＝３で最も脆性破面率の高い点を通るように脆性破面遷移曲線を描き、脆性破面５０％の温度を脆性破面遷移温度_vＴ_rsとして算出した。

〈実験例１〉
下記のハッチコーミング材及びアッパーデッキ材を下記条件で溶接し、実験例１の試験体を作製した。
ハッチコーミング材：ＪＩＳ規格ＳＭ５７０に準拠する鋼材
ハッチコーミング材の厚み：６０ｍｍ
アッパーデッキ材：ＪＩＳ規格ＳＭ５７０に準拠する鋼材
アッパーデッキ材の厚み：６０ｍｍ
アッパーデッキ材のアレスト特性Ｋ_ca：４２００Ｎ／ｍｍ^3/2
溶接条件
ＥＧ（エレクトロガス）溶接：Ｖ開先による突合せ条件で１電極エレクトロガスアーク溶接（シールドガス：ＣＯ₂）
ＣＯ₂溶接：１２層のＣＯ₂溶接
ＣＯ₂溶接長：２００ｍｍ
ＣＯ₂溶接部の溶接金属におけるｔ／４位置の脆性破面遷移温度_vＴ_rs：−５０℃

前述した（１３）式により、サイドリガメント部の長さｌ_sl＝７２ｍｍとなる。この値は、ＣＯ₂溶接長ｌ_CO2に比べて小さいため、試験体のアッパーデッキ材１に必要なアレスト特性Ｋ_caの算出値は、前述した（１７）式を用いて行った。その結果、Ｋ_ca≧５０３９Ｎ／ｍｍ^3/2を得た。一方、試験体のアッパーデッキ材１のアレスト特性Ｋ_caは４２００Ｎ／ｍｍ^3/2であり、これは、図８に示すように_vＴ_rs＝−５０℃でのＫ_eff−ＣＯ₂溶接長のグラフよりも下に位置しており、上記（１９）式：Ｋ_ca≧Ｋ_effを満たさない。そのため本発明によれば、試験体は脆性き裂の進展を停止できないと予想される。そして予想通り、実験例１の試験体ではき裂進展が止まらなかった。

〈実験例２〉
実験例２は、前述した実験例１において、アレスト特性Ｋ_ca：５０００Ｎ／ｍｍ^3/2のアッパーデッキ材を用いたこと、およびＣＯ₂溶接部の溶接金属におけるｔ／４位置の脆性破面遷移温度_vＴ_rs：−６０℃としたこと以外は、実験例１と同様にして溶接を行い、
実験例２の試験体を作製した。

前述した（１３）式により、サイドリガメント部の長さｌ_sl＝９６ｍｍとなる。この値は、ＣＯ₂溶接長ｌ_CO2に比べて小さいため、試験体のアッパーデッキ材に必要なアレスト特性Ｋ_caの算出値は、前述した（１７）式を用いて行った。その結果、Ｋ_ca≧４３６９Ｎ／ｍｍ^3/2を得た。一方、試験体のアッパーデッキ材のアレスト特性Ｋ_caは５０００Ｎ／ｍｍ^3/2であり、これは、図９に示すように_vＴ_rs＝−６０℃でのＫ_eff−ＣＯ₂溶接長のグラフよりも上に位置しており、上記（１９）式：Ｋ_ca≧Ｋ_effを満たす。そのため本発明によれば、試験体２は脆性き裂の進展を停止できると予想される。そして予想通り、実験例２の試験体ではき裂進展を停止できた。

１アッパーデッキ部（強力甲板）
２ハッチコーミング部
ｔハッチコーミング部の厚み
ｔ_sl サイドリガメント幅
ｌ_sl サイドリガメント長

Claims

Ｔ字型完全溶込み溶接構造体の脆性き裂伝播停止性能の品質管理方法であって、
前記溶接構造体は、突合せ溶接継手によって接合された鋼板Ａと、前記突合せ溶接継手と交差するように完全溶込み溶接で接合された脆性き裂伝播停止用鋼板Ｂと、からなり、前記鋼板Ａの突合せ溶接継手における下端部近傍はＣＯ₂溶接によってＣＯ₂溶接部を形成しており、
前記鋼板Ａの表面に生じる延性破壊領域（シアリップ）および脆性破壊を生じない領域（サイドリガメント）を有し、前記ＣＯ₂溶接部の溶接金属における２つの表層部［鋼板Ａの板厚をｔとしたとき、ｔ／４部を表層部と呼ぶ。］の脆性破面遷移温度_vＴ_rsが同じであると考えた解析モデルに基づき、前記ＣＯ₂溶接部の溶接金属における板厚ｔ／４部の脆性破面遷移温度_vＴ_rsおよび前記ＣＯ₂溶接部のＣＯ₂溶接長ｌ_CO2、並びに前記鋼板Ｂの脆性き裂伝播停止性能Ｋ_caの関係式を求める第１の工程と、
前記関係式に基づき、前記鋼板Ａの突合せ溶接継手に沿って伝播する脆性き裂の停止に有用な、前記脆性破面遷移温度_vＴ_rsの範囲、前記ＣＯ₂溶接長ｌ_CO2の範囲、または前記脆性き裂伝播停止性能Ｋ_caの範囲のいずれかを決定する第２の工程と、
を含むことを特徴とする脆性き裂伝播停止性能の品質管理方法。
前記第１の工程は、
（１）前記鋼板Ａの表面付近に未破断で残るサイドリガメント部の長さｌ_slを、下記（１３）式から算出する工程と、
（２）前記工程によって算出されたサイドリガメント部の長さｌ_slと前記ＣＯ₂溶接長ｌ_CO2の関係に基づき、
（ａ）サイドリガメント部の長さｌ_sl≦ＣＯ₂溶接長ｌ_CO2の場合は下記（２０）式を、
（ｂ）サイドリガメント部の長さｌ_sl＞ＣＯ₂溶接長ｌ_CO2の場合は下記（２１）式を、導出する工程と、
を含むものである請求項１に記載の品質管理方法。
（１３）式・・・
ｌ_sl＝２π・ｋ_s ²・［１／（８π）・｛（−９２_vＴ_rs＋３２７００）／８００｝²］²・ε_F ²・Ｇ²／［Ｋ｛（３−ν）／（１＋ν）−１｝］²
（２０）式・・・
Ｋ_ca≧Ｋ_nom・［１−｛１／（２π²）｝・［｛（−９２_vＴ_rs＋３２７００）／８００｝²／ｔ］・（σ_Y1／σ₀）・ｃｏｓ^-1｛（ａ−２π・ｋ_s ²・［１／（８π）・｛（−９２_vＴ_rs＋３２７００）／８００｝²］²・ε_F ²・Ｇ²／［Ｋ｛（３−ν）／（１＋ν）−１｝］²）／ａ｝］
（２１）式・・・
Ｋ_ca≧Ｋ_nom・［１−｛１／（２π²）｝・［｛（−９２_vＴ_rs＋３２７００）／８００｝²／ｔ］・（σ_Y1／σ₀）・ｃｏｓ^-1｛（ａ−ｌ_CO2）／ａ｝］
上記式中、
ｔ：鋼板Ａの厚さ（ｍｍ）。
Ｋ_nom：サイドリガメントによる低減を考慮に入れない場合の応力拡大係数で
あり、
Ｋ_nom＝７０００Ｎ／ｍｍ^3/2とする。
σ_Y1：温度Ｔ₀（＝−１０℃）における鋼板Ａの表層近傍の高速引張変形時の降伏
応力であり、σ_Y1＝８００ＭＰａとする。
ν：ポアソン比であり、ν＝０．３とする。
ｋ_s：係数であり、ｋ_s＝１とする。
Ｇ：横弾性係数であり、Ｇ＝８×１０⁴Ｎ／ｍｍ²とする。
ε_F：延性破壊の限界ひずみであり、ε_F＝０．１とする。
Ｋ：外力から計算される応力拡大係数であり、
Ｋ＝σ₀（３．１４ａ）^0.5とする。
σ₀：負荷応力であり、σ₀＝２５２ＭＰａとする。
ａ：き裂長さであり、ａ＝７００ｍｍとする。
Ｔ字型完全溶込み溶接構造体の脆性き裂伝播停止性能の品質管理方法であって、
前記溶接構造体は、突合せ溶接継手によって接合された鋼板Ａと、前記突合せ溶接継手と交差するように完全溶込み溶接で接合された脆性き裂伝播停止用鋼板Ｂと、からなり、前記鋼板Ａの突合せ溶接継手における下端部近傍はＣＯ₂溶接によってＣＯ₂溶接部を形成しており、
前記鋼板Ａの表面に生じる延性破壊領域（シアリップ）および脆性破壊を生じない領域（サイドリガメント）を有し、前記ＣＯ₂溶接部の溶接金属における２つの表層部［鋼板Ａの板厚をｔとしたとき、ｔ／４部を表層部と呼ぶ。］の脆性破面遷移温度_vＴ_rsが異なると考えた解析モデルに基づき、前記ＣＯ₂溶接部の溶接金属における一方の板厚ｔ／４部の脆性破面遷移温度_vＴ_rs1及び他方の板厚ｔ／４部の脆性破面遷移温度_vＴ_rs2、前記ＣＯ₂溶接部のＣＯ₂溶接長ｌ_CO2、並びに前記鋼板Ｂの脆性き裂伝播停止性能Ｋ_caの関係式を求める第１の工程と、
前記関係式に基づき、前記鋼板Ａの突合せ溶接継手に沿って伝播する脆性き裂の停止に有用な、前記脆性破面遷移温度_vＴ_rs1及び_vＴ_rs2の範囲、前記ＣＯ₂溶接長ｌ_CO2の範囲、または前記脆性き裂伝播停止性能Ｋ_caの範囲のいずれかを決定する第２の工程と、
を含むことを特徴とする脆性き裂伝播停止性能の品質管理方法。
前記第１の工程は、
（１）前記鋼板Ａの表面付近に未破断で残るサイドリガメント部の長さｌ_slを、下記（３３）式から算出する工程と、
（２）前記工程によって算出されたサイドリガメント部の長さｌ_slと前記ＣＯ₂溶接長ｌ_CO2の関係に基づき、
（ａ）サイドリガメント部の長さｌ_sl≦ＣＯ₂溶接長ｌ_CO2の場合は下記（３４）式を、
（ｂ）サイドリガメント部の長さｌ_sl＞ＣＯ₂溶接長ｌ_CO2の場合は下記（３５）式を、導出する工程と、
を含むものである請求項３に記載の品質管理方法。
（３３）式・・・
ｌ_sl＝２π・ｋ_s ²・［１／（８π）・｛（−９２_vＴ_rs1＋３２７００）²＋（−９２_vＴ_rs2＋３２７００）²｝／２／８００²］²・ε_F ²・Ｇ²／［Ｋ｛（３−ν）／（１＋ν）−１｝］²
（３４）式・・・
Ｋ_ca≧Ｋ_nom・［１−｛１／（２π²）｝・［｛（−９２_vＴ_rs1＋３２７００）²＋（−９２_vＴ_rs2＋３２７００）²｝／２／８００²／ｔ］・（σ_Y1／σ₀）・ｃｏｓ^-1｛（ａ−２π・ｋ_s ²・［１／（８π）・｛（−９２_vＴ_rs1＋３２７００）²＋（−９２_vＴ_rs2＋３２７００）²｝／２／８００²］²・ε_F ²・Ｇ²／［Ｋ｛（３−ν）／（１＋ν）−１｝］²）／ａ｝］
（３５）式・・・
Ｋ_ca≧Ｋ_nom・［１−｛１／（２π²）｝・［｛（−９２_vＴ_rs1＋３２７００）²＋（−９２_vＴ_rs2＋３２７００）²｝／２／８００²／ｔ］・（σ_Y1／σ₀）・ｃｏｓ^-1｛（ａ−ｌ_co2）／ａ｝］
上記式中、
ｔ：鋼板Ａの厚さ（ｍｍ）。
Ｋ_nom：サイドリガメントによる低減を考慮に入れない場合の応力拡大係数で
あり、
Ｋ_nom＝７０００Ｎ／ｍｍ^3/2とする。
σ_Y1：温度Ｔ₀（＝−１０℃）における鋼板Ａの表層近傍の高速引張変形時の降伏
応力であり、σ_Y1＝８００ＭＰａとする。
ν：ポアソン比であり、ν＝０．３とする。
ｋ_s：係数であり、ｋ_s＝１とする。
Ｇ：横弾性係数であり、Ｇ＝８×１０⁴Ｎ／ｍｍ²とする。
ε_F：延性破壊の限界ひずみであり、ε_F＝０．１とする。
Ｋ：外力から計算される応力拡大係数であり、
Ｋ＝σ₀（３．１４ａ）^0.5とする。
σ₀：負荷応力であり、σ₀＝２５２ＭＰａとする。
ａ：き裂長さであり、ａ＝７００ｍｍとする。
前記第２の工程は、予め与えられた脆性破面遷移温度およびＣＯ₂溶接長ｌ_CO2を前記関係式に代入し、前記鋼板Ｂに必要な脆性き裂伝播停止性能Ｋ_caの範囲を決定する工程を含むものである請求項１〜４のいずれかに記載の品質管理方法。
前記第２の工程は、予め与えられたＣＯ₂溶接長ｌ_CO2および脆性き裂伝播停止性能Ｋ_caを前記関係式に代入し、前記ＣＯ₂溶接部の溶接金属における板厚ｔ／４部（ｔ：鋼板Ａの厚さ）に必要な脆性破面遷移温度の範囲を決定する工程を含むものである請求項１〜４のいずれかに記載の品質管理方法。
前記第２の工程は、予め与えられた前記脆性破面遷移温度および前記脆性き裂伝播停止性能Ｋ_caを前記関係式に代入し、前記ＣＯ₂溶接部に必要なＣＯ₂溶接長ｌ_CO2を決定する工程を含むものである請求項１〜４のいずれかに記載の品質管理方法。
前記鋼板Ａの厚さは５０ｍｍ以上である請求項１〜７のいずれかに記載の品質管理方法。
前記溶接構造体は船舶であり、前記鋼板Ａはハッチコーミング部を構成する鋼板であり、前記鋼板Ｂはアッパーデッキ部を構成する鋼板である請求項１〜８のいずれかに記載の品質管理方法。