JP7464899B1 - 溶接継手の製造方法、溶接継手、低温液化ガスタンクの設計方法、及び低温液化ガスタンク - Google Patents
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Abstract
この溶接継手の製造方法は、温液化ガスタンクの使用温度において、溶接金属の線膨張係数と母材の線膨張係数との差に起因して溶接継手に生じる熱応力を求める熱応力算出工程と、溶接継手に欠陥を想定し、熱応力の影響を加味して、低温液化ガスタンクの運用中に低温液化ガスタンクが脆性破壊しないための必要ＣＴＯＤ値を求める必要ＣＴＯＤ値算出工程と、低温液化ガスタンクの使用温度における溶接継手の熱影響部のＣＴＯＤ値を測定するＣＴＯＤ値測定工程と、熱影響部のＣＴＯＤ値が必要ＣＴＯＤ値以上であることが確認された厚鋼板を前記母材として使用して母材を溶接する溶接工程と、を含む。
Description
本発明は、溶接継手の製造方法、溶接継手、低温液化ガスタンクの設計方法、及び低温液化ガスタンクに関する。本願は、２０２２年０６月２１日に、日本に出願された特願２０２２－０９９４９８号に基づき優先権を主張し、その内容をここに援用する。
低温液化ガスは極低温で取り扱われるため、これを貯蔵するタンクの内槽や移送する配管の冷却時には、それらを構成する母材と溶接金属の線膨張係数の差に起因した応力（熱応力）が生じることがある。この熱応力は、脆性破壊の原因になることがある。
特許文献１には、熱応力を低減する技術として、オーステナイト系ステンレス鋼からなる配管とインバーからなる配管との異種材料の接合が、線膨張係数が所定の関係を満たすような溶接材料を用いた溶接によって行われていることを特徴とする低温液化ガスの配管構造が開示されている。特許文献１には、５５％以上のＮｉを含有する溶接材料が例示されている。
大川 他：７％Ｎｉ－ＴＭＣＰ鋼の特性と大型ＬＮＧタンクへの適用性、圧力技術、第５７巻、第４号、ｐ.２２１－２３０、２０１９
低温液化ガスタンクの一種であるＬＮＧ（Ｌｉｑｕｅｆｉｅｄ Ｎａｔｕｒａｌ Ｇａｓ；液化天然ガス）タンクの内槽には、例えば、極低温での靭性に優れるＮｉ鋼、例えば、９％Ｎｉ鋼や７％Ｎｉ鋼等が使用され、Ｎｉ鋼の溶接にはＮｉ基溶接材料が使用されている。しかしながら、Ｎｉ基溶接材料は、Ｎｉを多量に含有するため高価である。そのため、溶接材料ひいてはＬＮＧタンクの低コスト化が求められている。溶接材料に含有されるＮｉの含有量を減少させることが低コスト化の一つの方法として考えられるが、その様な溶接材料では、ＬＮＧタンクの母材や従来のＮｉ基溶接材料に比べて線膨張係数が高くなる傾向にある。ＬＮＧタンクにおいて母材と溶接金属の線膨張係数の差が大きくなると、熱応力が生じることが想定される。このような熱応力は従来の溶接構造物の設計において想定されておらず、脆性破壊の駆動力として付加的に作用する。したがって、線膨張係数の大きい溶接材料を使用した場合であっても脆性破壊を防止できる溶接継手及び溶接構造体が求められている。
本発明は、上記事情に鑑みてなされたものであり、本発明は、低温液化ガスと接するタンクの内槽の製造に、低コストであり、線膨張係数の大きい溶接材料を使用した場合であっても、溶接部からの脆性破壊を抑制可能な、溶接継手の製造方法、溶接継手、低温液化ガスタンクの設計方法、及び低温液化ガスタンクを提供することを目的とする。
本発明の要旨は、以下の通りである。
［１］ 本発明の一態様に係る溶接継手の製造方法は、低温液化ガスタンクの内槽に使用され、溶接金属の線膨張係数が母材の線膨張係数よりも大きい溶接継手の製造方法であって、上記低温液化ガスタンクの使用温度において、上記溶接金属の線膨張係数と上記母材の線膨張係数との差に起因して上記溶接継手に生じる熱応力を求める熱応力算出工程と、上記溶接継手に欠陥を想定し、上記熱応力の影響を加味して、上記低温液化ガスタンクの運用中に上記低温液化ガスタンクが脆性破壊しないための必要ＣＴＯＤ値を求める必要ＣＴＯＤ値算出工程と、上記低温液化ガスタンクの使用温度における上記溶接継手の熱影響部のＣＴＯＤ値を測定するＣＴＯＤ値測定工程と、上記熱影響部の上記ＣＴＯＤ値が上記必要ＣＴＯＤ値以上であることが確認された厚鋼板を上記母材として使用して、上記母材を溶接する溶接工程と、を含む。
［１］ 本発明の一態様に係る溶接継手の製造方法は、低温液化ガスタンクの内槽に使用され、溶接金属の線膨張係数が母材の線膨張係数よりも大きい溶接継手の製造方法であって、上記低温液化ガスタンクの使用温度において、上記溶接金属の線膨張係数と上記母材の線膨張係数との差に起因して上記溶接継手に生じる熱応力を求める熱応力算出工程と、上記溶接継手に欠陥を想定し、上記熱応力の影響を加味して、上記低温液化ガスタンクの運用中に上記低温液化ガスタンクが脆性破壊しないための必要ＣＴＯＤ値を求める必要ＣＴＯＤ値算出工程と、上記低温液化ガスタンクの使用温度における上記溶接継手の熱影響部のＣＴＯＤ値を測定するＣＴＯＤ値測定工程と、上記熱影響部の上記ＣＴＯＤ値が上記必要ＣＴＯＤ値以上であることが確認された厚鋼板を上記母材として使用して、上記母材を溶接する溶接工程と、を含む。
［２］ 本発明の別の態様に係る溶接継手は、上記溶接金属の線膨張係数が上記母材の線膨張係数よりも大きく、低温液化ガスタンクの内槽に使用される溶接継手であって、上記低温液化ガスタンクの使用温度におけるＣＴＯＤ値が、上記溶接金属の線膨張係数と上記母材の線膨張係数の差に起因して生じる熱応力の影響を加味した必要ＣＴＯＤ値以上である。
［３］ 上記［２］に記載の溶接継手では、上記低温液化ガスタンクの使用温度におけるＣＴＯＤ値が、下記（１）式で計算される必要ＣＴＯＤ値δ0以上であってもよい。
上記（１）式中、
ｃ０：特性き裂寸法
εY：母材の降伏ひずみ
ε：評価ひずみ
である。
［３］ 上記［２］に記載の溶接継手では、上記低温液化ガスタンクの使用温度におけるＣＴＯＤ値が、下記（１）式で計算される必要ＣＴＯＤ値δ0以上であってもよい。
ｃ０：特性き裂寸法
εY：母材の降伏ひずみ
ε：評価ひずみ
である。
［４］ 本発明の更に別の態様に係る低温液化ガスタンクの設計方法は、母材と溶接金属とで構成される突合せ溶接部を内槽に有する低温液化ガスタンクの設計方法であって、上記低温液化ガスタンクの使用温度において、上記溶接金属の線膨張係数と上記母材の線膨張係数との差に起因して上記突合せ溶接部に生じる熱応力を求める熱応力算出工程と、上記突合せ溶接部に欠陥を想定し、上記熱応力の影響を加味して、上記低温液化ガスタンクの運用中に上記低温液化ガスタンクが脆性破壊しないための必要ＣＴＯＤ値を求める必要ＣＴＯＤ値算出工程と、熱影響部のＣＴＯＤ値が上記必要ＣＴＯＤ値以上となるように上記母材を選択する母材選択工程と、を含む。
［５］ 本発明の更に別の態様に係る低温液化ガスタンクは、母材と溶接金属とで構成される突合せ溶接部を内槽に有する低温液化ガスタンクであって、上記低温液化ガスタンクの使用温度における上記突合せ溶接部のＣＴＯＤ値が、上記溶接金属の線膨張係数と上記母材の線膨張係数との差に起因して上記突合せ溶接部に生じる熱応力の影響を加味した、下記（２）式で計算される必要ＣＴＯＤ値δ
0
以上である。
上記（２）式中、
ｃ ０ ：特性き裂寸法
ε Y ：母材の降伏ひずみ
ε：評価ひずみ
である。
［６］ 上記［５］に記載の低温液化ガスタンクは、ＬＮＧタンクであってもよい。
［７］ 上記［５］に記載の低温液化ガスタンクでは、上記母材が、質量％で、Ｍｎ：０．１～５．０％、及び、Ｎｉ：６．０～１６．０％を含有してもよい。
［８］ 本発明の更に別の態様に係る低温液化ガスタンクは、母材と溶接金属とで構成される突合せ溶接部を内槽に有する低温液化ガスタンクであって、上記低温液化ガスタンクの使用温度における上記突合せ溶接部のＣＴＯＤ値が、上記溶接金属の線膨張係数と上記母材の線膨張係数との差に起因して上記突合せ溶接部に生じる熱応力の影響を加味した必要ＣＴＯＤ値以上であり、上記低温液化ガスタンクは船舶用のＬＮＧタンクであり、板厚が２５ｍｍ以下の内槽材の上記突合せ溶接部の－１６５℃におけるＣＴＯＤ値δが下記（３）式、及び（４）式を満足する。
δ≧０．００１×（Ｔｗ／Ｔｂ）2＋０．０５７×（Ｔｗ／Ｔｂ）＋０．００３５ …（３）式
１＜Ｔｗ／Ｔｂ＜２．２ …（４）式
ただし、上記（３）式及び上記（４）式中、Ｔｗは上記溶接金属の線膨張係数［１／℃］であり、Ｔｂは上記母材の線膨張係数［１／℃］である。
［９］ 本発明の更に別の態様に係る低温液化ガスタンクは、母材と溶接金属とで構成される突合せ溶接部を内槽に有する低温液化ガスタンクであって、上記低温液化ガスタンクの使用温度における上記突合せ溶接部のＣＴＯＤ値が、上記溶接金属の線膨張係数と上記母材の線膨張係数との差に起因して上記突合せ溶接部に生じる熱応力の影響を加味した必要ＣＴＯＤ値以上であり、上記低温液化ガスタンクは船舶用のＬＮＧタンクであり、板厚２５ｍｍ超４０ｍｍ以下の内槽材の上記突合せ溶接部の－１６５℃におけるＣＴＯＤ値δが下記（５）式、及び下記（６）式を満足する。
δ≧０．００３８×（Ｔｗ／Ｔｂ）2＋０．０７４×（Ｔｗ／Ｔｂ）＋０．００３ …（５）式
１＜Ｔｗ／Ｔｂ＜２．２ …（６）式
ただし、上記（５）式及び上記（６）式中、Ｔｗは上記溶接金属の線膨張係数［１／℃］であり、Ｔｂは上記母材の線膨張係数［１／℃］である。
［１０］ 本発明の更に別の態様に係る低温液化ガスタンクは、母材と溶接金属とで構成される突合せ溶接部を内槽に有する低温液化ガスタンクであって、上記低温液化ガスタンクの使用温度における上記突合せ溶接部のＣＴＯＤ値が、上記溶接金属の線膨張係数と上記母材の線膨張係数との差に起因して上記突合せ溶接部に生じる熱応力の影響を加味した必要ＣＴＯＤ値以上であり、上記低温液化ガスタンクは地上式のＬＮＧタンクであり、板厚２５ｍｍ以下の内槽材の上記突合せ溶接部の－１６５℃におけるＣＴＯＤ値δが下記（７）式、及び（８）式を満足する。
δ≧０．０１５３×（Ｔｗ／Ｔｂ）2＋０．０２７４×（Ｔｗ／Ｔｂ）＋０．０１３５ …（７）式
１＜Ｔｗ／Ｔｂ＜２．２ …（８）式
ただし、上記（７）式及び上記（８）式中、Ｔｗは上記溶接金属の線膨張係数［１／℃］であり、Ｔｂは上記母材の線膨張係数［１／℃］である。
［１１］ 本発明の更に別の態様に係る低温液化ガスタンクは、母材と溶接金属とで構成される突合せ溶接部を内槽に有する低温液化ガスタンクであって、上記低温液化ガスタンクの使用温度における上記突合せ溶接部のＣＴＯＤ値が、上記溶接金属の線膨張係数と上記母材の線膨張係数との差に起因して上記突合せ溶接部に生じる熱応力の影響を加味した必要ＣＴＯＤ値以上であり、上記低温液化ガスタンクは地上式のＬＮＧタンクであり、板厚２５ｍｍ超５０ｍｍ以下の内槽材の上記突合せ溶接部の－１６５℃におけるＣＴＯＤ値δが下記（９）式、及び（１０）式を満足する。
δ≧０．０３×（Ｔｗ／Ｔｂ）2－０．０２４×（Ｔｗ／Ｔｂ）＋０．０６９４ …（９）式
１＜Ｔｗ／Ｔｂ＜２．２ …（１０）式
ただし、上記（９）式及び上記（１０）式中、Ｔｗは上記溶接金属の線膨張係数［１／℃］であり、Ｔｂは上記母材の線膨張係数［１／℃］である。
［１２］ 発明の更に別の態様に係る低温液化ガスタンクは、母材と溶接金属とで構成される突合せ溶接部を内槽に有する低温液化ガスタンクであって、上記低温液化ガスタンクの使用温度における上記突合せ溶接部のＣＴＯＤ値が、上記溶接金属の線膨張係数と上記母材の線膨張係数との差に起因して上記突合せ溶接部に生じる熱応力の影響を加味した必要ＣＴＯＤ値以上であり、上記溶接金属が、質量％で、Ｍｎ：５．０～２０．０％、及び、Ｎｉ：５．０～３０．０％を含有する。
［１３］ 発明の更に別の態様に係る低温液化ガスタンクは、母材と溶接金属とで構成される突合せ溶接部を内槽に有する低温液化ガスタンクであって、上記低温液化ガスタンクの使用温度における上記突合せ溶接部のＣＴＯＤ値が、上記溶接金属の線膨張係数と上記母材の線膨張係数との差に起因して上記突合せ溶接部に生じる熱応力の影響を加味した必要ＣＴＯＤ値以上であり、上記母材が、質量％で、Ｍｎ：０．１～５．０％、及び、Ｎｉ：６．０～１６．０％を含有し、上記溶接金属が、質量％で、Ｍｎ：５．０～２０．０％、及び、Ｎｉ：５．０～３０．０％を含有する。
［１４］ 上記［８］～［１３］のいずれかに記載の低温液化ガスタンクでは、上記低温液化ガスタンクの使用温度における上記突合せ溶接部のＣＴＯＤ値が、下記（１１）式で計算される必要ＣＴＯＤ値δ 0 以上であってもよい。
上記（１１）式中、
ｃ ０ ：特性き裂寸法
ε Y ：母材の降伏ひずみ
ε：評価ひずみ
である。
ｃ ０ ：特性き裂寸法
ε Y ：母材の降伏ひずみ
ε：評価ひずみ
である。
［６］ 上記［５］に記載の低温液化ガスタンクは、ＬＮＧタンクであってもよい。
［７］ 上記［５］に記載の低温液化ガスタンクでは、上記母材が、質量％で、Ｍｎ：０．１～５．０％、及び、Ｎｉ：６．０～１６．０％を含有してもよい。
［８］ 本発明の更に別の態様に係る低温液化ガスタンクは、母材と溶接金属とで構成される突合せ溶接部を内槽に有する低温液化ガスタンクであって、上記低温液化ガスタンクの使用温度における上記突合せ溶接部のＣＴＯＤ値が、上記溶接金属の線膨張係数と上記母材の線膨張係数との差に起因して上記突合せ溶接部に生じる熱応力の影響を加味した必要ＣＴＯＤ値以上であり、上記低温液化ガスタンクは船舶用のＬＮＧタンクであり、板厚が２５ｍｍ以下の内槽材の上記突合せ溶接部の－１６５℃におけるＣＴＯＤ値δが下記（３）式、及び（４）式を満足する。
δ≧０．００１×（Ｔｗ／Ｔｂ）2＋０．０５７×（Ｔｗ／Ｔｂ）＋０．００３５ …（３）式
１＜Ｔｗ／Ｔｂ＜２．２ …（４）式
ただし、上記（３）式及び上記（４）式中、Ｔｗは上記溶接金属の線膨張係数［１／℃］であり、Ｔｂは上記母材の線膨張係数［１／℃］である。
［９］ 本発明の更に別の態様に係る低温液化ガスタンクは、母材と溶接金属とで構成される突合せ溶接部を内槽に有する低温液化ガスタンクであって、上記低温液化ガスタンクの使用温度における上記突合せ溶接部のＣＴＯＤ値が、上記溶接金属の線膨張係数と上記母材の線膨張係数との差に起因して上記突合せ溶接部に生じる熱応力の影響を加味した必要ＣＴＯＤ値以上であり、上記低温液化ガスタンクは船舶用のＬＮＧタンクであり、板厚２５ｍｍ超４０ｍｍ以下の内槽材の上記突合せ溶接部の－１６５℃におけるＣＴＯＤ値δが下記（５）式、及び下記（６）式を満足する。
δ≧０．００３８×（Ｔｗ／Ｔｂ）2＋０．０７４×（Ｔｗ／Ｔｂ）＋０．００３ …（５）式
１＜Ｔｗ／Ｔｂ＜２．２ …（６）式
ただし、上記（５）式及び上記（６）式中、Ｔｗは上記溶接金属の線膨張係数［１／℃］であり、Ｔｂは上記母材の線膨張係数［１／℃］である。
［１０］ 本発明の更に別の態様に係る低温液化ガスタンクは、母材と溶接金属とで構成される突合せ溶接部を内槽に有する低温液化ガスタンクであって、上記低温液化ガスタンクの使用温度における上記突合せ溶接部のＣＴＯＤ値が、上記溶接金属の線膨張係数と上記母材の線膨張係数との差に起因して上記突合せ溶接部に生じる熱応力の影響を加味した必要ＣＴＯＤ値以上であり、上記低温液化ガスタンクは地上式のＬＮＧタンクであり、板厚２５ｍｍ以下の内槽材の上記突合せ溶接部の－１６５℃におけるＣＴＯＤ値δが下記（７）式、及び（８）式を満足する。
δ≧０．０１５３×（Ｔｗ／Ｔｂ）2＋０．０２７４×（Ｔｗ／Ｔｂ）＋０．０１３５ …（７）式
１＜Ｔｗ／Ｔｂ＜２．２ …（８）式
ただし、上記（７）式及び上記（８）式中、Ｔｗは上記溶接金属の線膨張係数［１／℃］であり、Ｔｂは上記母材の線膨張係数［１／℃］である。
［１１］ 本発明の更に別の態様に係る低温液化ガスタンクは、母材と溶接金属とで構成される突合せ溶接部を内槽に有する低温液化ガスタンクであって、上記低温液化ガスタンクの使用温度における上記突合せ溶接部のＣＴＯＤ値が、上記溶接金属の線膨張係数と上記母材の線膨張係数との差に起因して上記突合せ溶接部に生じる熱応力の影響を加味した必要ＣＴＯＤ値以上であり、上記低温液化ガスタンクは地上式のＬＮＧタンクであり、板厚２５ｍｍ超５０ｍｍ以下の内槽材の上記突合せ溶接部の－１６５℃におけるＣＴＯＤ値δが下記（９）式、及び（１０）式を満足する。
δ≧０．０３×（Ｔｗ／Ｔｂ）2－０．０２４×（Ｔｗ／Ｔｂ）＋０．０６９４ …（９）式
１＜Ｔｗ／Ｔｂ＜２．２ …（１０）式
ただし、上記（９）式及び上記（１０）式中、Ｔｗは上記溶接金属の線膨張係数［１／℃］であり、Ｔｂは上記母材の線膨張係数［１／℃］である。
［１２］ 発明の更に別の態様に係る低温液化ガスタンクは、母材と溶接金属とで構成される突合せ溶接部を内槽に有する低温液化ガスタンクであって、上記低温液化ガスタンクの使用温度における上記突合せ溶接部のＣＴＯＤ値が、上記溶接金属の線膨張係数と上記母材の線膨張係数との差に起因して上記突合せ溶接部に生じる熱応力の影響を加味した必要ＣＴＯＤ値以上であり、上記溶接金属が、質量％で、Ｍｎ：５．０～２０．０％、及び、Ｎｉ：５．０～３０．０％を含有する。
［１３］ 発明の更に別の態様に係る低温液化ガスタンクは、母材と溶接金属とで構成される突合せ溶接部を内槽に有する低温液化ガスタンクであって、上記低温液化ガスタンクの使用温度における上記突合せ溶接部のＣＴＯＤ値が、上記溶接金属の線膨張係数と上記母材の線膨張係数との差に起因して上記突合せ溶接部に生じる熱応力の影響を加味した必要ＣＴＯＤ値以上であり、上記母材が、質量％で、Ｍｎ：０．１～５．０％、及び、Ｎｉ：６．０～１６．０％を含有し、上記溶接金属が、質量％で、Ｍｎ：５．０～２０．０％、及び、Ｎｉ：５．０～３０．０％を含有する。
［１４］ 上記［８］～［１３］のいずれかに記載の低温液化ガスタンクでは、上記低温液化ガスタンクの使用温度における上記突合せ溶接部のＣＴＯＤ値が、下記（１１）式で計算される必要ＣＴＯＤ値δ 0 以上であってもよい。
ｃ ０ ：特性き裂寸法
ε Y ：母材の降伏ひずみ
ε：評価ひずみ
である。
本発明の上記態様によれば、低温液化ガスと接するタンクの内槽の製造に、低コストであり、線膨張係数の大きい溶接材料を使用した場合であっても、溶接部からの脆性破壊を抑制することができる。
以下に添付図面を参照しながら、本発明の好適な実施の形態について詳細に説明する。
＜溶接継手の製造方法＞
本発明の一実施形態に係る溶接継手の製造方法を説明する。本実施形態に係る溶接継手の製造方法は、低温液化ガスタンクの内槽に使用され、溶接金属の線膨張係数が母材の線膨張係数よりも大きい溶接継手の製造方法であって、低温液化ガスタンクの使用温度において、溶接金属の線膨張係数と母材の線膨張係数との差に起因して溶接継手に生じる熱応力を求める熱応力算出工程と、溶接継手に欠陥を想定し、熱応力の影響を加味して、低温液化ガスタンクの運用中に低温液化ガスタンクが脆性破壊しないための必要ＣＴＯＤ値を求める必要ＣＴＯＤ値算出工程と、低温液化ガスタンクの使用温度における溶接継手の熱影響部のＣＴＯＤ値を測定するＣＴＯＤ値測定工程と、熱影響部のＣＴＯＤ値が必要ＣＴＯＤ値以上であることが確認された厚鋼板を前記母材として使用して、母材を溶接する溶接工程と、を含む。
本発明の一実施形態に係る溶接継手の製造方法を説明する。本実施形態に係る溶接継手の製造方法は、低温液化ガスタンクの内槽に使用され、溶接金属の線膨張係数が母材の線膨張係数よりも大きい溶接継手の製造方法であって、低温液化ガスタンクの使用温度において、溶接金属の線膨張係数と母材の線膨張係数との差に起因して溶接継手に生じる熱応力を求める熱応力算出工程と、溶接継手に欠陥を想定し、熱応力の影響を加味して、低温液化ガスタンクの運用中に低温液化ガスタンクが脆性破壊しないための必要ＣＴＯＤ値を求める必要ＣＴＯＤ値算出工程と、低温液化ガスタンクの使用温度における溶接継手の熱影響部のＣＴＯＤ値を測定するＣＴＯＤ値測定工程と、熱影響部のＣＴＯＤ値が必要ＣＴＯＤ値以上であることが確認された厚鋼板を前記母材として使用して、母材を溶接する溶接工程と、を含む。
［熱応力算出工程］
本工程では、低温液化ガスタンクの使用温度において、溶接金属の線膨張係数と母材の線膨張係数の差に起因して溶接継手に生じる熱応力を求める。当該熱応力は、例えば、ＦＥＭ（Ｆｉｎｉｔｅ Ｅｌｅｍｅｎｔ Ｍｅｔｈｏｄ；有限要素法）解析により求められる。ＦＥＭ解析では、低温液化ガスタンクの使用温度を設計温度としてよい。例えば、ＬＮＧタンクの場合、低温液化ガスの温度は－１６２℃であるが、設計温度の－１６４℃または－１６５℃を想定してＦＥＭ解析を行ってもよい。以下に、図１～３を参照して、ＦＥＭによる溶接継手の熱応力解析を例に挙げて、上記熱応力の算出方法を説明する。図１は、ＦＥＭ解析対象の溶接継手の解析モデルを示す模式図である。
本工程では、低温液化ガスタンクの使用温度において、溶接金属の線膨張係数と母材の線膨張係数の差に起因して溶接継手に生じる熱応力を求める。当該熱応力は、例えば、ＦＥＭ（Ｆｉｎｉｔｅ Ｅｌｅｍｅｎｔ Ｍｅｔｈｏｄ；有限要素法）解析により求められる。ＦＥＭ解析では、低温液化ガスタンクの使用温度を設計温度としてよい。例えば、ＬＮＧタンクの場合、低温液化ガスの温度は－１６２℃であるが、設計温度の－１６４℃または－１６５℃を想定してＦＥＭ解析を行ってもよい。以下に、図１～３を参照して、ＦＥＭによる溶接継手の熱応力解析を例に挙げて、上記熱応力の算出方法を説明する。図１は、ＦＥＭ解析対象の溶接継手の解析モデルを示す模式図である。
図１に解析対象の溶接継手のＦＥＭ解析モデルを示し、表１にＦＥＭ解析に用いた母材と溶接金属の線膨張係数をそれぞれ示す。ＦＥＭ解析モデルを、長さｌ＝１０００ｍｍ、幅ｗ＝１０００ｍｍ、厚さｔ＝３０ｍｍの溶接継手１とした。溶接継手１は、母材２Ａ、２Ｂと、溶接金属３とで構成されるものとした。溶接金属３の幅ｈを３０ｍｍとし、溶接金属３は、溶接継手１の幅方向中央位置（ｗ／２位置）に長さ方向（Ｘ方向）に沿って延在するとした。熱応力の解析範囲は、図１の二点鎖線で示される範囲であり、溶接継手１の一端から長さ方向（Ｘ方向）及び幅方向（Ｙ方向）にそれぞれ１／２の位置までであり、溶接継手１の表面から厚さ方向（Ｚ方向）に１／２の位置までとした。
母材２Ａ、２Ｂの線膨張係数Ｔｂには、「ＬＮＧ地上式貯槽指針」（一般社団法人日本ガス協会、２０１９年９月発行）に記載の９％Ｎｉ鋼の値（２０℃から－１６２℃までの平均値）を用いた。溶接金属３の線膨張係数Ｔｗには、表１に示すように、３ケースの異なる値を設定した。ケース１における溶接金属３の線膨張係数Ｔｗは、母材２Ａ、２Ｂの線膨張係数Ｔｂと等しいものとした。線膨張係数が９．２×１０-６［１／℃］程度である材料は、例えば、９％Ｎｉ鋼（ＪＩＳ Ｇ ３１２７ ＳＬ９Ｎ５９０）や７％Ｎｉ鋼（ＪＩＳ Ｇ ３１２７ ＳＬ７Ｎ５９０）である。また、ＬＮＧ地上式貯槽指針におけるオーステナイト系ステンレス鋼（例えば、ＪＩＳ Ｇ ４３０４：２０２１に記載された、ＳＵＳ３０４、ＳＵＳ３０４Ｌ、ＳＵＳ３１６、ＳＵＳ３１６Ｌ）の線膨張係数（２０℃から－１６２℃までの平均値）は１５×１０-６［１／℃］である。したがって、ケース２における溶接金属３の線膨張係数Ｔｗは１５×１０-６［１／℃］とした。ケース３においては、溶接金属３の線膨張係数Ｔｗが顕著に大きい場合を仮定し、溶接金属３の線膨張係数Ｔｗは２０×１０-６［１／℃］とした。ＦＥＭ解析モデルは、対称条件を用いた１／８モデルとし、メッシュ寸法は５ｍｍとした。端部は自由端とし、モデル全体の温度を２５℃から－１９６℃に冷却した際に生じる熱応力を解析した。
図２に各条件での－１９６℃時点での溶接線方向応力σxのコンター図を示し、図３に溶接線直角方向応力σyのコンター図を示す。溶接線方向は長さ方向に平行な方向であり、溶接線直角方向は幅方向に平行な方向である。図２、３に示すように、溶接金属の線膨張係数Ｔｗが最も小さいケース１で熱応力が最も小さく、溶接金属の線膨張係数Ｔｗが最も大きいケース３で熱応力が最も大きかった。また、溶接線方向応力σxは、溶接金属３の幅方向中央位置で最大値を示し、溶接線直角方向応力σyは、溶接金属３近傍の母材部で最大値を示した。この結果は－１６５℃でも同様の傾向になると考えられる。そこで、母材２Ａ、２Ｂの線膨張係数Ｔｂに対する溶接金属３の線膨張係数Ｔｗの比である線膨張係数比Ｔｗ／Ｔｂと、－１６５℃時点の熱応力の最大値の関係を整理した。図４は、線膨張係数比Ｔｗ／Ｔｂと、－１６５℃での溶接線方向応力σx及び溶接線直角方向応力σyと、の関係を示すグラフである。図４に示すように－１６５℃での熱応力（溶接線方向応力σx及び溶接線直角方向応力σy）と線膨張係数比Ｔｗ／Ｔｂは、概ね比例関係にある。したがって、ＦＥＭ解析により、低温液化ガスタンクの使用温度において、溶接金属の線膨張係数と前記母材の線膨張係数との差に起因して前記溶接継手に生じる熱応力を算出することができる。
溶接金属の線膨張係数及び母材の線膨張係数は以下の方法で測定する。まず、溶接金属及び母材のそれぞれから直径４ｍｍ、長さ１５ｍｍの試料を採取する。縦型熱膨張計（真空理工株式会社製ＴＭ－７０００型）を用いて、基準温度を２０℃として、２０℃から－１９０℃まで５℃／ｍｉｎの速度で降温し、降温中の試料の熱膨張率を測定する。このときの雰囲気はＨｅガスを使用する。上記の方法で測定された温度と熱膨張率の関係から、２０℃から設計温度（例えば－１６５℃）までの線膨張係数の平均値を求めることができる。溶接金属の線膨張係数の平均値及び母材の線膨張係数の平均値をそれぞれ溶接金属の線膨張係数及び母材の線膨張係数とする。このようにして得られた溶接金属と母材の線膨張係数の測定値を用いてＦＥＭ解析を実施し、熱応力を算出しても良い。
［必要ＣＴＯＤ値算出工程］
本工程では、溶接継手に欠陥を想定し、熱応力の影響を加味して、低温液化ガスタンクの運用中に低温液化ガスタンクが脆性破壊しないための必要ＣＴＯＤ値δ0を求める。以下に、低温液化ガスタンクが、船舶用ＬＮＧタンク独立型Ｔｙｐｅ Ｃである場合、及び、地上式ＬＮＧタンクである場合を例に挙げて、必要ＣＴＯＤ値δ0の算出方法を説明する。
本工程では、溶接継手に欠陥を想定し、熱応力の影響を加味して、低温液化ガスタンクの運用中に低温液化ガスタンクが脆性破壊しないための必要ＣＴＯＤ値δ0を求める。以下に、低温液化ガスタンクが、船舶用ＬＮＧタンク独立型Ｔｙｐｅ Ｃである場合、及び、地上式ＬＮＧタンクである場合を例に挙げて、必要ＣＴＯＤ値δ0の算出方法を説明する。
（船舶用ＬＮＧタンク独立型Ｔｙｐｅ Ｃの溶接継手の必要ＣＴＯＤ値δ0）
まず、図５～９を参照して、突合せ溶接部に生じる熱応力の影響を加味し、国際海事機関により定められたＩＧＣコードに適合したＴｙｐｅ Ｃのタンクにおける突合せ溶接部（溶接継手）に要求される必要ＣＴＯＤ値δ0の計算例を説明する。上記Ｔｙｐｅ Ｃのタンクは、船舶用ＬＮＧタンクであり、独立型のタンクである。図５は、Ｔｙｐｅ Ｃのタンクにおける突合せ溶接部の想定欠陥位置を示す模式図である。
まず、図５～９を参照して、突合せ溶接部に生じる熱応力の影響を加味し、国際海事機関により定められたＩＧＣコードに適合したＴｙｐｅ Ｃのタンクにおける突合せ溶接部（溶接継手）に要求される必要ＣＴＯＤ値δ0の計算例を説明する。上記Ｔｙｐｅ Ｃのタンクは、船舶用ＬＮＧタンクであり、独立型のタンクである。図５は、Ｔｙｐｅ Ｃのタンクにおける突合せ溶接部の想定欠陥位置を示す模式図である。
図５に示すように、溶接継手１Ａは、母材２Ｃと母材２Ｄ、母材２Ｄと母材２Ｅ、母材２Ｅと母材２Ｃが突合せ溶接されている。母材２Ｃと母材２Ｄ、及び、母材２Ｃと母材２Ｅは、それぞれ、フラックスコアードアーク溶接又はサブマージアーク溶接により周溶接（Ｇｉｒｔｈ Ｗｅｌｄ）されて溶接金属３Ａが形成されている。母材２Ｄと母材２Ｅは、フラックスコアードアーク溶接により、シーム溶接（Ｓｅａｍ ｗｅｌｄ）されて溶接金属３Ｂが形成されている。
ＷＥＳ２８０５－２０１１に基づく必要ＣＴＯＤ値δ0の計算において、図５に示すように、欠陥４Ａ又は欠陥４Ｂを想定する。欠陥４Ａは、溶接金属３Ａと溶接金属３Ｂとの接点近傍における、母材２Ｄと溶接金属３Ｂとのフュージョンラインに位置する欠陥である。欠陥４Ｂは、溶接金属３Ａから離れた（周溶接の影響を無視できる）位置における、母材２Ｄと溶接金属３Ｂとのフュージョンラインに位置する欠陥である。欠陥４Ａ及び欠陥４Ｂの形状は、図６に示すような、鋼板表面における長さ（長軸）が２ｃであり、深さ（短軸半径）がａの半楕円状の表面き裂とする。計算の前提は以下の通りである。欠陥４Ａ、及び欠陥４Ｂの位置は、Ｔｙｐｅ ＣのＬＮＧタンクの使用において、比較的大きな熱応力が生じやすい位置である。
板厚ｔ：２５ｍｍ又は４０ｍｍ
欠陥：長軸２ｃ＝１．５ｔ、短軸半径ａ＝０．５ｔ、ｔは板厚である。
評価温度（－１６５℃）での母材の降伏応力σｙ：８５３ＭＰａ
ヤング率Ｅ：２０６ＧＰａ
ポアソン比ν：０．３
溶接施工誤差(角変形Ｗ＋目違いＨ）；
欠陥Ａ（板厚２５ｍｍの場合及び４０ｍｍの場合）：Ｗ＋Ｈ＝３ｍｍ
欠陥Ｂ（板厚２５ｍｍの場合）：Ｗ＋Ｈ＝１０ｍｍ
欠陥Ｂ（板厚４０ｍｍの場合）：Ｗ＋Ｈ＝１２ｍｍ
評価温度での母材の降伏応力σｙの値８５３ＭＰａは、７％Ｎｉ鋼を想定して設定される値である。
板厚ｔ：２５ｍｍ又は４０ｍｍ
欠陥：長軸２ｃ＝１．５ｔ、短軸半径ａ＝０．５ｔ、ｔは板厚である。
評価温度（－１６５℃）での母材の降伏応力σｙ：８５３ＭＰａ
ヤング率Ｅ：２０６ＧＰａ
ポアソン比ν：０．３
溶接施工誤差(角変形Ｗ＋目違いＨ）；
欠陥Ａ（板厚２５ｍｍの場合及び４０ｍｍの場合）：Ｗ＋Ｈ＝３ｍｍ
欠陥Ｂ（板厚２５ｍｍの場合）：Ｗ＋Ｈ＝１０ｍｍ
欠陥Ｂ（板厚４０ｍｍの場合）：Ｗ＋Ｈ＝１２ｍｍ
評価温度での母材の降伏応力σｙの値８５３ＭＰａは、７％Ｎｉ鋼を想定して設定される値である。
角変形量Ｗは、溶接継手１Ａの屈曲量であり、図７に示すように、水平方向単位長さ（１ｍ）あたりの、母材２Ｄ、２Ｅの板厚方向中央位置の最も高い位置から溶接継手１Ａにおけるき裂までの長さである。目違い量Ｈは、図７に示すように、溶接継手１Ａにおける、母材２Ｄの板厚方向中央位置と母材２Ｅの板厚方向中央位置の高さ方向のずれの大きさである。
上記を前提に表面き裂の特性き裂寸法ｃ０を次式により計算する。特性き裂寸法ｃ０は、ＷＥＳ ２８０５：２０１１における亀裂特性寸法に対応する。
特性き裂寸法ｃ０とは、各種き裂をＫ値（応力拡大係数）の等しい板厚貫通き裂に置き換えた場合のき裂の半長である。上記（１）式中、Ｆｔは形状補正係数であり、形状補正係数Ｆｔは以下の（２）式にて求められる。
上記（２）式中、Ｆ０は、下記（３）～（６）式にて求められる。
また、上記（２）式中、Φは、下記（７）式にて求められる。
次に評価ひずみεを求める。評価ひずみεは、境界力によるひずみε１、溶接残留応力によるひずみε２、及び、応力集中によるひずみε３の和として、下記（８）式により求められる。
境界力によるひずみε１は次式により求められる。
上記（９）式中、Ｅはヤング率、νはポアソン比、σ１は境界力による応力である。境界力による応力σ１は、７％Ｎｉ鋼の許容応力２３０ＭＰａに上記のＦＥＭ解析で求めた熱応力を加えた値とする。欠陥４Ａには、周溶接による溶接線方向の熱応力が作用するため、図４に示す溶接線方向応力σxを加える。欠陥４Ｂの場合は、シーム溶接による溶接線直角方向の熱応力が作用するため、図４に示す溶接線直角方向応力σyを加える。
溶接残留応力によるひずみε２は、鋼板（母材）の降伏ひずみεY（＝σY×（１－ν2）／Ｅ）と、係数αRとを用いて下記（１０）式により求められる。
上記（１０）式中の係数αRは、き裂の種類、及び溶接線とき裂の方向との関係により与えられる値である。欠陥４Ａでは係数αR＝０．６であり、欠陥４Ｂでは係数αR＝０．３６である。これらの値は、ＷＥＳ ２８０５：２０１１の表９．１に記載された値である。
上記（８）式中のひずみ集中によるひずみε3は、平均的ひずみ集中係数Ｋεと、境界力による歪みε1とにより、下記（１１）式で表され、平均的ひずみ集中係数Ｋεは、下記（１２）～（１５）式により求められる。
上記（１２）式中のＫtは平均的弾性応力集中係数であり、σnetはき裂寸法を除いた実断面に対する応力である。本実施形態では、欠陥は部材寸法に比べ十分小さいと見做せるため、σnet＝σ1とする。したがって、上記（１５）式において、λ＝１となる。
目違いと角変形を有する突合せ溶接継手の平均的弾性応力集中係数Ｋtは、下記（１６）式により求めることができる。
以上より求められた特性き裂寸法ｃ０及び評価ひずみεを用いて、必要ＣＴＯＤ値δ0は下記（１７）式で表される。
このようにして、溶接継手に欠陥を想定し、熱応力の影響を加味して、Ｔｙｐｅ ＣのＬＮＧタンクの運用中に低温液化ガスタンクが脆性破壊しないための必要ＣＴＯＤ値δ0が算出される。したがって、必要ＣＴＯＤ値δ0は、上記（１７）式で算出されればよい。
図８、９に、上記（１７）から算出された必要ＣＴＯＤ値δ0を示す。図８は、船舶用ＬＮＧタンク独立型ＴｙｐｅＣにおいて板厚が２５ｍｍの場合の、欠陥位置ごとの線膨張係数比Ｔｗ／Ｔｂと必要ＣＴＯＤ値δ0との関係を示すグラフである。図９は、船舶用ＬＮＧタンク独立型ＴｙｐｅＣにおいて板厚が４０ｍｍの場合の、欠陥位置ごとの線膨張係数比Ｔｗ／Ｔｂと必要ＣＴＯＤ値δ0との関係を示すグラフである。図８、９に示すように、欠陥４Ａの方が欠陥４Ｂよりも必要ＣＴＯＤ値δ0が大きい。そのため、欠陥４Ａの必要ＣＴＯＤ値δ0を満足する母材と溶接金属の組み合わせを選定することで、溶接部からの脆性破壊を防止することが可能となる。したがって、板厚が２５ｍｍの場合、図８における欠陥４Ａについての近似式を用い、ＣＴＯＤ値δが下記（１８）式を満足することで、溶接部からの脆性破壊を防止することが可能となる。また、板厚が４０ｍｍの場合、図９における欠陥４Ａについての近似式を用い、ＣＴＯＤ値δが下記（１９）式を満足することで、溶接部からの脆性破壊を防止することが可能となる。
（地上式ＬＮＧタンクの溶接継手の必要ＣＴＯＤ値δ0）
次に、図１０～１４を参照して、地上式ＬＮＧタンクにおける突合せ溶接部（溶接継手）に要求される必要ＣＴＯＤ値δ0の計算例を説明する。図１０は、地上式ＬＮＧタンクの一例を示す模式図である。図１０に示すように、地上式ＬＮＧタンクは地上に配された円筒状のタンクであり、上方が覆われて構成されたタンクである。地上式ＬＮＧタンクの内槽材は、溶接継手１Ｂを有している。溶接継手１Ｂでは、母材２Ｆと母材２Ｇ、母材２Ｇと母材２Ｈ、母材２Ｈと母材２Ｇが突合せ溶接されている。母材２Ｆと母材２Ｇ、及び、母材２Ｆと母材２Ｈは、それぞれ、サブマージアーク溶接により周溶接されて溶接金属３Ｃが形成されている。母材２Ｇと母材２Ｈは、シールドメタルアーク溶接又はガスタングステンアーク溶接により、鉛直方向に溶接されて溶接金属３Ｄが形成されている。
次に、図１０～１４を参照して、地上式ＬＮＧタンクにおける突合せ溶接部（溶接継手）に要求される必要ＣＴＯＤ値δ0の計算例を説明する。図１０は、地上式ＬＮＧタンクの一例を示す模式図である。図１０に示すように、地上式ＬＮＧタンクは地上に配された円筒状のタンクであり、上方が覆われて構成されたタンクである。地上式ＬＮＧタンクの内槽材は、溶接継手１Ｂを有している。溶接継手１Ｂでは、母材２Ｆと母材２Ｇ、母材２Ｇと母材２Ｈ、母材２Ｈと母材２Ｇが突合せ溶接されている。母材２Ｆと母材２Ｇ、及び、母材２Ｆと母材２Ｈは、それぞれ、サブマージアーク溶接により周溶接されて溶接金属３Ｃが形成されている。母材２Ｇと母材２Ｈは、シールドメタルアーク溶接又はガスタングステンアーク溶接により、鉛直方向に溶接されて溶接金属３Ｄが形成されている。
ＷＥＳ２８０５－２０１１に基づく必要ＣＴＯＤ値δ0の計算において、図１１に示すように、欠陥４Ｃ又は欠陥４Ｄを想定した。欠陥４Ｃは、溶接金属３Ｃと溶接金属３Ｄとの接点近傍における、母材２Ｇと溶接金属３Ｄとのフュージョンラインに位置する欠陥である。欠陥４Ｄは、母材２Ｇと溶接金属３Ｄとのフュージョンラインにおいて、溶接金属３Ｃから離れた（周溶接の影響を無視できる）位置に配された欠陥である。欠陥４Ｃ及び欠陥４Ｄの形状は、図１２に示すような、鋼板表面における長さ（長軸）が２ｃ（＝１．５ｔ）であり、深さ（短軸半径）がａ（＝０．２５ｔ）の半楕円状の表面き裂とする。計算の前提は以下の通りである。
板厚ｔ：２５ｍｍ又は５０ｍｍ
欠陥：長軸２ｃ＝１．５ｔ、短軸半径ａ＝０．２５ｔ、ｔは板厚である。
評価温度（－１６５℃）での母材の降伏応力σｙ：８５３ＭＰａ
ヤング率Ｅ：２０６ＧＰａ
ポアソン比ν：０．３
溶接施工誤差(角変形Ｗ＋目違いＨ）；
欠陥４Ｃ（板厚２５ｍｍの場合及び５０ｍｍの場合）：Ｗ＝３ｍｍ、Ｈ＝０ｍｍ
欠陥４Ｄ（板厚２５ｍｍの場合）：Ｗ＝１０ｍｍ、Ｈ＝０ｍｍ
欠陥４Ｄ（板厚５０ｍｍの場合）：Ｗ＝１２ｍｍ、Ｈ＝０ｍｍ
評価温度での母材の降伏応力σｙの値８５３ＭＰａは、７％Ｎｉ鋼を想定して設定される値である。
板厚ｔ：２５ｍｍ又は５０ｍｍ
欠陥：長軸２ｃ＝１．５ｔ、短軸半径ａ＝０．２５ｔ、ｔは板厚である。
評価温度（－１６５℃）での母材の降伏応力σｙ：８５３ＭＰａ
ヤング率Ｅ：２０６ＧＰａ
ポアソン比ν：０．３
溶接施工誤差(角変形Ｗ＋目違いＨ）；
欠陥４Ｃ（板厚２５ｍｍの場合及び５０ｍｍの場合）：Ｗ＝３ｍｍ、Ｈ＝０ｍｍ
欠陥４Ｄ（板厚２５ｍｍの場合）：Ｗ＝１０ｍｍ、Ｈ＝０ｍｍ
欠陥４Ｄ（板厚５０ｍｍの場合）：Ｗ＝１２ｍｍ、Ｈ＝０ｍｍ
評価温度での母材の降伏応力σｙの値８５３ＭＰａは、７％Ｎｉ鋼を想定して設定される値である。
特性き裂寸法ｃ０は上記（１）～（７）式により算定される。評価ひずみεは上記（８）式により算定される。上記（８）式中、境界力によるひずみε1は上記（９）式により算定される。境界力による応力σ１は、非特許文献１を参考に、レベル２地震動に対する評価部の引張応力σt＝３５２．５ＭＰａ、曲げ応力σb＝５１ＭＰａを用いて下記（２０）～（２３）式により算定される。下記（２０）式中、Ｈｔは１とした。下記（２１）～（２３）式中、ａは欠陥の深さであり、ｔは板厚であり、ｃは板表面における欠陥の半長である。
（８）式中の溶接残留応力によるひずみε２は、下記（２４）式により求められる。
上記（２４）式中、σRは残留応力であり、欠陥４ＣではσR＝２８０ＭＰａとし、欠陥４ＤではσR＝１６８ＭＰａとする。
上記（８）式中の応力集中によるひずみε3は、上記（１１）～（１６）式により求められる。そして、上記（１７）式より、ＬＮＧタンクにおける溶接継手１Ｂの必要ＣＴＯＤ値δ0が求められる。
このようにして、溶接継手に欠陥を想定し、熱応力の影響を加味して、地上式ＬＮＧタンクの運用中に低温液化ガスタンクが脆性破壊しないための必要ＣＴＯＤ値δ0が算出される。
図１３、１４に、上記（１７）から算出された必要ＣＴＯＤ値δ0を示す。図１３は、地上式ＬＮＧタンクにおいて板厚が２５ｍｍの場合の、欠陥位置ごとの線膨張係数比Ｔｗ／Ｔｂと必要ＣＴＯＤ値δ0との関係を示すグラフである。図１４は、地上式ＬＮＧタンクにおいて板厚が５０ｍｍの場合の、欠陥位置ごとの線膨張係数比Ｔｗ／Ｔｂと必要ＣＴＯＤ値δ0との関係を示すグラフである。図１３、１４に示すように、欠陥４Ｃの方が欠陥４Ｄよりも必要ＣＴＯＤ値δ0が大きいため、欠陥４Ｄの必要ＣＴＯＤ値δ0を満足する母材と溶接金属の組み合わせを選定することで、溶接部からの脆性破壊を防止することが可能となる。したがって、板厚が２５ｍｍの場合、図１３における欠陥４Ｄについての近似式を用い、ＣＴＯＤ値δが下記（２５）式を満足することで、溶接部からの脆性破壊を防止することが可能となる。また、板厚が５０ｍｍの場合、図１４における欠陥４Ｄについての近似式を用い、ＣＴＯＤ値δが下記（２６）式を満足することで、溶接部からの脆性破壊を防止することが可能となる。
［ＣＴＯＤ値測定工程］
本工程では、低温液化ガスタンクの使用温度における溶接継手の熱影響部のＣＴＯＤ値を測定する。ＣＴＯＤ試験は、ＩＳＯ１５６５３－２０１８に準拠して行う。具体的には、試験片の板厚がタンクの板厚ｔ、試験片の幅がｔ～２ｔの３点曲げ試験片を使用することができる。切欠きをフュージョンライン及びフュージョンラインから母材側に１、３、５ｍｍの位置に導入した試験片をそれぞれ３本ずつ準備する。試験片を低温液化ガスタンクの使用温度に冷却し、ＣＴＯＤ試験を実施する。測定された１２個のＣＴＯＤ値のうちの最小値を溶接継手の熱影響部のＣＴＯＤ値とする。
本工程では、低温液化ガスタンクの使用温度における溶接継手の熱影響部のＣＴＯＤ値を測定する。ＣＴＯＤ試験は、ＩＳＯ１５６５３－２０１８に準拠して行う。具体的には、試験片の板厚がタンクの板厚ｔ、試験片の幅がｔ～２ｔの３点曲げ試験片を使用することができる。切欠きをフュージョンライン及びフュージョンラインから母材側に１、３、５ｍｍの位置に導入した試験片をそれぞれ３本ずつ準備する。試験片を低温液化ガスタンクの使用温度に冷却し、ＣＴＯＤ試験を実施する。測定された１２個のＣＴＯＤ値のうちの最小値を溶接継手の熱影響部のＣＴＯＤ値とする。
［溶接工程］
本工程では、熱影響部のＣＴＯＤ値δが必要ＣＴＯＤ値δ0以上であることが確認された厚鋼板を母材として使用して、母材を溶接する。例えば、ＣＴＯＤ値δが上記（１８）式、（１９）式、（２５）式、又は（２６）式を満足する厚鋼板を母材として使用する。
本工程では、熱影響部のＣＴＯＤ値δが必要ＣＴＯＤ値δ0以上であることが確認された厚鋼板を母材として使用して、母材を溶接する。例えば、ＣＴＯＤ値δが上記（１８）式、（１９）式、（２５）式、又は（２６）式を満足する厚鋼板を母材として使用する。
溶接材料は、上述した線膨張係数を考慮して選択される。例えば、線膨張係数比Ｔｗ／Ｔｂが１超、２．２未満となるように溶接材料が選択される。溶接材料は、例えば、Ｎｉ基合金や、鋼等である。溶接材料は、好ましくは、質量％で、Ｍｎ：５．０～２０．０％、Ｎｉ：５．０～３０．０％、並びに、残部：Ｆｅ、任意元素、及び不純物を含有する。Ｍｎ：５．０～１５．０％、Ｎｉ：５．０～２０．０％、並びに、残部：Ｆｅ、任意元素、及び不純物を含有する溶接材料であれば、製造コストをより一層低減することができる。
溶接方法は特段制限されず、低温液化ガスタンクの内槽に使用される溶接継手の溶接方法が適宜採用されればよい。例えば、フラックス入りワイヤを用いたガスシールドアーク溶接、ソリッドワイヤ及びフラックスを用いたサブマージアーク溶接が採用される。この他、被覆アーク溶接、簡易エレクトロガスアーク溶接、エレクトロスラグ溶接、ＴＩＧ溶接、ソリッドワイヤを用いたガスシールド溶接が採用される場合がある。
フラックス入りワイヤは、鋼帯をＵ型に成形したオープン管の内部に、開口部を通じてフラックスを供給した後、開口部を突合せ溶接し、伸線して製造される。伸線の途中に熱処理が施される場合がある。ソリッドワイヤは、溶解後、鍛造、圧延によって棒状に加工された鋼を伸線して製造される。
フラックス入りワイヤは、鋼帯をＵ型に成形したオープン管の内部に、開口部を通じてフラックスを供給した後、開口部を突合せ溶接し、伸線して製造される。伸線の途中に熱処理が施される場合がある。ソリッドワイヤは、溶解後、鍛造、圧延によって棒状に加工された鋼を伸線して製造される。
ここまで、本実施形態に係る溶接継手の製造方法を説明した。本実施形態によれば、熱影響部のＣＴＯＤ値δが低温液化ガスタンクの運用中に低温液化ガスタンクが脆性破壊しないための必要ＣＴＯＤ値δ0以上である母材を使用するため、脆性破壊を防止することができる。また、母材の線膨張係数よりも大きい線膨張係数を有する溶接金属は、母材の線膨張係数よりも小さい線膨張係数を有する溶接金属よりも、高価な元素の含有量が少ない。そのため、溶接継手をより低コストで製造することができる。
＜溶接継手＞
本発明の一実施形態に係る溶接継手は、母材と溶接金属とを備え、溶接金属の線膨張係数が母材の線膨張係数よりも大きく、低温液化ガスタンクの内槽に使用される溶接継手であって、低温液化ガスタンクの使用温度におけるＣＴＯＤ値が、溶接金属の線膨張係数と母材の線膨張係数との差に起因して生じる熱応力の影響を加味した必要ＣＴＯＤ値以上である。
本発明の一実施形態に係る溶接継手は、母材と溶接金属とを備え、溶接金属の線膨張係数が母材の線膨張係数よりも大きく、低温液化ガスタンクの内槽に使用される溶接継手であって、低温液化ガスタンクの使用温度におけるＣＴＯＤ値が、溶接金属の線膨張係数と母材の線膨張係数との差に起因して生じる熱応力の影響を加味した必要ＣＴＯＤ値以上である。
［母材］
母材には、低温液化ガスタンクの使用温度におけるＣＴＯＤ値が、溶接金属の線膨張係数と母材の線膨張係数との差に起因して生じる熱応力の影響を加味した必要ＣＴＯＤ値以上となる材料が使用される。母材がＭｎを０．１～５．０質量％、Ｎｉを６．０～１６．０質量％含有することで、極低温での強度をより一層高めることができる。したがって、母材は、Ｍｎを０．１～５．０質量％、Ｎｉを６．０～１６．０質量％含有することが好ましい。母材のＭｎ含有量は、より好ましくは０．３質量％以上、０．４質量％以上、又は、０．５質量％以上である。また、母材のＭｎ含有量は、より好ましくは３．０質量％以下、２．０質量％以下、又は、１．５質量％以下である。母材のＮｉ含有量は、より好ましくは７質量％以上である。また、母材のＮｉ含有量は、より好ましくは１０質量％以下である。母材の化学成分の残部は、Ｆｅ、任意元素、及び不純物である。
母材には、低温液化ガスタンクの使用温度におけるＣＴＯＤ値が、溶接金属の線膨張係数と母材の線膨張係数との差に起因して生じる熱応力の影響を加味した必要ＣＴＯＤ値以上となる材料が使用される。母材がＭｎを０．１～５．０質量％、Ｎｉを６．０～１６．０質量％含有することで、極低温での強度をより一層高めることができる。したがって、母材は、Ｍｎを０．１～５．０質量％、Ｎｉを６．０～１６．０質量％含有することが好ましい。母材のＭｎ含有量は、より好ましくは０．３質量％以上、０．４質量％以上、又は、０．５質量％以上である。また、母材のＭｎ含有量は、より好ましくは３．０質量％以下、２．０質量％以下、又は、１．５質量％以下である。母材のＮｉ含有量は、より好ましくは７質量％以上である。また、母材のＮｉ含有量は、より好ましくは１０質量％以下である。母材の化学成分の残部は、Ｆｅ、任意元素、及び不純物である。
任意元素としては、Ｃ、Ｓｉ、Ｃｕ、Ｃｒ、Ｍｏ、Ｗ、Ｃｏ、Ｂ、Ｎｂ、Ｖ、Ｔｉ、Ｚｒ、Ｎ、Ａｌ、Ｃａ、ＲＥＭ、Ｍｇ、Ｓｎ、Ｔｅ、Ｓｅ等が挙げられる。Ｃ、Ｓｉ、Ｃｕ、Ｃｒ、Ｍｏ、Ｗ、Ｃｏ、Ｂ、Ｎｂ、Ｖ、Ｔｉ、Ｚｒ、Ｎは強度を高める元素である。Ａｌ、Ｃａ、ＲＥＭ、Ｍｇは脱酸や介在物の形態制御に使用される元素である。Ｓｎ、Ｔｅ、Ｓｅは耐食性を高める元素である。各含有量については、例えば、質量％で、Ｃ：０．０８％以下、Ｓｉ：０．５％以下、Ｃｕ：１％以下、Ｃｒ：１％以下、Ｍｏ：１％以下、Ｎｂ：０．１％以下、Ｖ：０．１％以下、Ｃｏ：１％以下、Ｓｎ：、Ｗ：、Ｍｇ：、Ａｌ：０．１％以下、Ｃａ：０．０１％以下、Ｔｉ：０．１％以下、Ｂ：０．０１％以下、ＲＥＭ：０．０１％以下、Ｚｒ：０．０１％以下、Ｎ：０．０１％以下、Ｔｅ：０．１％以下、Ｓｅ：０．１％以下であればよい。任意元素は、含まれなくてもよいため、各含有量の下限値は０％である。
不純物としては、Ｐ、Ｓ、Ｏ、その他、スクラップ等から混入する可能性があるＳｂ、Ａｓ、Ｚｎ等が挙げられる。Ｐの含有量は０．０５質量％以下、その他の不純物の各含有量は、０．０１質量％以下であればよい。
母材の製造には、例えば、鋼の溶製及び連続鋳造によって製造された鋼片が使用される。母材は、例えば、鋼片に熱間圧延及び熱処理が施されて製造される。熱間圧延後、水冷などの加速冷却が行われる場合がある。
母材の厚さは、例えば、６～５０ｍｍである。船舶用のタンクの場合は、２５ｍｍ以下、又は、２５ｍｍ超、４０ｍｍ以下であってよい。地上式のタンクの場合は、２５ｍｍ以下、又は、２５ｍｍ超、５０ｍｍ以下であってよい。板厚はタンクのサイズや部位によって異なり、一般的に大型タンクの場合は２５ｍｍ超、５０ｍｍ以下の厚手材が主に使用され、小型タンクの場合は２５ｍｍ以下の薄手材が主に使用される。したがって、母材の厚さは、５０ｍｍ以下、４０ｍｍ以下、又は２５ｍｍ以下であってよい。また、母材の厚さは、６ｍｍ以上、１０ｍｍ以上、１５ｍｍ以上、又は２５ｍｍ超であってよい。
母材の厚さは、例えば、６～５０ｍｍである。船舶用のタンクの場合は、２５ｍｍ以下、又は、２５ｍｍ超、４０ｍｍ以下であってよい。地上式のタンクの場合は、２５ｍｍ以下、又は、２５ｍｍ超、５０ｍｍ以下であってよい。板厚はタンクのサイズや部位によって異なり、一般的に大型タンクの場合は２５ｍｍ超、５０ｍｍ以下の厚手材が主に使用され、小型タンクの場合は２５ｍｍ以下の薄手材が主に使用される。したがって、母材の厚さは、５０ｍｍ以下、４０ｍｍ以下、又は２５ｍｍ以下であってよい。また、母材の厚さは、６ｍｍ以上、１０ｍｍ以上、１５ｍｍ以上、又は２５ｍｍ超であってよい。
［溶接金属］
溶接金属は、好ましくは、質量％で、Ｍｎ：５．０～２０．０％、Ｎｉ：５．０～３０．０％、並びに、残部：Ｆｅ、任意元素、及び不純物を含有する。Ｍｎ：５．０～２０．０％、Ｎｉ：５．０～３０．０％を含有する溶接材料であれば、製造コストをより一層低減することができる。溶接金属は、より好ましくは、Ｍｎ：５．０～１５．０％、及び、Ｎｉ：５．０～２０．０％を含有する。
溶接金属は、好ましくは、質量％で、Ｍｎ：５．０～２０．０％、Ｎｉ：５．０～３０．０％、並びに、残部：Ｆｅ、任意元素、及び不純物を含有する。Ｍｎ：５．０～２０．０％、Ｎｉ：５．０～３０．０％を含有する溶接材料であれば、製造コストをより一層低減することができる。溶接金属は、より好ましくは、Ｍｎ：５．０～１５．０％、及び、Ｎｉ：５．０～２０．０％を含有する。
任意元素としては、Ｃ、Ｍｏ、Ｗ、Ｎｂ、Ｖ、Ｃｏ、Ｃｕ、Ｃｒ、Ｂ、Ｎ、Ｐｂ、Ｓｎ、Ｓｉ、Ａｌ、Ｔｉ、Ｍｇ、Ｃａ、ＲＥＭ、Ｚｒ等が挙げられる。Ｃ、Ｍｏ、Ｗ、Ｎｂ、Ｖ、Ｃｏは強度を高める元素である。Ｃｕ、Ｃｒ、Ｂ、Ｎはオーステナイトの安定性を高める元素である。Ｐｂは切削性を高める元素である。Ｓｎは耐食性を高める元素である。Ｓｉ、Ａｌ、Ｔｉ、Ｍｇ、Ｃａは脱酸や介在物の形態制御に使用される元素である。ＲＥＭ、Ｚｒは溶接作業性を高める元素である。各含有量については、例えば、質量％で、Ｃ：１％以下、Ｍｏ：２２％以下、Ｗ：２０％以下、Ｎｂ：３％以下、Ｖ：１％以下、Ｃｏ：１％以下、Ｃｕ：５％以下、Ｃｒ：２０％以下、Ｂ：０．５％以下、Ｎ：０．５％以下、Ｐｂ：１％以下、Ｓｎ：１％以下、Ｓｉ：０．７５％以下、Ａｌ：０．１％以下、Ｔｉ：０．１％以下、Ｍｇ：５％以下、Ｃａ：５％以下、ＲＥＭ：０．５％以下、Ｚｒ：０．５％以下であればよい。任意元素は、含まれなくてもよいため、各含有量の下限値は０％である。
不純物としては、Ｐ、Ｓ、Ｏ等が挙げられる。各含有量は、Ｐ：０．０５質量％以下、Ｓ：０．０５質量％以下、Ｏ：０．１５質量％以下であればよい。
本実施形態に係る溶接継手において、線膨張係数比Ｔｗ／Ｔｂは、１超、２．２未満であることが好ましい。線膨張係数比Ｔｗ／Ｔｂが１に近い程、生じる熱応力は小さくなるが、この場合の溶接継手は、Ｎｉを多量に含有する。Ｎｉ含有量を低減し、溶接継手の製造コストを低減するために、線膨張係数比Ｔｗ／Ｔｂは１．２以上であることがより好ましく、１．３以上であることがさらに好ましい。一方、線膨張係数比Ｔｗ／Ｔｂが大きすぎると、熱応力が大きくなり、必要ＣＴＯＤ値δ0が増大するため、熱影響部の靭性を確保するために母材にＮｉを多量に添加する等が必要となり、結果として溶接継手の製造コストが増加する。また、線膨張係数比Ｔｗ／Ｔｂが２．２未満であれば、溶接部からの脆性破壊を十分に抑制することができる。そのため、線膨張係数比Ｔｗ／Ｔｂは、好ましくは２．２未満であり、より好ましくは２．０以下、さらに好ましくは１．６以下である。母材が９％Ｎｉ鋼（線膨張係数は９．２×１０－６）であり、溶接材料が１３Ｍｎ％－１３Ｎｉ％（線膨張係数は１２．５×１０－６）である場合、線膨張係数比Ｔｗ／Ｔｂは１．４となる。
本実施形態に係る溶接継手は、上述した溶接継手の製造方法により製造することができる。
ここまで、本実施形態に係る溶接継手を説明した。本実施形態によれば、溶接継手の母材において、熱影響部のＣＴＯＤ値δが、低温液化ガスタンクの運用中に低温液化ガスタンクが脆性破壊しないための必要ＣＴＯＤ値δ0以上であるため、脆性破壊を防止することができる。例えば、低温液化ガスタンクの使用温度におけるＣＴＯＤ値は、上記（１７）式で計算される必要ＣＴＯＤ値δ0以上であればよい。また、母材の線膨張係数よりも大きい線膨張係数を有する溶接金属は、母材の線膨張係数よりも小さい線膨張係数を有する溶接金属よりも、高価な元素の含有量が少ない。そのため、本実施形態に係る溶接継手は、従来のＮｉ基溶接材料が使用された溶接継手よりも安価である。
＜低温液化ガスタンクの設計方法＞
上述した、溶接継手の設計方法は、低温液化ガスタンクの設計に適用することができる。したがって、本発明の一実施形態として、低温液化ガスタンクの設計方法があり、当該低温液化ガスタンクの設計方法は、母材と溶接金属とで構成される突合せ溶接部を内槽に有する低温液化ガスタンクの設計方法であって、低温液化ガスタンクの使用温度において、溶接金属の線膨張係数と母材の線膨張係数との差に起因して突合せ溶接部に生じる熱応力を求める熱応力算出工程と、突合せ溶接部に欠陥を想定し、熱応力の影響を加味して、低温液化ガスタンクの運用中に低温液化ガスタンクが脆性破壊しないための必要ＣＴＯＤ値を求める必要ＣＴＯＤ値算出工程と、熱影響部のＣＴＯＤ値が必要ＣＴＯＤ値以上となるように母材を選択する母材選択工程と、を含む。
上述した、溶接継手の設計方法は、低温液化ガスタンクの設計に適用することができる。したがって、本発明の一実施形態として、低温液化ガスタンクの設計方法があり、当該低温液化ガスタンクの設計方法は、母材と溶接金属とで構成される突合せ溶接部を内槽に有する低温液化ガスタンクの設計方法であって、低温液化ガスタンクの使用温度において、溶接金属の線膨張係数と母材の線膨張係数との差に起因して突合せ溶接部に生じる熱応力を求める熱応力算出工程と、突合せ溶接部に欠陥を想定し、熱応力の影響を加味して、低温液化ガスタンクの運用中に低温液化ガスタンクが脆性破壊しないための必要ＣＴＯＤ値を求める必要ＣＴＯＤ値算出工程と、熱影響部のＣＴＯＤ値が必要ＣＴＯＤ値以上となるように母材を選択する母材選択工程と、を含む。
＜低温液化ガスタンク＞
上述した、溶接継手は、低温液化ガスタンクの内槽に適用することができる。したがって、本発明の一実施形態として、低温液化ガスタンクがあり、当該低温液化ガスタンクは、母材と溶接金属とで構成される突合せ溶接部を内槽に有する低温液化ガスタンクであって、低温液化ガスタンクの使用温度における突合せ溶接部のＣＴＯＤ値が、溶接金属の線膨張係数と母材の線膨張係数との差に起因して突合せ溶接部に生じる熱応力の影響を加味した必要ＣＴＯＤ値以上である。本実施形態に係る低温液化ガスタンクは、ＬＮＧタンクであってもよい。
上述した、溶接継手は、低温液化ガスタンクの内槽に適用することができる。したがって、本発明の一実施形態として、低温液化ガスタンクがあり、当該低温液化ガスタンクは、母材と溶接金属とで構成される突合せ溶接部を内槽に有する低温液化ガスタンクであって、低温液化ガスタンクの使用温度における突合せ溶接部のＣＴＯＤ値が、溶接金属の線膨張係数と母材の線膨張係数との差に起因して突合せ溶接部に生じる熱応力の影響を加味した必要ＣＴＯＤ値以上である。本実施形態に係る低温液化ガスタンクは、ＬＮＧタンクであってもよい。
低温液化ガスタンクが船舶用のＬＮＧタンクであり、内槽材の板厚が２５ｍｍ以下である場合、当該内槽材の突合せ溶接部の－１６５℃におけるＣＴＯＤ値δが上記（１８）式、及び下記（２７）式を満足することが好ましい。
低温液化ガスタンクが船舶用のＬＮＧタンクであり、内槽材の板厚が２５ｍｍ超４０ｍｍ以下である場合、当該内槽材の突合せ溶接部の－１６５℃におけるＣＴＯＤ値δが上記（１９）式、及び上記（２７）式を満足することが好ましい。
低温液化ガスタンクが地上式のＬＮＧタンクであり、内槽材の板厚が２５ｍｍ以下である場合、当該内槽材の突合せ溶接部の－１６５℃におけるＣＴＯＤ値δが上記（２５）式、及び上記（２７）式を満足することが好ましい。
低温液化ガスタンクが地上式のＬＮＧタンクであり、内槽材の板厚が２５ｍｍ超５０ｍｍ以下である場合、当該内槽材の突合せ溶接部の－１６５℃におけるＣＴＯＤ値δが上記（２６）式、及び上記（２７）式を満足することが好ましい。
以上、本発明の一実施形態に基づき、本発明を説明したが、本発明はこれに限定されない。上記はあくまでも例示であり、本発明の特許請求の範囲に記載された技術的思想と実質的に同一な構成を有し、同様な作用効果を奏するものは、いかなるものであっても本発明の技術的範囲に包含される。
例えば、低温液化ガスタンクは、ＬＮＧタンクに限られず、ＬＮＧ以外の低温液化ガスを貯蔵するガスタンクであってよい。低温液化ガスタンクは、例えば、液化水素を貯蔵する液化水素貯蔵タンクであってもよい。低温液化ガスタンクが液化水素貯蔵タンクである場合であっても、上述したとおり、突合せ溶接部の一部又は全部の使用温度における単位ｍｍでのＣＴＯＤ値δが、溶接金属の線膨張係数母材の線膨張係数との差に起因して突合せ溶接部に生じる熱応力の影響を加味した必要ＣＴＯＤ値δ0以上であればよい。例えば、低温液化ガスタンクの使用温度におけるＣＴＯＤ値が、上記（１７）式で計算される必要ＣＴＯＤ値δ0以上であればよい。これにより、液化水素貯蔵タンクにおいても、低コストであり、線膨張係数の大きい溶接材料を使用した場合であっても、溶接部からの脆性破壊を抑制することができる。
また、例えば、上述した溶接継手の製造方法における熱応力算出工程では、ＦＥＭ解析により、低温液化ガスタンクの使用温度において、溶接金属の線膨張係数と母材の線膨張係数との差に起因して溶接継手に生じる熱応力を算出した。しかしながら、当該熱応力の算出は、ＦＥＭ解析以外の方法で行われてもよい。
また、母材の線膨張係数及び溶接金属の線膨張係数は、それぞれの化学成分によって決まる値であり、公知の文献に記載された線膨張係数の値を採用してもよく、実験によって測定してもよい。
また、上述した溶接継手の製造方法における必要ＣＴＯＤ値算出工程で想定する欠陥の位置は、ＦＥＭによる熱応力解析等で、比較的大きな熱応力が生じる位置を予め解析し、その結果を基に定められればよい。
船舶用ＬＮＧタンク独立型Ｔｙｐｅ Ｃにおける溶接継手の母材が７％Ｎｉ鋼（線膨張係数Ｔｂは９．２×１０－６［１／℃］）であり、溶接材料が１３Ｍｎ％－１３Ｎｉ％（線膨張係数Ｔｗは１２．５×１０－６［１／℃］）である場合を想定した。この場合の線膨張係数比Ｔｗ／Ｔｂは１．４となった。図５に示すように、欠陥４Ａ又は欠陥４Ｂを想定した。欠陥４Ａ及び欠陥４Ｂの形状は、図６に示すような、鋼板表面における長さ（長軸）が２ｃであり、深さ（短軸半径）がａの半楕円状の表面き裂とした。以下の条件を想定し、線膨張係数を考慮した場合（本発明例）と線膨張係数を考慮しない場合（従来技術）にて必要ＣＴＯＤ値を求めた。
板厚ｔ：４０ｍｍ
欠陥：長軸２ｃ＝１．５ｔ、短軸半径ａ＝０．５ｔ、ｔは板厚である。
評価温度（－１６５℃）での母材の降伏応力σｙ：８５３ＭＰａ
ヤング率Ｅ：２０６ＧＰａ
ポアソン比ν：０．３
溶接施工誤差(角変形Ｗ＋目違いＨ）；
欠陥Ａ：Ｗ＋Ｈ＝３ｍｍ
欠陥Ｂ：Ｗ＋Ｈ＝１２ｍｍ
作用応力：２３０ＭＰａ
板厚ｔ：４０ｍｍ
欠陥：長軸２ｃ＝１．５ｔ、短軸半径ａ＝０．５ｔ、ｔは板厚である。
評価温度（－１６５℃）での母材の降伏応力σｙ：８５３ＭＰａ
ヤング率Ｅ：２０６ＧＰａ
ポアソン比ν：０．３
溶接施工誤差(角変形Ｗ＋目違いＨ）；
欠陥Ａ：Ｗ＋Ｈ＝３ｍｍ
欠陥Ｂ：Ｗ＋Ｈ＝１２ｍｍ
作用応力：２３０ＭＰａ
必要ＣＴＯＤ値の計算結果を表２に示す。線膨張係数を考慮した本発明例による必要ＣＴＯＤ値は、線膨張係数を考慮しない従来技術による必要ＣＴＯＤ値に比べ３３～４１％高い値となった。すなわちＮｉ含有量が低く線膨張係数が大きい溶接材料を使用すると、母材との線膨張係数差の影響により熱応力が発生するが、従来技術はその熱応力を考慮していないため、必要ＣＴＯＤ値を過少評価することがわかった。
１、１Ａ、１Ｂ 溶接継手
２Ａ、２Ｂ、２Ｃ、２Ｄ、２Ｅ、２Ｆ、２Ｇ、２Ｈ 母材
３、３Ａ、３Ｂ、３Ｃ、３Ｄ 溶接金属
４Ａ、４Ｂ、４Ｃ、４Ｄ 欠陥
２Ａ、２Ｂ、２Ｃ、２Ｄ、２Ｅ、２Ｆ、２Ｇ、２Ｈ 母材
３、３Ａ、３Ｂ、３Ｃ、３Ｄ 溶接金属
４Ａ、４Ｂ、４Ｃ、４Ｄ 欠陥
Claims (14)
- 低温液化ガスタンクの内槽に使用され、溶接金属の線膨張係数が母材の線膨張係数よりも大きい溶接継手の製造方法であって、
前記低温液化ガスタンクの使用温度において、前記溶接金属の線膨張係数と前記母材の線膨張係数との差に起因して前記溶接継手に生じる熱応力を求める熱応力算出工程と、
前記溶接継手に欠陥を想定し、前記熱応力の影響を加味して、前記低温液化ガスタンクの運用中に前記低温液化ガスタンクが脆性破壊しないための必要ＣＴＯＤ値を求める必要ＣＴＯＤ値算出工程と、
前記低温液化ガスタンクの使用温度における前記溶接継手の熱影響部のＣＴＯＤ値を測定するＣＴＯＤ値測定工程と、
前記熱影響部の前記ＣＴＯＤ値が前記必要ＣＴＯＤ値以上であることが確認された厚鋼板を前記母材として使用して、前記母材を溶接する溶接工程と、を含む、溶接継手の製造方法。 - 母材と溶接金属とを備え、前記溶接金属の線膨張係数が前記母材の線膨張係数よりも大きく、低温液化ガスタンクの内槽に使用される溶接継手であって、
前記低温液化ガスタンクの使用温度におけるＣＴＯＤ値が、前記溶接金属の線膨張係数と前記母材の線膨張係数との差に起因して生じる熱応力の影響を加味した必要ＣＴＯＤ値以上である、溶接継手。 - 前記低温液化ガスタンクの使用温度におけるＣＴＯＤ値が、下記（１）式で計算される必要ＣＴＯＤ値δ0以上である、請求項２に記載の溶接継手。
ｃ０：特性き裂寸法
εY：母材の降伏ひずみ
ε：評価ひずみ
である。 - 母材と溶接金属とで構成される突合せ溶接部を内槽に有する低温液化ガスタンクの設計方法であって、
前記低温液化ガスタンクの使用温度において、前記溶接金属の線膨張係数と前記母材の線膨張係数との差に起因して前記突合せ溶接部に生じる熱応力を求める熱応力算出工程と、
前記突合せ溶接部に欠陥を想定し、前記熱応力の影響を加味して、前記低温液化ガスタンクの運用中に前記低温液化ガスタンクが脆性破壊しないための必要ＣＴＯＤ値を求める必要ＣＴＯＤ値算出工程と、
熱影響部のＣＴＯＤ値が前記必要ＣＴＯＤ値以上となるように前記母材を選択する母材選択工程と、を含む、低温液化ガスタンクの設計方法。 - 母材と溶接金属とで構成される突合せ溶接部を内槽に有する低温液化ガスタンクであって、
前記低温液化ガスタンクの使用温度における前記突合せ溶接部のＣＴＯＤ値が、前記溶接金属の線膨張係数と前記母材の線膨張係数との差に起因して前記突合せ溶接部に生じる熱応力の影響を加味した、下記（２）式で計算される必要ＣＴＯＤ値δ 0 以上である、低温液化ガスタンク。
ｃ ０ ：特性き裂寸法
ε Y ：母材の降伏ひずみ
ε：評価ひずみ
である。 - 前記低温液化ガスタンクが、ＬＮＧタンクである、請求項５に記載の低温液化ガスタンク。
- 前記母材が、質量％で、Ｍｎ：０．１～５．０％、及び、Ｎｉ：６．０～１６．０％を含有する、請求項５に記載の低温液化ガスタンク。
- 母材と溶接金属とで構成される突合せ溶接部を内槽に有する低温液化ガスタンクであって、
前記低温液化ガスタンクの使用温度における前記突合せ溶接部のＣＴＯＤ値が、前記溶接金属の線膨張係数と前記母材の線膨張係数との差に起因して前記突合せ溶接部に生じる熱応力の影響を加味した必要ＣＴＯＤ値以上であり、
前記低温液化ガスタンクは船舶用のＬＮＧタンクであり、
板厚が２５ｍｍ以下の内槽材の前記突合せ溶接部の－１６５℃におけるＣＴＯＤ値δが下記（３）式、及び（４）式を満足する、低温液化ガスタンク。
δ≧０．００１×（Ｔｗ／Ｔｂ）2＋０．０５７×（Ｔｗ／Ｔｂ）＋０．００３５ …（３）式
１＜Ｔｗ／Ｔｂ＜２．２ …（４）式
ただし、前記（３）式及び前記（４）式中、Ｔｗは前記溶接金属の線膨張係数［１／℃］であり、Ｔｂは前記母材の線膨張係数［１／℃］である。 - 母材と溶接金属とで構成される突合せ溶接部を内槽に有する低温液化ガスタンクであって、
前記低温液化ガスタンクの使用温度における前記突合せ溶接部のＣＴＯＤ値が、前記溶接金属の線膨張係数と前記母材の線膨張係数との差に起因して前記突合せ溶接部に生じる熱応力の影響を加味した必要ＣＴＯＤ値以上であり、
前記低温液化ガスタンクは船舶用のＬＮＧタンクであり、
板厚２５ｍｍ超４０ｍｍ以下の内槽材の前記突合せ溶接部の－１６５℃におけるＣＴＯＤ値δが下記（５）式、及び下記（６）式を満足する、低温液化ガスタンク。
δ≧０．００３８×（Ｔｗ／Ｔｂ）2＋０．０７４×（Ｔｗ／Ｔｂ）＋０．００３ …（５）式
１＜Ｔｗ／Ｔｂ＜２．２ …（６）式
ただし、前記（５）式及び前記（６）式中、Ｔｗは前記溶接金属の線膨張係数［１／℃］であり、Ｔｂは前記母材の線膨張係数［１／℃］である。 - 母材と溶接金属とで構成される突合せ溶接部を内槽に有する低温液化ガスタンクであって、
前記低温液化ガスタンクの使用温度における前記突合せ溶接部のＣＴＯＤ値が、前記溶接金属の線膨張係数と前記母材の線膨張係数との差に起因して前記突合せ溶接部に生じる熱応力の影響を加味した必要ＣＴＯＤ値以上であり、
前記低温液化ガスタンクは地上式のＬＮＧタンクであり、
板厚２５ｍｍ以下の内槽材の前記突合せ溶接部の－１６５℃におけるＣＴＯＤ値δが下記（７）式、及び（８）式を満足する、低温液化ガスタンク。
δ≧０．０１５３×（Ｔｗ／Ｔｂ）2＋０．０２７４×（Ｔｗ／Ｔｂ）＋０．０１３５ …（７）式
１＜Ｔｗ／Ｔｂ＜２．２ …（８）式
ただし、前記（７）式及び前記（８）式中、Ｔｗは前記溶接金属の線膨張係数［１／℃］であり、Ｔｂは前記母材の線膨張係数［１／℃］である。 - 母材と溶接金属とで構成される突合せ溶接部を内槽に有する低温液化ガスタンクであって、
前記低温液化ガスタンクの使用温度における前記突合せ溶接部のＣＴＯＤ値が、前記溶接金属の線膨張係数と前記母材の線膨張係数との差に起因して前記突合せ溶接部に生じる熱応力の影響を加味した必要ＣＴＯＤ値以上であり、
前記低温液化ガスタンクは地上式のＬＮＧタンクであり、
板厚２５ｍｍ超５０ｍｍ以下の内槽材の前記突合せ溶接部の－１６５℃におけるＣＴＯＤ値δが下記（９）式、及び（１０）式を満足する、低温液化ガスタンク。
δ≧０．０３×（Ｔｗ／Ｔｂ）2－０．０２４×（Ｔｗ／Ｔｂ）＋０．０６９４ …（９）式
１＜Ｔｗ／Ｔｂ＜２．２ …（１０）式
ただし、前記（９）式及び前記（１０）式中、Ｔｗは前記溶接金属の線膨張係数［１／℃］であり、Ｔｂは前記母材の線膨張係数［１／℃］である。 - 母材と溶接金属とで構成される突合せ溶接部を内槽に有する低温液化ガスタンクであって、
前記低温液化ガスタンクの使用温度における前記突合せ溶接部のＣＴＯＤ値が、前記溶接金属の線膨張係数と前記母材の線膨張係数との差に起因して前記突合せ溶接部に生じる熱応力の影響を加味した必要ＣＴＯＤ値以上であり、
前記溶接金属が、質量％で、Ｍｎ：５．０～２０．０％、及び、Ｎｉ：５．０～３０．０％を含有する、低温液化ガスタンク。 - 母材と溶接金属とで構成される突合せ溶接部を内槽に有する低温液化ガスタンクであって、
前記低温液化ガスタンクの使用温度における前記突合せ溶接部のＣＴＯＤ値が、前記溶接金属の線膨張係数と前記母材の線膨張係数との差に起因して前記突合せ溶接部に生じる熱応力の影響を加味した必要ＣＴＯＤ値以上であり、
前記母材が、質量％で、Ｍｎ：０．１～５．０％、及び、Ｎｉ：６．０～１６．０％を含有し、
前記溶接金属が、質量％で、Ｍｎ：５．０～２０．０％、及び、Ｎｉ：５．０～３０．０％を含有する、低温液化ガスタンク。 - 前記低温液化ガスタンクの使用温度における前記突合せ溶接部のＣＴＯＤ値が、下記（１１）式で計算される必要ＣＴＯＤ値δ 0 以上である、請求項８～１３のいずれか一項に記載の低温液化ガスタンク。
ｃ ０ ：特性き裂寸法
ε Y ：母材の降伏ひずみ
ε：評価ひずみ
である。
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|---|
| 萱森 陽一 ほか，ＷＥＳ２８０５における溶接継手止端部き裂のＣＴＯＤ評価に用いる応力集中とひずみの計算，溶接学会論文集，第２５巻第２号，日本，一般社団法人 溶接学会，2007年，p.394-401 |
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