TW202410999A - 熔接接頭的製造方法、熔接接頭、低溫液化氣體儲槽的設計方法、及低溫液化氣體儲槽 - Google Patents

Abstract

本發明之熔接接頭的製造方法包含下述步驟：熱應力算出步驟，其係求算在低溫液化氣體儲槽之使用溫度下，起因於熔接金屬之線膨脹係數與母材之線膨脹係數的差而在熔接接頭產生的熱應力；必需CTOD值算出步驟，其係假設熔接接頭中有缺陷，並加計熱應力之影響，來求算不讓低溫液化氣體儲槽在低溫液化氣體儲槽運用中發生脆性破壞之必需CTOD值；CTOD值測定步驟，係測定熔接接頭之熱影響部在低溫液化氣體儲槽之使用溫度下的CTOD值；及熔接步驟，係將厚鋼板作為前述母材來使用且將母材進行熔接，該厚鋼板係已確認熱影響部之CTOD值為必需CTOD值以上者。

Description

熔接接頭的製造方法、熔接接頭、低溫液化氣體儲槽的設計方法、及低溫液化氣體儲槽

本發明涉及熔接接頭的製造方法、熔接接頭、低溫液化氣體儲槽的設計方法、及低溫液化氣體儲槽。本案係依據已於2022年6月21日於日本提申之日本特願2022-099498號主張優先權，並在此援引其內容。

低溫液化氣體係在極低溫下進行處理，因此在將供儲存該低溫液化氣體之儲槽的內槽或用以移送該低溫液化氣體之配管進行冷卻時，會有產生應力(熱應力)之情形，該應力(熱應力)起因於構成所述內槽與配管之母材與熔接金屬之線膨脹係數的差。該熱應力有時會成為脆性破壞的原因。

作為減低熱應力之技術，專利文獻1揭示一種低溫液化氣體之配管結構，其特徵在於：係藉由使用譬如線膨脹係數滿足預定關係之熔接材料的熔接，來進行由沃斯田鐵系不鏽鋼所構成之配管與由恆範鋼(Invar)所構成之配管之異種材料的接合。於專利文獻1中例示一種含有55%以上之Ni的熔接材料。

先前技術文獻 專利文獻 專利文獻1：日本專利特許第4578084號公報

非專利文獻 非專利文獻1：大川等人：7%Ni-TMCP鋼之特性與應用於大型LNG儲槽之應用性，壓力技術，第57卷，第4號，p.221-230，2019

發明欲解決之課題 作為低溫液化氣體儲槽之一種的LNG(Liquefied Natural Gas；液化天然氣)儲槽，其內槽可使用例如在極低溫下之韌性優異的Ni鋼、譬如9%Ni鋼或7%Ni鋼等，且使用Ni基熔接材料來熔接Ni鋼。然而，Ni基熔接材料含有大量Ni，故價格昂貴。因此，要求熔接材料甚至LNG儲槽之低成本化。雖然可考慮減少熔接材料所含有之Ni含量作為低成本化的一個方法，但這種熔接材料會傾向其線膨脹係數變得高於LNG儲槽之母材或習知Ni基熔接材料的線膨脹係數。假設在LNG儲槽中，母材與熔接金屬之線膨脹係數的差若變大，便會產生熱應力。在習知熔接構造物之設計中並未設想所述熱應力，所述熱應力會作為脆性破壞之驅動力而附加地作用。因此，需要一種即便在使用了線膨脹係數大之熔接材料的情況下仍能防止脆性破壞之熔接接頭及熔接結構體。

本發明係有鑑於上述情況而作成者，本發明之目的在於提供熔接接頭的製造方法、熔接接頭、低溫液化氣體儲槽的設計方法、及低溫液化氣體儲槽，該熔接接頭即便在使用低成本且線膨脹係數大之熔接材料來製造會與低溫液化氣體接觸之儲槽的內槽的情況下，仍能抑制起自熔接部之脆性破壞。

用以解決課題之手段 本發明主旨如下。 [1]本發明一態樣之熔接接頭的製造方法，係製造用於低溫液化氣體儲槽之內槽、且熔接金屬之線膨脹係數大於母材之線膨脹係數之熔接接頭的方法；該製造方法包含下述步驟：熱應力算出步驟，其係求算在上述低溫液化氣體儲槽之使用溫度下，起因於上述熔接金屬之線膨脹係數與上述母材之線膨脹係數的差而在上述熔接接頭產生的熱應力；必需CTOD值算出步驟，其係假設上述熔接接頭中有缺陷，並加計上述熱應力之影響，來求算不讓上述低溫液化氣體儲槽在上述低溫液化氣體儲槽運用中發生脆性破壞之必需CTOD值；CTOD值測定步驟，其係測定上述熔接接頭之熱影響部在上述低溫液化氣體儲槽之使用溫度下的CTOD值；及熔接步驟，其係將厚鋼板作為上述母材來使用且將上述母材進行熔接，該厚鋼板係已確認上述熱影響部之上述CTOD值為上述必需CTOD值以上者。

[2]本發明另一態樣之熔接接頭，其中上述熔接金屬之線膨脹係數大於上述母材之線膨脹係數，且可用於低溫液化氣體儲槽之內槽；在上述低溫液化氣體儲槽之使用溫度下的CTOD值為已加計熱應力之影響的必需CTOD值以上，該熱應力係起因於上述熔接金屬之線膨脹係數與上述母材之線膨脹係數的差而產生。 [3]如上述[2]之熔接接頭中，在上述低溫液化氣體儲槽之使用溫度下的CTOD值亦可為下述(1)式所計算之必需CTOD值δ ₀以上； [數學式1] ； 上述(1)式中， c ₀：特性龜裂尺寸； ε _Y：母材之降伏應變； ε：評估應變。

[4]本發明又另一態樣之低溫液化氣體儲槽的設計方法，係設計一於內槽中具有對頭熔接部之低溫液化氣體儲槽的方法，該對頭熔接部係以母材與熔接金屬所構成；該設計方法包含下述步驟：熱應力算出步驟，其係求算在上述低溫液化氣體儲槽之使用溫度下，起因於上述熔接金屬之線膨脹係數與上述母材之線膨脹係數的差而在上述對頭熔接部產生的熱應力；必需CTOD值算出步驟，其係假設上述對頭熔接部中有缺陷，並加計上述熱應力之影響，來求算不讓上述低溫液化氣體儲槽在上述低溫液化氣體儲槽運用中發生脆性破壞之必需CTOD值；及母材選擇步驟，其係以熱影響部之CTOD值為上述必需CTOD值以上之方式來選擇上述母材。

[5]本發明又另一態樣之低溫液化氣體儲槽，係於內槽中具有對頭熔接部者，該對頭熔接部係以母材與熔接金屬所構成； 上述對頭熔接部在上述低溫液化氣體儲槽之使用溫度下的CTOD值為已加計熱應力之影響的必需CTOD值以上，該熱應力係起因於上述熔接金屬之線膨脹係數與上述母材之線膨脹係數的差而在上述對頭熔接部所產生。 [6]如上述[5]之低溫液化氣體儲槽中，上述對頭熔接部在上述低溫液化氣體儲槽之使用溫度下的CTOD值亦可為下述(2)式所計算之必需CTOD值δ ₀以上； [數學式2] ； 上述(2)式中， c ₀：特性龜裂尺寸； ε _Y：母材之降伏應變； ε：評估應變。 [7]如上述[4]或[5]之低溫液化氣體儲槽亦可為LNG儲槽。 [8]如上述[7]之低溫液化氣體儲槽，其係船舶用LNG儲槽；並且， 板厚為25mm以下之內槽材的上述對頭熔接部在-165℃下之CTOD值δ亦可滿足下述(3)式及(4)式： δ≧0.001×(Tw/Tb) ²+0.057×(Tw/Tb)+0.0035　…(3)式； 1＜Tw/Tb＜2.2　…(4)式； 其中，在上述(3)式及上述(4)式中，Tw係上述熔接金屬之線膨脹係數[1/℃]，且Tb係上述母材之線膨脹係數[1/℃]。 [9]如上述[7]之低溫液化氣體儲槽，其係船舶用LNG儲槽；並且，板厚為大於25mm且40mm以下之內槽材的上述對頭熔接部在-165℃下之CTOD值δ滿足下述(5)式及下述(6)式： δ≧0.0038×(Tw/Tb) ²+0.074×(Tw/Tb)+0.003　…(5)式； 1＜Tw/Tb＜2.2　…(6)式； 其中，在上述(5)式及上述(6)式中，Tw係上述熔接金屬之線膨脹係數[1/℃]，且Tb係上述母材之線膨脹係數[1/℃]。 [10]如上述[7]之低溫液化氣體儲槽，其係地上式LNG儲槽；並且，板厚為25mm以下之內槽材的上述對頭熔接部在-165℃下之CTOD值δ亦可滿足下述(7)式及(8)式： δ≧0.0153×(Tw/Tb) ²+0.0274×(Tw/Tb)+0.0135　…(7)式； 1＜Tw/Tb＜2.2　…(8)式； 其中，在上述(7)式及上述(8)式中，Tw係上述熔接金屬之線膨脹係數[1/℃]，且Tb係上述母材之線膨脹係數[1/℃]。 [11]如上述[7]之低溫液化氣體儲槽，其係地上式LNG儲槽；並且，板厚為大於25mm且50mm以下之內槽材的上述對頭熔接部在-165℃下之CTOD值δ滿足下述(9)式及(10)式： δ≧0.03×(Tw/Tb) ²-0.024×(Tw/Tb)+0.0694　…(9)式； 1＜Tw/Tb＜2.2　…(10)式； 其中，在上述(9)式及上述(10)式中，Tw係上述熔接金屬之線膨脹係數[1/℃]，且Tb係上述母材之線膨脹係數[1/℃]。 [12]如上述[5]~[11]中任一項之低溫液化氣體儲槽中，上述母材亦可以質量%計含有Mn：0.1~5.0%及Ni：6.0~16.0%。 [13]如上述[5]~[12]中任一項之低溫液化氣體儲槽中，上述熔接金屬亦可以質量%計含有Mn：5.0~20.0%及Ni：5.0~30.0%。

發明效果 根據本發明之上述態樣，即便在使用低成本且線膨脹係數大之熔接材料來製造會與低溫液化氣體接觸之儲槽的內槽的情況下，仍能抑制起自熔接部之脆性破壞。

用以實施發明之形態 於以下，參照所附圖式並且詳細說明本發明之較佳實施形態。

＜熔接接頭的製造方法＞ 說明本發明一實施形態之熔接接頭的製造方法。本實施形態之熔接接頭的製造方法，係製造用於低溫液化氣體儲槽之內槽、且熔接金屬之線膨脹係數大於母材之線膨脹係數之熔接接頭的方法；該製造方法包含下述步驟：熱應力算出步驟，其係求算在低溫液化氣體儲槽之使用溫度下，起因於熔接金屬之線膨脹係數與母材之線膨脹係數的差而在熔接接頭產生的熱應力；必需CTOD值算出步驟，其係假設熔接接頭中有缺陷，並加計熱應力之影響，來求算不讓低溫液化氣體儲槽在低溫液化氣體儲槽運用中發生脆性破壞之必需CTOD值；CTOD值測定步驟，其係測定熔接接頭之熱影響部在低溫液化氣體儲槽之使用溫度下的CTOD值；及熔接步驟，其係將厚鋼板作為前述母材來使用且將母材進行熔接，該厚鋼板係已確認熱影響部之CTOD值為必需CTOD值以上者。

[熱應力算出步驟] 在本步驟中求算在低溫液化氣體儲槽之使用溫度下，起因於熔接金屬之線膨脹係數與母材之線膨脹係數的差而在熔接接頭產生的熱應力。該熱應力譬如可藉由FEM(Finite Element Method；有限元素法)解析來求算。在FEM解析中，可將低溫液化氣體儲槽之使用溫度作為設計溫度。例如，當為LNG儲槽時，低溫液化氣體之溫度為-162℃，而亦可假設設計溫度為-164℃或-165℃來進行FEM解析。於以下，參照圖1~3，並舉FEM之熔接接頭的熱應力解析為例，來說明上述熱應力之算出方法。圖1係顯示FEM解析對象之熔接接頭其解析模型的示意圖。

於圖1中顯示解析對象之熔接接頭的FEM解析模型，且於表1中分別列示用於FEM解析之母材與熔接金屬的線膨脹係數。令FEM解析模型為長度l=1000mm、寬度w=1000mm及厚度t=30mm的熔接接頭1。熔接接頭1設為以母材2A、2B及熔接金屬3構成者。熔接金屬3之寬度h設為30mm，且熔接金屬3係做成在熔接接頭1之寬度方向中央位置(w/2位置)沿著長度方向(X方向)延伸。熱應力之解析範圍係圖1之二點鏈線所示之範圍，其係從熔接接頭1之一端分別往長度方向(X方向)及寬度方向(Y方向)至1/2之位置，且定為從熔接接頭1之表面往厚度方向(Z方向)至1/2之位置。

[表1]

母材2A、2B之線膨脹係數Tb，係使用「LNG地上式儲存槽方針」(一般社團法人日本氣體協會，2019年9月發行)所記載之9%Ni鋼之值(20℃至-162℃之平均值)。在熔接金屬3之線膨脹係數Tw方面，如表1所示，3個案例設定為互異之值。案例1之熔接金屬3之線膨脹係數Tw設為與母材2A、2B之線膨脹係數Tb相等。線膨脹係數為9.2×10 ^-6[1/℃]左右之材料，例如為9%Ni鋼(JIS G 3127 SL9N590)、7%Ni鋼(JIS G 3127 SL7N590)。又，LNG地上式儲存槽方針中之沃斯田鐵系不鏽鋼(例如JIS G 4304：2021所記載之SUS304、SUS304L、SUS316、SUS316L)之線膨脹係數(20℃至-162℃之平均值)為15×10 ^-6[1/℃]。因此，案例2之熔接金屬3之線膨脹係數Tw設為15×10 ^-6[1/℃]。在案例3中，係假設熔接金屬3之線膨脹係數Tw明顯很大的情況，而將熔接金屬3之線膨脹係數Tw設為20×10 ^-6[1/℃]。FEM解析模型設為使用對稱條件之1/8模型，網格尺寸設為5mm。端部設為自由端，在將模型整體溫度從25℃冷卻至-196℃時解析了所產生之熱應力。

於圖2顯示在各條件下且在-196℃時間點之熔接線方向應力σ _x的等值線圖，且於圖3顯示熔接線直角方向應力σ _y的等值線圖。熔接線方向係平行長度方向的方向，熔接線直角方向係平行寬度方向的方向。如圖2、3所示，在熔接金屬之線膨脹係數Tw最小的案例1中，熱應力最小；在熔接金屬之線膨脹係數Tw最大的案例3中，熱應力最大。另外，熔接線方向應力σ _x在熔接金屬3之寬度方向中央位置顯示最大值，且熔接線直角方向應力σ _y在熔接金屬3附近的母材部顯示最大值。可認為此結果在-165℃下也會是相同的傾向。於是，整理出熔接金屬3之線膨脹係數Tw相對於母材2A、2B之線膨脹係數Tb的比亦即線膨脹係數比Tw/Tb、與-165℃時間點之熱應力最大值的關係。圖4係顯示線膨脹係數比Tw/Tb與在-165℃下之熔接線方向應力σ _x、及與熔接線直角方向應力σ _y之關係的圖表。如圖4所示，在-165℃下之熱應力(熔接線方向應力σ _x及熔接線直角方向應力σ _y)與線膨脹係數比Tw/Tb大致成正比。因此，可藉由FEM解析算出熱應力，該熱應力係在低溫液化氣體儲槽之使用溫度下，起因於熔接金屬之線膨脹係數與前述母材之線膨脹係數的差而在前述熔接接頭所產生。

熔接金屬之線膨脹係數及母材之線膨脹係數係以下述方法進行測定。首先，分別從熔接金屬及母材採取直徑4mm且長度15mm之試料。使用直立式熱膨脹計(真空理工股份公司製之TM-7000型)，令基準溫度為20℃，以5℃/分鐘之速度從20℃降溫至-190℃，並測定降溫中之試料的熱膨脹係數。此時之氣體環境使用氦氣。根據上述方法所測得之溫度與熱膨脹係數之關係，可求算20℃至設計溫度(例如-165℃)之線膨脹係數的平均值。分別將熔接金屬之線膨脹係數的平均值及母材之線膨脹係數的平均值作為熔接金屬之線膨脹係數及母材之線膨脹係數。可使用以上述方式進行所獲得之熔接金屬與母材之線膨脹係數的測定值來實施FEM解析，並算出熱應力。

[必需CTOD值算出步驟] 在本步驟中，假設熔接接頭中有缺陷，並加計熱應力之影響，來求算不讓低溫液化氣體儲槽在低溫液化氣體儲槽運用中發生脆性破壞之必需CTOD值δ ₀。於以下，舉低溫液化氣體儲槽為獨立式C型之船舶用LNG儲槽的情況及為地上式LNG儲槽的情況為例，說明必需CTOD值δ ₀之算出方法。

(獨立式C型之船舶用LNG儲槽之熔接接頭的必需CTOD值δ ₀) 首先，參照圖5~9，加計在對頭熔接部產生之熱應力的影響，來說明在C型儲槽中之對頭熔接部(熔接接頭)所要求之必需CTOD值δ ₀的計算例，該C型儲槽係符合國際海事組織所規定之IGC章程者。上述C型儲槽係船舶用LNG儲槽，且為獨立式儲槽。圖5係顯示在C型儲槽中之對頭熔接部其假設缺陷位置的示意圖。

如圖5所示，熔接接頭1A係母材2C與母材2D、母材2D與母材2E、以及母材2E與母材2C進行對頭熔接而成。母材2C與母材2D、及母材2C與母材2E分別藉由藥芯焊絲電弧熔接(flux cored arc welding)或潛弧熔接來進行環縫熔接(Girth Weld)，而形成有熔接金屬3A。母材2D與母材2E係藉由藥芯焊絲電弧熔接進行縫熔接(Seam weld)而形成有熔接金屬3B。

在根據WES2805-2011之必需CTOD值δ ₀之計算中，會如圖5所示這般假設缺陷4A或缺陷4B。缺陷4A係在熔接金屬3A與熔接金屬3B之接點附近、且位於母材2D與熔接金屬3B之熔融線上的缺陷。缺陷4B係在遠離熔接金屬3A(可無視環縫熔接之影響)之位置、且位於母材2D與熔接金屬3B之熔融線上的缺陷。缺陷4A及缺陷4B之形狀設為如圖6所示之半橢圓狀的表面龜裂，該龜裂之在鋼板表面的長度(長軸)為2c，且深度(短軸半徑)為a。計算之前提如下。在C型LNG儲槽之使用中，缺陷4A及缺陷4B之位置係容易產生較大的熱應力之位置。 板厚t：25mm或40mm 缺陷：長軸2c=1.5t，短軸半徑a=0.5t，t為板厚。 母材在評估溫度(-165℃)下之降伏應力σ _y：853MPa 楊氏模數E：206GPa 帕松比ν：0.3 熔接施工誤差(角變形W+對位失準H)； 缺陷A(板厚為25mm時及板厚為40mm時)：W+H=3mm 缺陷B(板厚為25mm時)：W+H=10mm 缺陷B(板厚為40mm時)：W+H=12mm 母材在評估溫度下之降伏應力σ _y的值853MPa，係假設7%Ni鋼而設定之值。

角變形量W係熔接接頭1A的撓曲量，且如圖7所示係下述長度：在水平方向每單位長度(1m)中，母材2D、2E之板厚方向中央位置的最高位置至熔接接頭1A中之龜裂的長度。如圖7所示，對位失準量H係熔接接頭1A中，母材2D之板厚方向中央位置與母材2E之板厚方向中央位置之高度方向偏移的大小。

以上述作為前提，藉由下述式來計算表面龜裂之特性龜裂尺寸c ₀。特性龜裂尺寸c ₀係對應WES 2805：2011中之龜裂特性尺寸。

[數學式3]

所謂的特性龜裂尺寸c ₀，係將各種龜裂置換為相等K值(應力強度因數(stress intensity factor))之板厚貫通龜裂時的龜裂之半長。在上述(1)式中，F _t為形狀校正係數，且形狀校正係數F _t係按以下(2)式來求算。

[數學式4]

上述(2)式中，F ₀可按下述(3)~(6)式求算。

[數學式5]

[數學式6]

[數學式7]

[數學式8]

又，上述(2)式中，Φ可按下述(7)式求算。

[數學式9]

接著，求算評估應變ε。評估應變ε定為境界力所致之應變ε ₁、熔接殘留應力所致之應變ε ₂及應力集中所致之應變ε ₃的和，藉由下述(8)式來求算。

[數學式10]

境界力所致之應變ε ₁可藉由下述式求算。

[數學式11]

上述(9)式中，E係楊氏模數，ν係帕松比，σ ₁係境界力之應力。境界力之應力σ ₁設為將7%Ni鋼之容許應力230MPa加上上述FEM解析所求得之熱應力後之值。由於在缺陷4A中，會作用環縫熔接所帶來之在熔接線方向的熱應力，因此會施加圖4所示之熔接線方向應力σ _x。當為缺陷4B時，由於會作用縫熔接所帶來之熔接線直角方向的熱應力，因此會施加圖4所示之熔接線直角方向應力σ _y。

熔接殘留應力所致之應變ε ₂係使用鋼板(母材)之降伏應變ε _Y(=σ _Y×(1-ν ²)/E)與係數α _R，藉由下述(10)式來求算。

[數學式12]

上述(10)式中之係數α _R係根據龜裂種類、及熔接線與龜裂方向之關係所賦予之值。在缺陷4A中，係數α _R=0.6；在缺陷4B中，係數α _R=0.36。該等之值係WES 2805：2011之表9.1所記載之值。

上述(8)式中之應變集中所致之應變ε ₃，係藉由平均應變集中係數K _ε與境界力所致之應變ε ₁，以下述(11)式來表示，且平均應變集中係數K _ε可以下述(12)~(15)式來求算。

[數學式13]

[數學式14]

[數學式15]

[數學式16]

[數學式17]

上述(12)式中之K _t為平均彈性應力集中係數，且σ _net係對於排除龜裂尺寸後之實際剖面的應力。在本實施形態中，缺陷可視為與構件尺寸相比充分較小，故設為σ _net=σ ₁。因此，在上述(15)式中會成為λ=1。

具有對位失準與角變形之對頭熔接接頭的平均彈性應力集中係數K _t可藉由下述(16)式來求算。

[數學式18]

必需CTOD值δ ₀係使用以上所求得之特性龜裂尺寸c ₀及評估應變ε，並以下述(17)式來表示。

[數學式19]

按所述方式假設熔接接頭中有缺陷，並加計熱應力之影響，而可算出在C型LNG儲槽運用中不讓低溫液化氣體儲槽發生脆性破壞之必需CTOD值δ ₀。因此，必需CTOD值δ ₀只要以上述(17)式算出即可。

於圖8、9中顯示從上述(17)式算出之必需CTOD值δ ₀。圖8係顯示在獨立式C型之船舶用LNG儲槽中板厚為25mm時，各缺陷位置之線膨脹係數比Tw/Tb與必需CTOD值δ ₀之關係的圖表。圖9係顯示在獨立式C型之船舶用LNG儲槽中板厚為40mm時，各缺陷位置之線膨脹係數比Tw/Tb與必需CTOD值δ ₀之關係的圖表。如圖8、9所示，缺陷4A之必需CTOD值δ ₀比缺陷4B之必需CTOD值δ ₀大。因此，可藉由挑選滿足缺陷4A之必需CTOD值δ ₀的母材與熔接金屬之組合，來防止起自熔接部之脆性破壞。從而，當板厚為25mm時，使用針對圖8中之缺陷4A的近似式，且CTOD值δ滿足下述(18)式，藉此便可防止起自熔接部之脆性破壞。又，當板厚為40mm時，使用針對圖9中之缺陷4A的近似式，且CTOD值δ滿足下述(19)式，藉此便可防止起自熔接部之脆性破壞。

[數學式20]

[數學式21]

(地上式LNG儲槽之熔接接頭的必需CTOD值δ ₀) 接著，參照圖10~14來說明在地上式LNG儲槽中之對頭熔接部(熔接接頭)所要求之必需CTOD值δ ₀的計算例。圖10係顯示地上式LNG儲槽之一例的示意圖。如圖10所示，地上式LNG儲槽係配置於地上之圓筒狀儲槽，且係上方被包覆而構成之儲槽。地上式LNG儲槽之內槽材具有熔接接頭1B。在熔接接頭1B中，母材2F與母材2G、母材2G與母材2H、以及母材2H與母材2G被對頭熔接。母材2F與母材2G、及母材2F與母材2H分別藉由潛弧熔接來進行環縫熔接而形成有熔接金屬3C。母材2G與母材2H係藉由金屬被覆電弧熔接或氣體遮護鎢極電弧熔接(gas tungsten arc welding)於鉛直方向上進行熔接，而形成有熔接金屬3D。

在根據WES2805-2011之必需CTOD值δ ₀的計算中，如圖11所示，假設有缺陷4C或缺陷4D。缺陷4C係在熔接金屬3C與熔接金屬3D之接點附近、位於母材2G與熔接金屬3D之熔融線上的缺陷。缺陷4D係在母材2G與熔接金屬3D之熔融線上且置於遠離熔接金屬3C(可無視環縫熔接之影響)之位置的缺陷。缺陷4C及缺陷4D之形狀設為如圖12所示之半橢圓狀的表面龜裂，該龜裂之在鋼板表面的長度(長軸)為2c(=1.5t)，且深度(短軸半徑)為a(=0.25t)。計算之前提如下。 板厚t：25mm或50mm 缺陷：長軸2c=1.5t，短軸半徑a=0.25t，t為板厚。 母材在評估溫度(-165℃)下之降伏應力σ _y：853MPa 楊氏模數E：206GPa 帕松比ν：0.3 熔接施工誤差(角變形W+對位失準H)； 缺陷4C(板厚為25mm時及板厚為50mm時)：W=3mm，H=0mm 缺陷4D(板厚為25mm時)：W=10mm，H=0mm 缺陷4D(板厚為50mm時)：W=12mm，H=0mm 母材在評估溫度下之降伏應力σ _y的值853MPa，係假設7%Ni鋼而設定之值。

特性龜裂尺寸c ₀係藉由上述(1)~(7)式來計算。評估應變ε係藉由上述(8)式來計算。在上述(8)式中，境界力所致之應變ε ₁係藉由上述(9)式來計算。境界力所致之應力σ ₁可參考非專利文獻1，使用對於2級地動之評估部的拉伸應力σ _t=352.5MPa、彎曲應力σ _b=51MPa，藉由下述(20)~(23)式來計算。在下述(20)式中，H _t設為1。在下述(21)~(23)式中，a係缺陷深度，t係板厚，c係在板表面之缺陷的半長。

[數學式22]

[數學式23]

[數學式24]

[數學式25]

(8)式中之熔接殘留應力所致之應變ε ₂係藉由下述(24)式來求算。

[數學式26]

在上述(24)式中，σ _R為殘留應力，在缺陷4C中設為σ _R=280MPa，且在缺陷4D中設為σ _R=168MPa。

上述(8)式中之應力集中所致之應變ε ₃係藉由上述(11)~(16)式來求算。然後，根據上述(17)式，可求出在LNG儲槽中之熔接接頭1B的必需CTOD值δ ₀。

按所述方式假設熔接接頭中有缺陷，並加計熱應力之影響，而可算出在地上式LNG儲槽運用中不讓低溫液化氣體儲槽發生脆性破壞之必需CTOD值δ ₀。

於圖13、14中顯示從上述(17)式算出之必需CTOD值δ ₀。圖13係顯示在地上式LNG儲槽中板厚為25mm時，各缺陷位置之線膨脹係數比Tw/Tb與必需CTOD值δ ₀之關係的圖表。圖14係顯示在地上式LNG儲槽中板厚為50mm時，各缺陷位置之線膨脹係數比Tw/Tb與必需CTOD值δ ₀之關係的圖表。如圖13、14所示，缺陷4C之必需CTOD值δ ₀比缺陷4D之必需CTOD值δ ₀大，因此可藉由挑選滿足缺陷4D之必需CTOD值δ ₀的母材與熔接金屬之組合，來防止起自熔接部之脆性破壞。從而，當板厚為25mm時，使用針對圖13中之缺陷4D的近似式，且CTOD值δ滿足下述(25)式，藉此便可防止起自熔接部之脆性破壞。又，當板厚為50mm時，使用針對圖14中之缺陷4D的近似式，且CTOD值δ滿足下述(26)式，藉此便可防止起自熔接部之脆性破壞。

[數學式27]

[數學式28]

[CTOD值測定步驟] 在本步驟中，測定熔接接頭之熱影響部在低溫液化氣體儲槽之使用溫度下的CTOD值。CTOD試驗係依據ISO15653-2018來施行。具體上可使用3點彎曲試驗片，試驗片板厚為儲槽之板厚t，且試驗片寬度為t~2t。分別準備各3根之下述試驗片：在熔融線及在從熔融線往母材側1、3、5mm之位置做出凹口後之試驗片。將試驗片冷卻至低溫液化氣體儲槽之使用溫度，並實施CTOD試驗。將所測得之12個CTOD值中的最小值作為熔接接頭之熱影響部的CTOD值。

[熔接步驟] 在本步驟中，將厚鋼板作為母材來使用，且將母材進行熔接，該厚鋼板係已確認熱影響部之CTOD值δ為必需CTOD值δ ₀以上者。例如，將CTOD值δ滿足上述(18)式、(19)式、(25)式或(26)式之厚鋼板作為母材使用。

熔接材料可考慮上述線膨脹係數來選擇。例如，可以線膨脹係數比Tw/Tb大於1且小於2.2之方式來選擇熔接材料。熔接材料例如為Ni基合金或鋼等。以質量%計，熔接材料宜含有Mn：5.0~20.0%、Ni：5.0~30.0%、以及剩餘部分：Fe、任意元素及不純物。若為含有Mn：5.0~15.0%、Ni：5.0~20.0%、以及剩餘部分：Fe、任意元素及不純物之熔接材料，便可更進一步減低製造成本。

熔接方法無特別限制，只要適當採用可用於低溫液化氣體儲槽之內槽的熔接接頭之熔接方法即可。例如，可採用使用含助熔劑線料之氣體遮蔽電弧熔接、使用實心線料及助熔劑之潛弧熔接。此外，有時會採用被覆電弧熔接、簡易電熱氣體電弧熔接、電渣熔接、TIG熔接及使用實心線料之氣體遮蔽熔接。 含助熔劑線料係對於鋼帶成形為U型後之開放管內部，透過開口部供給助熔劑，之後將開口部進行對頭熔接，並進行拉線而製出。有時會在拉線途中施行熱處理。實心線料係將鋼進行拉線而製出，該鋼係在熔解後，經鍛造、軋延而加工為棒狀。

至此，已說明了本實施形態之熔接接頭的製造方法。根據本實施形態，由於使用熱影響部之CTOD值δ為下述必需CTOD值δ ₀以上的母材，故可防止脆性破壞，所述必需CTOD值δ ₀係不讓低溫液化氣體儲槽在低溫液化氣體儲槽運用中發生脆性破壞之CTOD值。另外，與具有較母材之線膨脹係數小之線膨脹係數的熔接金屬相比，具有較母材之線膨脹係數大之線膨脹係數的熔接金屬中，價格昂貴之元素的含量較少。因此，能以較低的成本製造熔接接頭。

＜熔接接頭＞ 本發明一實施形態之熔接接頭具備母材與熔接金屬，熔接金屬之線膨脹係數大於母材之線膨脹係數，且可用於低溫液化氣體儲槽之內槽；在低溫液化氣體儲槽之使用溫度下的CTOD值為已加計熱應力之影響的必需CTOD值以上，該熱應力係起因於熔接金屬之線膨脹係數與母材之線膨脹係數的差而產生。

[母材] 母材可使用下述材料：在低溫液化氣體儲槽之使用溫度下的CTOD值為已加計熱應力之影響的必需CTOD值以上的材料，該熱應力係起因於熔接金屬之線膨脹係數與母材之線膨脹係數的差而產生。藉由母材含有0.1~5.0質量%之Mn與6.0~16.0質量%之Ni，可更進一步提高在極低溫下之強度。因此，母材宜含有0.1~5.0質量%之Mn與6.0~16.0質量%之Ni。母材之Mn含量較宜為0.3質量%以上、0.4質量%以上或0.5質量%以上。而且，母材之Mn含量較宜為3.0質量%以下、2.0質量%以下或1.5質量%以下。母材之Ni含量較宜為7質量%以上。而且，母材之Ni含量較宜為10質量%以下。母材之化學成分的剩餘部分為Fe、任意元素及不純物。

任意元素可列舉下述諸等元素：C、Si、Cu、Cr、Mo、W、Co、B、Nb、V、Ti、Zr、N、Al、Ca、REM、Mg、Sn、Te、Se。C、Si、Cu、Cr、Mo、W、Co、B、Nb、V、Ti、Zr及N係會提高強度之元素。Al、Ca、REM及Mg係用於脫氧及控制夾雜物形態之元素。Sn、Te及Se係會提高耐蝕性之元素。關於各含量，例如為下述即可：以質量%計，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。由於可不包含任意元素，因此各含量之下限值為0%。

不純物可舉如P、S、O，此外還可舉可能會從廢料等混入的Sb、As、Zn等。P含量為0.05質量%以下，其他不純物之各含量若在0.01質量%以下即可。

在母材之製造方面，可使用例如藉由鋼之熔煉及連續鑄造所製得之鋼片。母材譬如係對鋼片施行熱軋延及熱處理而製造。在熱軋延後，有時會進行水冷等加速冷卻。 母材厚度例如為6~50mm。若為船舶用儲槽，則厚度可為25mm以下、或大於25mm且40mm以下。若為地上式儲槽，則厚度可為25mm以下、或大於25mm且50mm以下。板厚依儲槽尺寸或部位而不同，一般而言當為大型儲槽時，主要使用大於25mm且50mm以下之厚板材，當為小型儲槽時則主要使用25mm以下之薄板材。因此，母材厚度可為50mm以下、40mm以下或25mm以下。又，母材厚度可為6mm以上、10mm以上、15mm以上或大於25mm。

[熔接金屬] 以質量%計，熔接金屬宜含有Mn：5.0~20.0%、Ni：5.0~30.0%、以及剩餘部分：Fe、任意元素及不純物。若為含有Mn：5.0~20.0%、Ni：5.0~30.0%之熔接材料，便可更進一步減低製造成本。熔接金屬較宜含有Mn：5.0~15.0%及Ni：5.0~20.0%。

任意元素可列舉下述諸等元素：C、Mo、W、Nb、V、Co、Cu、Cr、B、N、Pb、Sn、Si、Al、Ti、Mg、Ca、REM、Zr。C、Mo、W、Nb、V及Co係會提高強度之元素。Cu、Cr、B及N係會提高沃斯田鐵之穩定性的元素。Pb係會提高切削性之元素。Sn係會提高耐蝕性之元素。Si、Al、Ti、Mg及Ca係用於脫氧及控制夾雜物形態之元素。REM與Zr係會提高熔接作業性之元素。關於各含量，例如為下述即可：以質量%計，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。由於可不包含任意元素，因此各含量之下限值為0%。

不純物可舉如P、S及O等。各含量為下述即可：P：0.05質量%以下、S：0.05質量%以下、O：0.15質量%以下。

在本實施形態之熔接接頭中，線膨脹係數比Tw/Tb宜大於1且小於2.2。線膨脹係數比Tw/Tb越接近1，所產生之熱應力會變得越小，但此時之熔接接頭含有大量Ni。為了減低Ni含量以減低熔接接頭之製造成本，線膨脹係數比Tw/Tb較宜為1.2以上，更宜為1.3以上。另一方面，線膨脹係數比Tw/Tb若過大，則熱應力會變大以致必需CTOD值δ ₀增大，因此必須在母材中添加大量Ni等來確保熱影響部之韌性，結果，熔接接頭之製造成本增加。另外，線膨脹係數比Tw/Tb若小於2.2，便可充分抑制起自熔接部之脆性破壞。因此，線膨脹係數比Tw/Tb宜小於2.2，較宜為2.0以下，更宜為1.6以下。當母材為9%Ni鋼(線膨脹係數為9.2×10 ^-6)，且熔接材料為13Mn%-13Ni%(線膨脹係數為12.5×10 ^-6)時，線膨脹係數比Tw/Tb為1.4。

本實施形態之熔接接頭可藉由上述熔接接頭的製造方法來製造。

至此，已說明了本實施形態之熔接接頭。根據本實施形態，在熔接接頭之母材中，熱影響部之CTOD值δ係不讓低溫液化氣體儲槽在低溫液化氣體儲槽運用中發生脆性破壞之必需CTOD值δ ₀以上，因此能防止脆性破壞。例如，在低溫液化氣體儲槽之使用溫度下的CTOD值為上述(17)式所計算之必需CTOD值δ ₀以上即可。另外，與具有較母材之線膨脹係數小之線膨脹係數的熔接金屬相比，具有較母材之線膨脹係數大之線膨脹係數的熔接金屬中，價格昂貴之元素的含量較少。因此，本實施形態之熔接接頭其價格比習知之使用有Ni基熔接材料之熔接接頭的價格低廉。

＜低溫液化氣體儲槽的設計方法＞ 上述熔接接頭的設計方法可應用於低溫液化氣體儲槽的設計上。因此，作為本發明一實施形態，有一種低溫液化氣體儲槽的設計方法，該低溫液化氣體儲槽的設計方法係設計一於內槽中具有對頭熔接部之低溫液化氣體儲槽的方法，該對頭熔接部係以母材與熔接金屬所構成，該設計方法包含下述步驟：熱應力算出步驟，其係求算在上述低溫液化氣體儲槽之使用溫度下，起因於熔接金屬之線膨脹係數與母材之線膨脹係數的差而在對頭熔接部產生的熱應力；必需CTOD值算出步驟，其係假設對頭熔接部中有缺陷，並加計熱應力之影響，來求算不讓低溫液化氣體儲槽在低溫液化氣體儲槽運用中發生脆性破壞之必需CTOD值；及母材選擇步驟，其係以熱影響部之CTOD值為必需CTOD值以上之方式來選擇母材。

＜低溫液化氣體儲槽＞ 上述熔接接頭可應用於低溫液化氣體儲槽之內槽。因此，作為本發明一實施形態，有一種低溫液化氣體儲槽，該低溫液化氣體儲槽於內槽中具有對頭熔接部，該對頭熔接部係以母材與熔接金屬所構成；且，對頭熔接部在低溫液化氣體儲槽之使用溫度下的CTOD值為已加計熱應力之影響的必需CTOD值以上，該熱應力係起因於熔接金屬之線膨脹係數與母材之線膨脹係數的差而在對頭熔接部所產生。本實施形態之低溫液化氣體儲槽可為LNG儲槽。

當低溫液化氣體儲槽為船舶用LNG儲槽，且內槽材之板厚為25mm以下時，該內槽材的對頭熔接部在-165℃下之CTOD值δ宜滿足上述(18)式及下述(27)式。

[數學式29]

當低溫液化氣體儲槽為船舶用LNG儲槽，且內槽材之板厚為大於25mm且40mm以下時，該內槽材的對頭熔接部在-165℃下之CTOD值δ宜滿足上述(19)式及上述(27)式。

當低溫液化氣體儲槽為地上式LNG儲槽，且內槽材之板厚為25mm以下時，該內槽材的對頭熔接部在-165℃下之CTOD值δ宜滿足上述(25)式及上述(27)式。

當低溫液化氣體儲槽為地上式LNG儲槽，且內槽材之板厚為大於25mm且50mm以下時，該內槽材的對頭熔接部在-165℃下之CTOD值δ宜滿足上述(26)式及上述(27)式。

以上，已根據本發明一實施形態說明本發明，惟本發明不受此限。上述僅為例示，實質上具有與本發明申請專利範圍所記載之技術思想相同之構成而可發揮同樣的作用效果者，不論何者皆含括於本發明之技術範圍內。

低溫液化氣體儲槽不限於LNG儲槽，譬如亦可為供儲存LNG以外之低溫液化氣體的氣體儲槽。低溫液化氣體儲槽例如亦可為供儲存液化氫之液化氫儲存槽。即便在低溫液化氣體儲槽為液化氫儲存槽的情況下，若如先前所述這般，一部分或全部的對頭熔接部在使用溫度下之以單位mm計的CTOD值δ為已加計熱應力之影響的必需CTOD值δ ₀以上即可，該熱應力係起因於熔接金屬之線膨脹係數與母材之線膨脹係數的差而在對頭熔接部所產生。例如，在低溫液化氣體儲槽之使用溫度下的CTOD值若為上述(17)式所計算之必需CTOD值δ ₀以上即可。藉此，就連液化氫儲存槽，即便在使用了低成本且線膨脹係數大之熔接材料的情況下，也能抑制起自熔接部之脆性破壞。

另外，例如在上述熔接接頭的製造方法中，於熱應力算出步驟中藉由FEM解析算出了熱應力，該熱應力係在低溫液化氣體儲槽之使用溫度下，起因於熔接金屬之線膨脹係數與母材之線膨脹係數的差而在熔接接頭所產生。然而，該熱應力之計算亦可用FEM解析以外的方法來進行。

另外，母材之線膨脹係數及熔接金屬之線膨脹係數係依各自之化學成分所決定之值，可採用公知文獻所記載之線膨脹係數的值，亦可藉由實驗來測定。

另外，在上述熔接接頭的製造方法中，於必需CTOD值算出步驟中所假設之缺陷位置若以FEM之熱應力解析等預先解析會產生較大熱應力的位置，並根據其結果來規定即可。

實施例 假設下述情況：在獨立式C型之船舶用LNG儲槽中的熔接接頭其母材為7%Ni鋼(線膨脹係數Tb為9.2×10 ^-6[1/℃])，且熔接材料為13Mn%-13Ni%(線膨脹係數Tw為12.5×10 ^-6[1/℃])。此時之線膨脹係數比Tw/Tb為1.4。如圖5所示，假設有缺陷4A或缺陷4B。缺陷4A及缺陷4B之形狀設為如圖6所示之半橢圓狀的表面龜裂，該龜裂之在鋼板表面的長度(長軸)為2c，且深度(短軸半徑)為a。假設下述條件，並以考慮到線膨脹係數的情況(本發明例)與不考慮線膨脹係數的情況(習知技術)求得必需CTOD值。 板厚t：40mm 缺陷：長軸2c=1.5t，短軸半徑a=0.5t，t為板厚。 母材在評估溫度(-165℃)下之降伏應力σ _y：853MPa 楊氏模數E：206GPa 帕松比ν：0.3 熔接施工誤差(角變形W+對位失準H)； 缺陷A：W+H=3mm 缺陷B：W+H=12mm 作用應力：230MPa

必需CTOD值之計算結果列示於表2。與不考慮線膨脹係數之習知技術的必需CTOD值相比，考慮到線膨脹係數之本發明例的必需CTOD值為高了33~41%之值。亦即，可知若使用Ni含量低且線膨脹係數大之熔接材料，會因為該熔接材料與母材之線膨脹係數差的影響而產生熱應力，然而，習知技術並未考慮到該熱應力，因而低估必需CTOD值。 [表2]

1,1A,1B:熔接接頭 2A,2B,2C,2D,2E,2F,2G,2H:母材 3,3A,3B,3C,3D:熔接金屬 4A,4B,4C,4D:缺陷 X,Y,Z:方向 2c:長度 a:深度 h:熔接金屬寬度 l:長度 t:板厚 w:寬度 H:對位失準量 W:角變形量

圖1係顯示FEM解析對象之熔接接頭其解析模型的示意圖。 圖2為在FEM解析之各條件下且在-196℃下之熔接線方向應力σ _x的等值線圖。 圖3為在FEM解析之各條件下且在-196℃下之熔接線直角方向應力σ _y的等值線圖。 圖4係顯示藉由FEM解析所得之線膨脹係數比Tw/Tb與在-165℃下之熱應力之關係的圖表。 圖5係顯示在船舶用LNG儲槽之獨立式C型儲槽中之熔接接頭其假設缺陷位置的示意圖。 圖6係用以說明在獨立式C型之船舶用LNG儲槽中之熔接接頭其假設缺陷尺寸的示意圖。 圖7係顯示具有對位失準(misalignment)及角變形之對頭熔接接頭之一例的示意圖。 圖8係顯示在獨立式C型之船舶用LNG儲槽中板厚為25mm時，各缺陷位置之線膨脹係數比Tw/Tb與必需CTOD值δ ₀之關係的圖表。 圖9係顯示在獨立式C型之船舶用LNG儲槽中板厚為40mm時，缺陷類型位置之線膨脹係數比Tw/Tb與必需CTOD值δ ₀之關係的圖表。 圖10係顯示地上式LNG儲槽之結構之一例的示意圖。 圖11係顯示在地上式LNG儲槽中之熔接接頭其假設缺陷位置的示意圖。 圖12係用以說明在地上式LNG儲槽中之熔接接頭其假設缺陷尺寸的示意圖。 圖13係顯示在地上式LNG儲槽中板厚為25mm時，各缺陷位置之線膨脹係數比Tw/Tb與必需CTOD值δ ₀之關係的圖表。 圖14係顯示在地上式LNG儲槽中板厚為50mm時，各缺陷位置之線膨脹係數比Tw/Tb與必需CTOD值δ ₀之關係的圖表。

(無)

Claims (14)

1. 一種熔接接頭的製造方法，係製造用於低溫液化氣體儲槽之內槽、且熔接金屬之線膨脹係數大於母材之線膨脹係數之熔接接頭的方法； 該製造方法包含下述步驟： 熱應力算出步驟，其係求算在前述低溫液化氣體儲槽之使用溫度下，起因於前述熔接金屬之線膨脹係數與前述母材之線膨脹係數的差而在前述熔接接頭產生的熱應力； 必需CTOD值算出步驟，其係假設前述熔接接頭中有缺陷，並加計前述熱應力之影響，來求算不讓前述低溫液化氣體儲槽在前述低溫液化氣體儲槽運用中發生脆性破壞之必需CTOD值； CTOD值測定步驟，其係測定前述熔接接頭之熱影響部在前述低溫液化氣體儲槽之使用溫度下的CTOD值；及 熔接步驟，其係將厚鋼板作為前述母材來使用且將前述母材進行熔接，該厚鋼板係已確認前述熱影響部之前述CTOD值為前述必需CTOD值以上者。
2. 一種熔接接頭，具備母材與熔接金屬，前述熔接金屬之線膨脹係數大於前述母材之線膨脹係數，且可用於低溫液化氣體儲槽之內槽； 在前述低溫液化氣體儲槽之使用溫度下的CTOD值為已加計熱應力之影響的必需CTOD值以上，該熱應力係起因於前述熔接金屬之線膨脹係數與前述母材之線膨脹係數的差而產生。
3. 如請求項2之熔接接頭，其中在前述低溫液化氣體儲槽之使用溫度下的CTOD值為下述(1)式所計算之必需CTOD值δ ₀以上； [數學式1] ； 前述(1)式中， c ₀：特性龜裂尺寸； ε _Y：母材之降伏應變； ε：評估應變。
4. 一種低溫液化氣體儲槽的設計方法，係設計一於內槽中具有對頭熔接部之低溫液化氣體儲槽的方法，該對頭熔接部係以母材與熔接金屬所構成； 該設計方法包含下述步驟： 熱應力算出步驟，其係求算在前述低溫液化氣體儲槽之使用溫度下，起因於前述熔接金屬之線膨脹係數與前述母材之線膨脹係數的差而在前述對頭熔接部產生的熱應力； 必需CTOD值算出步驟，其係假設前述對頭熔接部中有缺陷，並加計前述熱應力之影響，來求算不讓前述低溫液化氣體儲槽在前述低溫液化氣體儲槽運用中發生脆性破壞之必需CTOD值；及 母材選擇步驟，其係以熱影響部之CTOD值為前述必需CTOD值以上之方式來選擇前述母材。
5. 一種低溫液化氣體儲槽，係於內槽中具有對頭熔接部者，該對頭熔接部係以母材與熔接金屬所構成； 前述對頭熔接部在前述低溫液化氣體儲槽之使用溫度下的CTOD值為已加計熱應力之影響的必需CTOD值以上，該熱應力係起因於前述熔接金屬之線膨脹係數與前述母材之線膨脹係數的差而在前述對頭熔接部所產生。
6. 如請求項5之低溫液化氣體儲槽，其中前述對頭熔接部在前述低溫液化氣體儲槽之使用溫度下的CTOD值為下述(2)式所計算之必需CTOD值δ ₀以上； [數學式2] ； 前述(2)式中， c ₀：特性龜裂尺寸； ε _Y：母材之降伏應變； ε：評估應變。
7. 如請求項5或6之低溫液化氣體儲槽，其中前述低溫液化氣體儲槽為LNG儲槽。
8. 如請求項7之低溫液化氣體儲槽，其係船舶用LNG儲槽；並且， 板厚為25mm以下之內槽材的前述對頭熔接部在-165℃下之CTOD值δ滿足下述(3)式及(4)式： δ≧0.001×(Tw/Tb) ²+0.057×(Tw/Tb)+0.0035　…(3)式； 1＜Tw/Tb＜2.2　…(4)式； 其中，在前述(3)式及前述(4)式中，Tw係前述熔接金屬之線膨脹係數[1/℃]，且Tb係前述母材之線膨脹係數[1/℃]。
9. 如請求項7之低溫液化氣體儲槽，其係船舶用LNG儲槽；並且， 板厚為大於25mm且40mm以下之內槽材的前述對頭熔接部在-165℃下之CTOD值δ滿足下述(5)式及下述(6)式： δ≧0.0038×(Tw/Tb) ²+0.074×(Tw/Tb)+0.003　…(5)式； 1＜Tw/Tb＜2.2　…(6)式； 其中，在前述(5)式及前述(6)式中，Tw係前述熔接金屬之線膨脹係數[1/℃]，且Tb係前述母材之線膨脹係數[1/℃]。
10. 如請求項7之低溫液化氣體儲槽，其係地上式LNG儲槽；並且， 板厚25mm以下之內槽材的前述對頭熔接部在-165℃下之CTOD值δ滿足下述(7)式及(8)式： δ≧0.0153×(Tw/Tb) ²+0.0274×(Tw/Tb)+0.0135　…(7)式； 1＜Tw/Tb＜2.2　…(8)式； 其中，在前述(7)式及前述(8)式中，Tw係前述熔接金屬之線膨脹係數[1/℃]，且Tb係前述母材之線膨脹係數[1/℃]。
11. 如請求項7之低溫液化氣體儲槽，其係地上式LNG儲槽；並且， 板厚為大於25mm且50mm以下之內槽材的前述對頭熔接部在-165℃下之CTOD值δ滿足下述(9)式及(10)式： δ≧0.03×(Tw/Tb) ²-0.024×(Tw/Tb)+0.0694　…(9)式； 1＜Tw/Tb＜2.2　…(10)式； 其中，在前述(9)式及前述(10)式中，Tw係前述熔接金屬之線膨脹係數[1/℃]，且Tb係前述母材之線膨脹係數[1/℃]。
12. 如請求項5或6之低溫液化氣體儲槽，其中前述母材以質量%計含有Mn：0.1~5.0%及Ni：6.0~16.0%。
13. 如請求項5或6之低溫液化氣體儲槽，其中前述熔接金屬以質量%計含有Mn：5.0~20.0%及Ni：5.0~30.0%。
14. 如請求項12之低溫液化氣體儲槽，其中前述熔接金屬以質量%計含有Mn：5.0~20.0%及Ni：5.0~30.0%。

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