WO2014024445A1 - 厚鋼板の長大脆性き裂伝播停止性能の評価方法、それに用いる試験装置および厚鋼板の製造方法 - Google Patents

厚鋼板の長大脆性き裂伝播停止性能の評価方法、それに用いる試験装置および厚鋼板の製造方法 Download PDF

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聡 伊木
大井　健次
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    • G01N2203/0064—Initiation of crack

Definitions

  • the present invention relates to a steel plate (mainly a steel plate having a thickness of 50 mm or more) that is preferably used for manufacturing a large container ship (Mega-container carrier) or a bulk carrier (bulk carrier).
  • the present invention relates to a method and a test apparatus for evaluating the crack propagation arrestability (long brittle crack arrestability) of a considerable long brittle crack.
  • Container ships and bulk carriers have a structure with a large upper opening to improve carrying capacity and cargo handling efficiency. For this reason, in order to ensure the rigidity and longitudinal strength of the hull, it is necessary to increase the thickness of the outer shell plate (outer plate of vessel's body) in these ships.
  • TEU Japanese-foot Equivalent Unit
  • the thickness effect decreases the fracture toughness (fracture toughness) and also increases the welding heat input (welding heat input). Fracture toughness tends to further decrease.
  • TEU represents the number converted into a container having a length of 20 feet, and represents an index of the loading capacity of the container ship.
  • Patent Document 1 after hot rolling a steel sheet, the process of cooling the surface layer portion to the Ar 3 transformation point or less by controlled cooling, and then stopping the controlled cooling to reheat the surface layer portion to the transformation point or more. Repeated one or more times, during which the steel material is reduced.
  • Patent Document 1 by adopting such a method, it is repeatedly transformed or recrystallized due to deformation, and an ultrafine ferrite structure (bainite structure) or bainite structure is formed on the surface layer portion. Is generated.
  • Patent Document 2 in a steel material mainly composed of ferrite-pearlite and having a microstructure, both surface portions have an average equivalent particle diameter (average of ⁇ equivalent circle diameter) of 5 ⁇ m or less and an aspect ratio (aspect ratio). ) Is composed of a layer containing 50% or more of a ferrite structure having two or more ferrite grains. Furthermore, Patent Document 2 discloses that the recrystallization phenomenon (phenomenon) is suppressed by reducing the maximum rolling reduction per pass during finish rolling to 12% or less, and the ferrite grain size is reduced. It is disclosed that if the variation is suppressed, an excellent effect of improving the brittle crack propagation stopping performance can be obtained.
  • phenomenon recrystallization phenomenon
  • Patent Document 3 is manufactured by adopting the conditions described in the following (a) to (d) as a steel material having excellent brittle crack propagation performance after being subjected to plastic deformation.
  • a steel material whose main structure is fine ferrite in which sub-grains are formed in crystal grains is disclosed.
  • Patent Document 3 improves the brittle crack propagation stopping performance after plastic deformation without requiring complicated temperature control such as cooling and recuperation of the steel sheet surface layer.
  • Patent Document 4 describes that the separation is parallel to the plate thickness direction on the fracture surface of the steel material by developing a texture. A method for improving the brittle crack propagation performance by generating in the direction and relaxing the stress at the brittle crack tip is disclosed. Patent Document 4 discloses that the (110) plane X-ray intensity ratio is 2 or more and coarse grains having an equivalent circle diameter of 20 ⁇ m or more are 10% or less by controlled rolling. It is described in.
  • Patent Document 5 discloses welded structural steel, and if this welded structural steel is used, brittle crack propagation stopping performance in a welded joint can be improved. Specifically, Patent Document 5 discloses a steel plate characterized by having an X-ray plane strength ratio of the (100) plane at the rolling surface within the plate thickness of 1.5 or more as the welded structural steel. It is disclosed. With this steel sheet, due to the texture development, the crack propagation direction (crack propagation direction) is changed with respect to the direction perpendicular to the stress loading direction (stress loading direction), and the brittle crack is removed from the welded joint. Patent Document 5 describes that the brittle crack propagation stopping performance as a joint is improved by guiding to the base material side.
  • Patent Document 6 the X-ray intensity ratio of the (211) plane at the rolled surface at the center of the plate thickness is 1.3 or more, and the (100) plane X-ray at the rolled surface at the 1/4 thickness portion.
  • a steel sheet is disclosed that has an intensity ratio of 1.5 or more and a (100) plane X-ray intensity ratio at the rolled surface in the plate surface layer portion of 1.5 or more. With this steel sheet, due to the texture development, a crack is generated near the tip of a brittle crack that enters from the steel sheet surface via a T-joint, etc., and the crack acts as a crack propagation resistance.
  • Patent Document 6 describes that the brittle crack propagation stopping performance for a brittle crack propagating in the plate thickness direction is improved.
  • the plate thickness of steel plates exceeds 50 mm in recent large container ships exceeding 6,000 TEU. If the plate thickness exceeds 50 mm, the fracture toughness decreases due to the plate thickness effect, and the welding heat input also increases, so the fracture toughness of the welded portion tends to further decrease.
  • Non-Patent Document 1 Non-Patent Document 1
  • Test methods for evaluating the brittle crack propagation stopping performance (brittle crack propagation stopping toughness) of steel sheets according to the techniques described in Patent Documents 1 to 6 include double tensile tests using specimens having a width of about 500 mm, ESSO tests, etc. The details of the test method are defined in order to correctly evaluate the steel sheet performance (steel grade-qualified method of the Japan Welding Engineering Society), Nippon Kaiji Kyokai (Nippon Kaiji Kyokai) guideline on brittle crack arrest design Kca test method).
  • the performance against long brittle cracks with a length of 1 m or more is measured by a very large test such as a large ESSO test with a width of 1.5 m or more. It may be required to demonstrate, but the test method is not defined in detail.
  • Yamaguchi et al . “Development of Mega-container carrier-Practical use of new high strength heavy steel plate”, Journal of Japan Society of Marine Science and Technology, 3, (2005), P70. .
  • Patent Documents 1 to 6 do not describe a method or test apparatus for evaluating the long brittle crack propagation stopping performance equivalent to an actual ship. Therefore, using the techniques described in Patent Documents 1 to 6, the problem of safety evaluation equivalent to an actual ship cannot be solved. Further, the steel sheets described in Patent Documents 1 to 6 described above are not related to an increased brittle crack propagation stopping performance. Therefore, even if the techniques described in Patent Documents 1 to 6 are used, the problem clarified in Non-Patent Document 1 cannot be solved.
  • an object of the present invention is to provide a method for evaluating the long brittle crack propagation stopping performance equivalent to an actual ship, a test apparatus, and a method for manufacturing a thick steel plate.
  • the long and brittle crack is a brittle crack having a length of 1 m or more entering from another adjacent steel plate.
  • the present invention has been made based on the above findings and further studies, that is, the present invention is as follows.
  • a tensile load is applied in a direction perpendicular to the width of a large test piece having a width of 1.5 m or more with a tensile tester to determine the propagation stop performance for a large brittle crack with a crack length of 1 m or more in the large test piece. It is a method for evaluating the long brittle crack propagation stopping performance of a thick steel plate, and a transmission part for transmitting a tensile load from a tensile tester to the large test piece is at least 2.5 times the thickness of the large test piece.
  • a thickened portion having an interval of 2.8 times or more the width of the large test piece, sandwiching the center in the direction perpendicular to the width of the large test piece, and the tensile load from the tensile tester is A method for evaluating the long brittle crack propagation stopping performance of a thick steel plate, wherein the thickened portion is loaded at a position sandwiching the center in the width-perpendicular direction of the large specimen.
  • the center of the large-sized test piece is sandwiched in the width-perpendicular direction at intervals of 2.8 times the width of the test piece, and the tensile load is An apparatus for evaluating the long brittle crack propagation stopping performance of a thick steel plate, which is loaded at a position sandwiching the center and has a load capacity of 50 MN (mega newton) or more.
  • the steel composition is, by mass, C: 0.15% or less, Si: 0.6% or less, Mn: 0.8 to 2.4% , S: 0.001 to 0.05%, Ti: 0.005 to 0.05% or Nb: 0.001 to 0.1%, and at least one selected from Cu: 2% or less, V: 0.2% or less, Ni: 2% or less, Cr: 0.6% or less, Mo: 0.6% or less, W: 0.5% or less, B: 0.005% or less, Zr: A steel material containing at least one selected from 0.5% or less and the balance Fe and inevitable impurities is heated to a temperature of 900 to 1350 ° C., and then a steel sheet surface temperature of 1000 to 850 ° C.
  • the steel sheet surface temperature is 900-600 ° C.
  • the steel plate is cooled to 400 ° C. at a cooling rate of 5 ° C./s or more.
  • the method for producing a thick steel plate having excellent long brittle crack propagation stopping performance (9) A thick steel plate that is manufactured by the manufacturing method according to any one of (6) to (8) and has excellent long brittle crack propagation stopping performance.
  • the present invention it is possible to perform evaluation of long brittle crack stopping performance, which has been difficult to accurately evaluate so far, under conditions equivalent to actual ships without stress reflection (reflection of stress). Moreover, it is possible to give excellent brittle crack propagation stopping performance to a thick steel plate having a plate thickness (t) of 50 mm or more, which has been difficult until now. It can be stopped under considerable conditions and is extremely useful in industry.
  • FIG. 1 is a diagram showing the size and shape of a long ESSO test piece having a test piece width of 2400 mm.
  • FIG. 2 is a diagram showing the size and shape of a large ESSO test piece having a test piece width of 1500 mm.
  • FIG. 3 is a diagram showing a dynamic FEM analysis model (model 1) for investigating the influence of stress reflection on the evaluation of long brittle crack propagation stopping performance.
  • FIG. 4 is a diagram showing a dynamic FEM analysis model (model 2) for investigating the influence of stress reflection on the evaluation of long brittle crack propagation stopping performance.
  • FIG. 5 is a diagram showing a dynamic FEM analysis model (model 3) for investigating the influence of stress reflection on the evaluation of long brittle crack propagation stopping performance.
  • FIG. 3 is a diagram showing a dynamic FEM analysis model (model 1) for investigating the influence of stress reflection on the evaluation of long brittle crack propagation stopping performance.
  • FIG. 4 is a diagram showing a dynamic FEM analysis model (model 2) for investigating
  • FIG. 6 shows the results of analysis using the dynamic analysis model shown in FIGS. 3 to 5 and the test conditions (thickened part) on the dynamic stress intensity factor (Point C in FIGS. 3 to 5) when a test plate enters a long brittle crack.
  • FIG. 3 is a diagram showing the influence of the thickness and the distance between the two.
  • Kd is a dynamic stress intensity factor (dynamic stress intensity factor at Point C in FIGS. 3 to 5) when a long brittle crack enters the test plate
  • FIG. 7 is a diagram showing the shapes of a test piece, a tab plate of a testing machine, and a pin chuck of the testing machine applied to the implementation of a long ESSO test.
  • the present invention is for evaluating long brittle crack propagation stopping performance under conditions equivalent to an actual ship without stress reflection.
  • a thickened portion that is 2.5 times or more the plate thickness t of the large test piece is provided in a large transmission portion for transmitting a tensile load from a tensile tester to a large ESSO test piece (also referred to as a large test piece). It is characterized in that it is provided with an interval that is at least 2.8 times the width W of the test piece, sandwiching the width center of the large test piece.
  • the large specimen refers to the large specimen described in the Japan Maritime Association “Brittle Crack Arrest Design Guidelines” Annex B (2009).
  • FIGS. show a large tensile test jig.
  • 1 is a long ESSO test piece
  • 11 is a test plate of the long ESSO test piece
  • 12 is a crack-running plate of the long ESSO test piece
  • 13 is a machined notch ( machined notch)
  • 14 is electro-gas arc welding unit (welded part of electrogas arc welding)
  • 15 is CO 2 arc welding unit (welded part of CO 2 arc welding )
  • 2 test machine tab plates 3-pin tester
  • the chuck, 31 is a pin hole of the testing machine
  • 32 is a nut-shaped portion (thickening portion that reinforces the periphery of the pin hole)
  • W is the width of a long ESSO test piece.
  • the present invention is directed to a large test piece having a width W of 1.5 m or more. In general, the width W of the large test piece is 3 m or less.
  • 1 and 2 show the shape of the long ESSO test piece 1 used in the analysis and the dimensions of each part.
  • 1 is a welded portion 15 in which a test plate 11 and a run-up plate 12 are CO 2 arc welded along the rolling direction (RD) of the test plate 11. Hereinafter, they are joined by a CO 2 arc weld 15.
  • the machined notch 13 is machined along the bond part of the electrogas arc welded part 14 of the run-up plate 12 in the middle of the welded part.
  • a machined notch 13 is machined in the bond portion at the end of the electrogas arc welded portion 14 of the run-up plate 12, but the other configuration is the same as in FIG. 1.
  • FIG. 3 to 5 show dynamic FEM analysis models.
  • 3 and 5 are analysis models using the long ESSO test piece of FIG. 1
  • FIG. 4 is an analysis model using the long ESSO test piece of FIG.
  • the illustrated dynamic FEM analysis model is a parametric model for determining the condition without stress reflection, and is a model for analyzing the influence of the shape and dimensions of the transmission section.
  • the transmission part is a part that transmits the tensile load from the tensile testing machine to the large test piece 1.
  • the transmission portion refers to the center of the large-sized test piece 1 in the width-perpendicular direction (the position of the notch tip portion of the machined notch 13) at the end where the tensile load is applied on the large-sized test piece 1. In the left-right symmetry, it refers to a portion composed of the tab plate 2 of the testing machine and the pin chuck 3 of the testing machine.
  • a portion where the thickness in the direction of the test piece plate thickness t in the transmission portion is 2.5 times or more of the test piece thickness t (plate thickness) is defined as a thickened portion.
  • the width direction is a direction perpendicular to the rolling direction (RD) when the test plate is viewed from the plate thickness direction, and the width perpendicular direction is the rolling direction (RD). It is.
  • the thickened portion of the transmission part is the pin chuck 3 of the test machine that is three times the test piece thickness t (plate thickness).
  • the nut shape part (around the pin hole) of the pin chuck 3 of the testing machine Thickening portion that reinforces) 32.
  • the upper limit of the thickness of the thickened portion is not particularly limited, but the thickness of the thickened portion is usually 20 times or less of the test piece thickness t (plate thickness).
  • the tensile load from a tensile tester (not shown) is symmetrically loaded in the direction perpendicular to the width of the large test piece 1 by a pin (not shown) of the tensile tester inserted in the pin hole 31 of the thickened portion.
  • the interval between the thickened portions (sometimes referred to as A eff ) is the shortest interval among the thickened portion intervals.
  • the interval between the thickened portions is the interval (A eff in the figure) between the pin chucks 3 of the test machine, which is three times the thickness t (plate thickness) of the left and right test pieces.
  • the distance between the tab plates 2 of the testing machine (A eff in the figure) that is 2.5 times the test piece thickness t (plate thickness) on the left and right In this case, the distance between the opposing surfaces of the nut-shaped portion 32 of the pin chuck 3 of the left and right test machines (A eff in the figure).
  • FIG. 6 shows, as an analysis result, test conditions (thickness of the thickened portion and its interval (A eff )) that affect the dynamic stress intensity factor when entering the test plate 11 having a long crack (Point C in FIGS. 3 to 5). ).
  • the dynamic stress intensity factor is the shape of the thickened portion around the pin hole 31 of the testing machine (the tab plate 2 of the testing machine, the pin chuck 3 of the testing machine, or the nut shape). It is reduced regardless of the shape of the portion 32. Then, when A eff is shorter than 2.8 times the specimen width W (when A eff / W is less than 2.8), the reduction becomes even more remarkable.
  • a eff / W is set to 4.1 times or more, it becomes 97% or more of the test conditions where load reduction does not occur, and a more ideal test (more perfect test) becomes possible. If A eff / W is 6 times or more, the test condition is completely the same as the test condition in which no load drop occurs, and a more ideal test is possible.
  • a eff is set to 2.8 times or more of the test piece width W, it is possible to evaluate the actual ship equivalent condition.
  • the distance (A eff ) between the nut-shaped part (screw nut like part) 32 (thickness is 400 mm with respect to the plate thickness of 60 to 100 mm of the large test piece 1) shown in FIG. 7 is 8800 mm.
  • the distance A eff of the thickened portion (loading tab plate of the testing machine or pin chuck of the testing machine) that loads / transmits the load is 2.8 times the test piece width or more, more preferably 4. More than 1 times. More ideally, it should be 6 times or more.
  • test piece with a test piece width of 1.5 m or more under the above conditions, at the maximum allowable stress level (about 242 to 300 N / mm 2 ) of the ship, In order to evaluate the long brittle crack stopping performance without adding, it is necessary to set the load capacity of the testing machine to 50 MN or more.
  • the test equipment that can evaluate the long-brittle crack propagation stopping performance under the conditions equivalent to an actual ship without stress reflection is the thickened part that loads / transmits the load (such as the tab plate of the testing machine or the pin chuck of the testing machine). ) Is more than 2.5 times the thickness of the specimen, and the distance between the thickened parts located at both ends of the specimen (shortest distance) is more than 2.8 times the specimen width. There is a device with a load capacity of 50MN or more.
  • the load capacity of the testing machine When evaluating with a specimen width of 2m or more as described in the Japan Maritime Association's Guideline for Brittle Crack Arrest (Guidelines on Brittle Crack Arrest Design), the load capacity of the testing machine must be 80MN or more. . For this reason, it is more preferably a test apparatus having a load capacity of 80 MN or more.
  • the upper limit value of the load capacity is not particularly limited, but the load capacity of the test apparatus is usually 100 MN or less.
  • a thick steel plate having a thickness of 50 mm or more that can be stopped can be selected.
  • the preferred component composition and preferred production conditions of this thick steel plate are as follows. In the description,% is mass%. Incidentally, a thick steel plate having a thickness of less than 50 mm can stop a long brittle crack with a current steel plate (for example, E-crass ship building steel).
  • [Ingredient composition] C 0.15% or less C is necessary to ensure strength. From the viewpoint of ensuring strength, the lower limit of the C content is preferably 0.02%. However, if the C content exceeds 0.15%, the welded heat-affected zone (HAZ) toughness decreases, so the upper limit of the C content is limited to 0.15% or less. In order to further develop the texture of the (211) plane and the (100) plane, the C content is preferably 0.03% or less.
  • Si 0.6% or less Si is an element effective for increasing the strength. In order to obtain the effect, the Si content is preferably 0.01% or more. When the amount of Si exceeds 0.6%, the weld heat affected zone (HAZ) toughness is significantly deteriorated. For this reason, the amount of Si was limited to 0.6% or less.
  • HZ weld heat affected zone
  • Mn 0.8 to 2.4%
  • Mn is an element effective for increasing the strength. From the viewpoint of securing strength, the amount of Mn is set to 0.8% or more. However, if the amount of Mn exceeds 2.4%, there is a concern about deterioration of the toughness of base material. Therefore, the amount of Mn is set in the range of 0.8 to 2.4%. A preferable range of the amount of Mn is 1.0 to 1.7%.
  • the S amount is set to 0.001% or more.
  • S forms non-metal inclusions and deteriorates ductility and toughness. For this reason, the amount of S was made into 0.05% or less.
  • Ti forms precipitates of carbides and nitrides This suppresses the growth of austenite grains in the heating stage during steel plate production and contributes to fine graining, and also suppresses the grain coarsening of the weld heat affected zone (HAZ) and improves the HAZ toughness. effective.
  • HAZ weld heat affected zone
  • the Ti content is 0.005% or more.
  • Ti amount is made into 0.050% or less.
  • Nb is also effective for precipitation strengthening and toughness improvement. Further, Nb suppresses recrystallization of austenite and promotes the effect due to rolling conditions described later. In order to obtain these effects, the Nb content is 0.001% or more. If the amount of Nb exceeds 0.1%, the hardened microstructure tends to be needle-like and the toughness tends to deteriorate. For this reason, the Nb content is 0.1% or less.
  • Cu 2.0% or less, V: 0.2% or less, Ni: 2.0% or less, Cr: 0.6% or less, Mo: 0.6% or less, W: 0.5% or less, B: At least one selected from 0.0050% or less and Zr: 0.5% or less Cu: 2.0% or less Cu can be used mainly for precipitation strengthening.
  • the Cu content is preferably 0.05% or more. If the amount of Cu exceeds 2.0%, precipitation strengthening becomes excessive and toughness deteriorates. For this reason, it is preferable to make Cu amount 2.0%.
  • V 0.2% or less
  • V is a component that can use solute strengthening and precipitation strengthening.
  • the V amount is preferably 0.001% or more.
  • the amount of V exceeds 0.2%, the toughness and weldability of the base metal are greatly impaired. For this reason, the V amount is preferably 0.2% or less.
  • Ni 2.0% or less Ni improves strength and toughness. Ni is effective for preventing Cu cracking during rolling when Cu is added. In order to obtain the effect, the Ni content is preferably 0.05% or more. However, Ni is expensive and its effect is saturated even if Ni is added excessively. For this reason, the amount of Ni is preferably set to 2.0% or less.
  • Cr 0.6% or less Cr has an effect of increasing strength.
  • the Cr content is preferably 0.01% or more.
  • the Cr content exceeds 0.6%, the toughness of the welded portion deteriorates. For this reason, it is preferable that the Cr content is 0.6% or less.
  • Mo 0.6% or less Mo has an effect of increasing the strength at normal temperature and high temperature. In order to obtain the effect, the Mo amount is preferably 0.01% or more. However, if the Mo amount exceeds 0.6%, weldability deteriorates, so the Mo amount is preferably 0.6% or less.
  • W 0.5% or less W has an effect of increasing the high-temperature strength.
  • the W amount is preferably 0.05% or more.
  • the W amount is preferably 0.5% or less.
  • B 0.005% or less B precipitates as BN during rolling, and fines ferrite grains after rolling.
  • the B content is preferably 0.001% or more.
  • the amount of B exceeds 0.005%, the toughness deteriorates. For this reason, the amount of B was limited to 0.005% or less.
  • Zr 0.5% or less
  • Zr is an element that increases the strength and improves the plating cracking resistance of a galvanized material.
  • the Zr content is preferably 0.03% or more.
  • the amount of Zr exceeds 0.5%, the toughness of the welded portion deteriorates. For this reason, the amount of Zr is preferably 0.5% or less.
  • the steel according to the present invention is the balance Fe and unavoidable impurities in addition to the above component composition.
  • Inevitable impurities include P: 0.035% or less, Al: 0.08% or less, N: 0.012% or less, O: 0.05% or less, Mg: 0.01% or less, and the like. Acceptable.
  • the temperature and cooling rate are average values in the thickness direction.
  • Heating temperature The steel material is heated to a temperature of 900-1350 ° C.
  • the heating temperature of 900 ° C. or higher is necessary for homogenization of the material and controlled rolling described later.
  • the reason why the heating temperature is set to 1350 ° C. or lower is that when the temperature is excessively high, surface oxidation is remarkable and coarsening of crystal grains is unavoidable.
  • the upper limit of the heating temperature is preferably 1150 ° C.
  • rolling at a temperature exceeding 1000 ° C. promotes the growth of austenite grains, and thus is not preferable for refining.
  • rolling at a temperature of less than 850 ° C. is not preferable for homogenizing the crystal grains because it is completely in the austenite non-recrystallization region at less than 850 ° C.
  • the cumulative rolling reduction is less than 10%, it is not preferable because the austenite grains do not become sufficiently fine.
  • the hot rolling is performed under the condition that the cumulative rolling reduction is 50% or more and the steel sheet surface temperature at the end of rolling is 800 to 550 ° C. This step introduces strain for making the transformed crystal grains fine.
  • Rolling in the temperature range of 900 to 600 ° C. has the effect of refining crystal grains and developing a texture that is advantageous for arrestability.
  • Table 2 shows the results of the long ESSO test.
  • Nos. 2, 3, 5, 6, 8, 9, 12, and 14 are invention examples of the production method of the present invention, and a brittle crack is stopped at the test plate. For this reason, these can be evaluated as “good” by the evaluation method of the present invention.
  • No. 1, 4, 7, 10, 11, 13, 15, 16 are comparative examples of the production method of the present invention, and the brittle crack did not stop. For this reason, these can be evaluated as “defective” by the evaluation method of the present invention.
  • test plate 12 approach plate 13 machined notch 14 pin hole 32 nut-shaped portion of the pin chuck 31 tester of electro-gas arc welding unit 15 CO 2 arc welding unit 2 tester tab plate 3 Tester

Abstract

　大型コンテナ船やバルクキャリアーなどに用いて好適な脆性き裂伝播停止性能に優れる厚鋼板（主には板厚５０ｍｍ以上の厚鋼板）の実船相当の長大脆性き裂伝播停止性能を評価する方法ならびに試験装置を提供する。　１．５ｍ以上の幅を有する大型試験片の幅直角方向に引張試験機で引張荷重を負荷して、き裂長１ｍ以上の長大脆性き裂に対する長大脆性き裂伝播停止性能を評価する際、大型試験片に引張試験機からの引張荷重を伝達する伝達部が、大型試験片の厚さの２．５倍以上となる増厚部を大型試験片の幅の２．８倍以上、より好ましくは４．１倍以上となる間隔で、大型試験片の幅中心を挟んで有し、引張試験機からの引張荷重が、増厚部で大型試験片の幅直角方向の中心を挟んだ位置に負荷される。伝達部を有する試験装置。

Description

厚鋼板の長大脆性き裂伝播停止性能の評価方法、それに用いる試験装置および厚鋼板の製造方法
　本発明は、大型コンテナ船（Mega-container carrier）やバルクキャリアー(bulk carrier)などの製造に好ましく使用される厚鋼板(steel plate)（主には板厚５０ｍｍ以上の厚鋼板）について、実船相当の長大脆性き裂のき裂伝播停止性能(long brittle crack arrestability)を評価する方法ならびに試験装置に関する。
　コンテナ船やバルクキャリアーは、積載能力(carrying capacity)の向上や荷役効率(cargo handling efficiency)の向上等のため、上部開口部(upper aperture)を大きくとった構造となっている。このため、船体の剛性(rigidity)および縦強度(longitudinal strength)を確保するために、これらの船では特に船体外板(outer plate of vessel’s body)を厚肉化する必要がある。
　近年、コンテナ船は大型化し、６，０００～２０，０００ＴＥＵ（Twenty-foot Equivalent　Unit）の大型船では船体外板の板厚は５０ｍｍ以上となる。板厚が５０ｍｍ以上になると、板厚効果（thickness effect）により破壊靱性(fracture toughness)が低下することに加え、溶接入熱(welding heat input)もより大きくなるため、溶接部(welded part)の破壊靭性が一層低下する傾向にある。なお、ＴＥＵは、長さ２０フィートのコンテナに換算した個数を表し、コンテナ船の積載能力の指標を示している。
　船舶(ships)やラインパイプ(linepipe)に使用される鋼板（主に板厚が５０ｍｍ未満の比較的薄手の鋼材）に対しては、ＴＭＣＰ（Thermo-Mechanical-Control-Process）法により細粒化を図り、低温靭性(low-temperature toughness)を向上させて、優れた脆性き裂伝播停止性能(brittle crack arrestability)を付与することができる。
　合金コスト(alloy cost)を上昇させることなく、脆性き裂伝播停止性能を向上させる手段として、鋼材の表層部(surface part)の組織(microstructure)を超微細化する技術が提案されている。例えば、特許文献１には、脆性き裂が伝播する際に、鋼材表層部に発生するシアリップ（shear-lips）（塑性変形領域（plastic deformation area））が脆性き裂伝播停止性能の向上に効果があることに着目し、シアリップ部分の結晶粒を微細化させて、伝播する脆性き裂が有する伝播エネルギー(propagation energy)を吸収させる方法が開示されている。
　特許文献１では、鋼板を熱間圧延後、制御冷却(controlled cooling)により表層部分をＡｒ３変態点以下に冷却し、その後制御冷却を停止して表層部分を変態点以上に復熱させる工程を１回以上繰り返して行い、この間に鋼材に圧下を加える。特許文献１では、このような方法を採用することで、繰り返し変態させ又は加工再結晶（recrystallization due to deformation）させて、表層部分に超微細なフェライト組織(ferrite structure)又はベイナイト組織(bainite structure)を生成させる。
　特許文献２では、フェライト－パーライト(pearlite)を主体のミクロ組織(microstructure)とする鋼材において、両表面部は、円相当平均粒径(average of equivalent circle diameter)が５μｍ以下、アスペクト比(aspect ratio)が２以上のフェライト粒を有するフェライト組織を５０％以上含有する層で構成されている。更に、特許文献２には、仕上げ圧延中の１パス当りの最大圧下率(maximum rolling reduction)を１２％以下にすることで局所的な再結晶現象(recrystallization phenomenon)を抑制し、フェライト粒径のバラツキ(variation)を抑えれば、脆性き裂伝播停止性能の向上という優れた効果を得られることが開示されている。
　特許文献３には、塑性変形(plastic deformation)を受けた後の耐脆性き裂伝播性能に優れた鋼材として、以下の（ａ）～（ｄ）に述べる条件を採用することによって製造される、結晶粒内にサブグレイン(sub-grain)を形成させた微細フェライトを主組織とする鋼材が開示されている。特許文献３では、鋼板表層の冷却および復熱などの複雑な温度制御(temperature control)を必要とせずに、塑性変形を受けた後の脆性き裂伝播停止性能を向上させる。
　（ａ）微細なフェライト結晶粒を確保する圧延条件、（ｂ）表面からの深さが鋼材板厚の５％以上の部分に微細フェライト組織を生成させる圧延条件、（ｃ）微細フェライトに集合組織を発達させるとともに加工（圧延）により導入した転位(dislocation)を熱的エネルギー(thermal energy)により再配置しサブグレインを形成させる圧延条件、（ｄ）形成した微細なフェライト結晶粒と微細なサブグレイン粒の粗大化を抑制する冷却条件。
　また、特許文献１～３と異なる技術思想(technological thought)として特許文献４には、集合組織(texture)を発達させることにより、鋼材の破壊面上にセパレーション(separation)を板厚方向と平行な方向に発生させ、脆性き裂先端の応力を緩和させることにより、耐脆性き裂伝播性能を高める方法が開示されている。そして、制御圧延により（１１０）面Ｘ線強度比(X-ray intensity ratio)を２以上とし、かつ円相当径(equivalent circle diameter)２０μｍ以上の粗大粒を１０％以下とすることが特許文献４に記載されている。
　特許文献５には、溶接構造用鋼が開示されており、この溶接構造用鋼を用いれば、溶接継手部(welded joint)における脆性き裂伝播停止性能を高めることができる。具体的に、特許文献５には、上記溶接構造用鋼として、板厚内部においての圧延面での（１００）面のＸ線面強度比が１．５以上を有することを特徴とする鋼板が開示されている。そして、この鋼板であれば、集合組織発達により、応力負荷方向(stress loading direction)に垂直な方向に対して、き裂伝播方向(crack propagation direction)を変化させて、脆性き裂を溶接継手部から母材側に誘導し、継手としての脆性き裂伝播停止性能を向上させることが特許文献５に記載されている。
　また、特許文献６には、板厚中央部における圧延面での（２１１）面のＸ線強度比が１．３以上、かつ板厚１／４部における圧延面での（１００）面Ｘ線強度比が１．５以上、板表層部における圧延面での（１００）面Ｘ線強度比が１．５以上を有することを特徴とする鋼板が開示されている。そして、この鋼板であれば、集合組織発達により、Ｔ継手(T-joint)等を介し鋼板表面から突入する脆性き裂先端近傍にクラック(crack)が発生し、そのクラックがき裂伝播抵抗として作用し、板厚方向に伝播する脆性き裂に対する脆性き裂伝播停止性能が向上することが特許文献６に記載されている。
　一方、船体構造(hull structure)においては、万一溶接部から脆性破壊(brittle fracture)が発生した場合にも、脆性き裂の伝播を停止させ船体分離を防止することが必要と考えられている。板厚５０ｍｍ未満の造船用鋼板溶接部の脆性き裂伝播挙動については、日本造船研究協会(The Shipbuilding Research Association of Japan)第１４７委員会において、実験的に検討がなされている。
　第１４７委員会では、溶接部にて強制的に発生させた脆性き裂の伝播経路、伝播挙動を実験的に調査した結果、溶接部の破壊靱性(fracture toughness)がある程度確保されていれば、溶接残留応力(welding residual stress)の影響により脆性き裂は溶接部から母材側に逸れやすいことが確認された。また、第１４７委員会では、溶接部に沿って脆性き裂が伝播した例も複数確認された。
　このことは、脆性破壊が溶接部に沿って直進伝播する可能性が無いとは言い切れないことを示唆している。しかし、第１４７委員会で適用した溶接と同等の溶接を板厚５０ｍｍ未満の鋼板に適用して建造された船舶が何ら問題なく就航(actual service)しているという多くの実績がある。この多くの実績に加え、靱性が良好な鋼板母材（造船Ｅ級鋼など）は、脆性き裂を停止する能力が十分にあるとの認識から、造船用鋼材溶接部の脆性き裂伝播停止性能は船級規則(Rules and Guidance for the survey and construction of steel ships)等には要求されてこなかった。
　しかしながら、最近の６，０００ＴＥＵを超える大型コンテナ船では鋼板の板厚は５０ｍｍを超える。板厚が５０ｍｍを超えると、板厚効果により破壊靱性が低下することに加え、溶接入熱もより大きくなるため、溶接部の破壊靭性が一層低下する傾向にある。
　最近、このような厚肉大入熱溶接継手(large heat input welded joint of heavy gauge steel plate)では、溶接部から発生した脆性き裂は、母材側に逸れずに直進し長大化(long)し、骨材（stiffeners）（あるいは、補強材ともいう。）等の鋼板母材部でも停止しないことが実験的に示されている（非特許文献１）。このことは、５０ｍｍ以上の板厚の鋼板を適用した船体構造の安全確保の上で大きな問題となっている。
　このような船体の安全性確保を評価する試験として、長大ＥＳＳＯ(large-scale duplex ESSO)試験がある。この長大ＥＳＳＯ試験には、評価方法の相違や試験装置の制約などにより試験結果が変化し、必ずしも実船に相当する長大脆性き裂伝播停止性能が評価されていないという問題がある。
　上記特許文献１～６記載の技術による鋼板の脆性き裂伝播停止性能（脆性き裂伝播停止靭性）を評価する試験法としては、幅５００ｍｍ程度の試験片を用いる二重引張試験およびＥＳＳＯ試験等の試験法があり、鋼板性能を正しく評価するため試験方法の詳細が定められている（日本溶接協会(The Japan Welding Engineering Society)の鋼種認定試験方法(steel grade qualified method)、日本海事協会(Nippon Kaiji Kyokai)の脆性き裂アレスト設計指針(guidelines on brittle crack arrest design)のＫｃａ試験方法(Kca test method)）。
　さらに、これらの鋼板を実際に構造物に適用する場合には、長さ１ｍ以上の長大脆性き裂に対する性能を、幅１．５ｍ以上の長大ＥＳＳＯ試験などの超大型試験(very large test)により実証することが要求される場合があるが、試験方法については、詳細には定められていない。
特開平４－１４１５１７号公報 特開２００２－２５６３７５号公報 特開平１１－２５６２２８号公報 特開平１０－８８２８０号公報 特開平６－２０７２４１号公報 特開２００８－２１４６５２号公報
山口ら：「超大型コンテナ船（Ｍｅｇａ－ｃｏｎｔａｉｎｅｒ　ｃａｒｒｉｅｒ）の開発―新しい高強度極厚鋼板（ｎｅｗ　ｈｉｇｈ　ｓｔｒｅｎｇｔｈ　ｈｅａｖｙ　ｇａｕｇｅ　ｓｔｅｅｌ　ｐｌａｔｅ）の実用―」、日本船舶海洋工学会誌、３、（２００５）、Ｐ７０．
　上記特許文献１～６記載の技術には、実船相当の長大脆性き裂伝播停止性能を評価する方法や試験装置については記載がない。したがって、特許文献１～６に記載の技術を用いて、実船相当の安全性評価という課題を解決することができない。また、上述した特許文献１～６記載の鋼板は、長大化した脆性き裂伝播停止性能に関するものではない。したがって、特許文献１～６に記載の技術を用いても、非特許文献１で明らかにされた課題を解決することができない。
　そこで、本発明は、実船相当の長大脆性き裂伝播停止性能を評価する方法、試験装置および厚鋼板の製造方法を提供することを目的とする。
　本発明者らは、引張試験機(tensile testing machine)の伝達部(transfer part)（試験機のタブ板(tab plate)および試験機のピンチャック(pin-chuck)で構成される）における増厚部(more thicker part)の厚さとその間隔を変化させた動的ＦＥＭ解析(dynamic finite element method analysis)により、実船相当(full-scale)の長大脆性き裂伝播性能を模擬できる長大ＥＳＳＯ試験の評価方法、試験装置について検討した。その結果、増厚部の厚さとその間隔を所定の値とすることで、応力反射（応力波の反射）の無い実船に相当する状況が再現可能であることを知見した。
　本発明で、長大脆性き裂は、隣接する他の鋼板から突入する長さ１ｍ以上の脆性き裂とする。
　また、得られた長大ＥＳＳＯ試験の評価方法、試験装置を用いて、化学組成および圧延条件を変化させた多くの鋼板について製造条件と長大脆性き裂の脆性き裂伝播停止性能（アレスト性能(arrestability)という場合がある）の関係を調査し、知見を得た。
　本発明は上記知見を基に更に検討を加えてなされたもので、すなわち本発明は、以下の通りである。
（１）１．５ｍ以上の幅を有する大型試験片の幅直角方向に引張試験機で引張荷重を負荷して、前記大型試験片におけるき裂長１ｍ以上の長大脆性き裂に対する伝播停止性能を求める厚鋼板の長大脆性き裂伝播停止性能の評価方法であって、前記大型試験片に引張試験機からの引張荷重を伝達する伝達部が、前記大型試験片の厚さの２．５倍以上となる増厚部を、前記大型試験片の幅の２．８倍以上となる間隔で、前記大型試験片の幅直角方向の中心を挟んで有し、前記引張試験機からの引張荷重が、前記増厚部で前記大型試験片の幅直角方向の中心を挟んだ位置に負荷されることを特徴とする厚鋼板の長大脆性き裂伝播停止性能の評価方法。
（２）前記増厚部を前記大型試験片の幅の４．１倍以上となる間隔で有することを特徴とする（１）記載の厚鋼板の長大脆性き裂伝播停止性能の評価方法。
（３）１．５ｍ以上の幅を有する大型試験片の幅直角方向に引張荷重を負荷して、前記大型試験片におけるき裂長１ｍ以上の長大脆性き裂に対する伝播停止性能を求める厚鋼板の長大脆性き裂伝播停止性能を評価する装置であって、前記大型試験片に引張荷重を伝達する伝達部が、前記大型試験片の厚さの２．５倍以上となる増厚部を、前記大型試験片の幅の２．８倍以上となる間隔で、前記大型試験片の幅直角方向の中心を挟んで有し、前記引張荷重を、前記増厚部で前記大型試験片の幅直角方向の中心を挟んだ位置に負荷し、荷重容量(load capacity)が５０ＭＮ(mega newton)以上であることを特徴とする厚鋼板の長大脆性き裂伝播停止性能を評価する装置。
（４）前記増厚部を前記大型試験片の幅の４．１倍以上となる間隔で有することを特徴とする（３）記載の厚鋼板の長大脆性き裂伝播停止性能を評価する装置。
（５）（３）または（４）に記載の装置において、前記荷重容量が８０ＭＮ以上あることを特徴とする厚鋼板の長大脆性き裂伝播停止性能を評価する装置。
（６）（３）～（５）の何れか一つに記載の装置を用いて、厚鋼板の長大脆性き裂伝播停止性能を評価する工程を含むことを特徴とする長大脆性き裂伝播停止性能に優れる厚鋼板の製造方法。
（７）（６）に記載の厚鋼板の製造方法において、鋼組成が、質量％で、Ｃ：０．１５％以下、Ｓｉ：０．６％以下、Ｍｎ：０．８～２．４％、Ｓ：０．００１～０．０５％を含み、Ｔｉ：０．００５～０．０５％またはＮｂ：０．００１～０．１％の内から選んだ少なくとも１種を含み、更に、Ｃｕ：２％以下、Ｖ：０．２％以下、Ｎｉ：２％以下、Ｃｒ：０．６％以下、Ｍｏ：０．６％以下、Ｗ：０．５％以下、Ｂ：０．００５％以下、Ｚｒ：０．５％以下の内から選んだ少なくとも１種を含有し、残部Ｆｅおよび不可避的不純物からなる鋼素材を、９００～１３５０℃の温度に加熱し、次いで鋼板表面温度１０００～８５０℃の温度域において累積圧下率(cumulative rolling reduction)１０％以上圧延した後、鋼板表面温度９００～６００℃の温度域において累積圧下率５０％以上で、圧延終了時の鋼板表面温度８００～５５０℃で熱間圧延して製造することを特長とする長大脆性き裂伝播停止性能に優れる厚鋼板の製造方法。
（８）更に、熱間圧延を終了した後、５℃／ｓ以上の冷却速度(cooling rate)で４００℃まで冷却する（７）記載の長大脆性き裂伝播停止性能に優れる厚鋼板の製造方法。
（９）（６）～（８）の何れか一つに記載の製造方法により製造されることを特徴とする長大脆性き裂伝播停止性能に優れる厚鋼板。
　本発明によれば、これまで正確な評価が困難であった長大脆性き裂停止性能の評価が、応力反射（reflection of stress wave）の無い実船相当条件下において実施可能となる。また、これまで困難であった、主に板厚（ｔ）が５０ｍｍ以上の厚鋼板において優れた脆性き裂伝播停止性能を付与することが可能で、長大脆性き裂を応力反射の無い実船相当条件下において停止させることができ、産業上極めて有用である。
図１は試験片幅２４００ｍｍの長大ＥＳＳＯ試験片の寸法形状を示す図。 図２は試験片幅１５００ｍｍの長大ＥＳＳＯ試験片の寸法形状を示す図。 図３は長大脆性き裂伝播停止性能の評価に及ぼす応力反射の影響を調査するための動的ＦＥＭ解析モデル（モデル１）を示す図。 図４は長大脆性き裂伝播停止性能の評価に及ぼす応力反射の影響を調査するための動的ＦＥＭ解析モデル（モデル２）を示す図。 図５は長大脆性き裂伝播停止性能の評価に及ぼす応力反射の影響を調査するための動的ＦＥＭ解析モデル（モデル３）を示す図。 図６は図３～５の動的解析モデルによる解析結果として、長大脆性き裂の試験板突入時の（図３～５のＰｏｉｎｔ　Ｃの）動的応力拡大係数に及ぼす試験条件（増厚部の厚さとその間隔）の影響を示す図。ここで、Ｋｄは長大脆性き裂が試験板に突入するときの動的応力拡大係数（dynamic stress intensity factor）（図３～５のＰｏｉｎｔ　Ｃにおける動的応力拡大係数）、ＫｄＡｅｆｆ／Ｗ＝８．３　はＡｅｆｆ／Ｗ＝８．３の条件（Ａｅｆｆが試験片幅Ｗの８．３倍の場合）において、長大脆性き裂が試験板に突入するときの動的応力拡大係数である。Ａｅｆｆ／Ｗ＝８．３の条件は、長大脆性き裂が試験板に突入するまで荷重の低下（ピン(pin)の反力(reaction force)の低下）が生じない条件（すなわち、長大脆性き裂が試験板に突入するまで、き裂発生（crack initiation）および開口(crack opening)による除荷応力弾性波(unloading stress elastic wave)がピン穴位置に到達しない条件）である。 図７は長大ＥＳＳＯ試験の実施に適用した試験片、試験機のタブ板、試験機のピンチャックの形状を示す図。
　本発明は、応力反射の無い実船相当条件下にて、長大脆性き裂伝播停止性能を評価するためのものである。本発明は、長大ＥＳＳＯ試験片（大型試験片ともいう）に引張試験機からの引張荷重を伝達する伝達部に、大型試験片の板厚ｔの２．５倍以上となる増厚部を大型試験片の幅Ｗの２．８倍以上となる間隔で、大型試験片の幅中心を挟んで、設けることを特長とする。なお、大型試験片とは、日本海事協会「脆性亀裂アレスト設計指針」附属書B（２００９）に記載の大型試験片を指す。
　以下、本発明を図１～７を用いて説明する。図６を除くこれらの図は大型引張試験ジグ(jig)を示す。図６を除くこれらの図において、１は長大ＥＳＳＯ試験片、１１は長大ＥＳＳＯ試験片１の試験板、１２は長大ＥＳＳＯ試験片１の助走板(crack-running plate)、１３は機械加工ノッチ(machined notch)、１４はエレクトロガスアーク溶接部(welded part of electrogas arc welding)、１５はＣＯ２アーク溶接部(welded part of CO2 arc welding)、２は試験機のタブ板、３は試験機のピンチャック、３１は試験機のピン孔、３２はナット形状部（ピン孔周囲を補強する増厚部）、Ｗは長大ＥＳＳＯ試験片の幅を指す。本発明は１．５ｍ以上の幅Ｗを有する大型試験片を対象とする。また、通常、大型試験片の幅Ｗは３ｍ以下である。
　まず、動的ＦＥＭ解析により応力反射の影響を評価し、応力反射の影響が無視できる試験条件を求めた。
　図１、２に解析に用いた長大ＥＳＳＯ試験片１の形状と各部の寸法を示す。図１に示した長大ＥＳＳＯ試験片１は、試験板１１と助走板１２が、試験板１１の圧延方向（rolling direction）（Ｒ．Ｄ．）に沿ってＣＯ２アーク溶接された溶接部１５（以下、ＣＯ２アーク溶接部１５という）で接合されている。
　脆性き裂を発生させるため、助走板１２のエレクトロガスアーク溶接部１４の溶接部途中のボンド部(bond)に沿って機械加工ノッチ１３が加工されている。図２に示す長大ＥＳＳＯ試験片１では助走板１２のエレクトロガスアーク溶接部１４の端部のボンド部に機械加工ノッチ１３が加工されているが、他は図１と同様に構成されている。
　図３～５に動的ＦＥＭ解析モデルを示す。図３、５は図１の長大ＥＳＳＯ試験片を用いた解析モデル(analysis model)、図４は図２の長大ＥＳＳＯ試験片を用いた解析モデルとした。図示した動的ＦＥＭ解析モデルは、応力反射の無い条件を見極めるためのパラメトリックモデル(parametrical model)で、伝達部の形状と寸法の影響を解析するためのモデルである。
　伝達部は、引張試験機からの引張荷重を大型試験片１に伝達する部分である。具体的には、伝達部とは、大型試験片１で引張荷重が負荷される端部に、大型試験片１の幅直角方向の中心（機械加工ノッチ１３のノッチ先端部の位置）に対して左右対称に、試験機のタブ板２と試験機のピンチャック３で構成された部分を指す。伝達部において試験片板厚ｔ方向の厚みが試験片厚さｔ（板厚）の２．５倍以上となっている部分を増厚部とする。なお、幅方向とは、試験板を板厚方向から見たときに、圧延方向（Ｒ．Ｄ．）に対して垂直な方向であり、幅直角方向とは、圧延方向（Ｒ．Ｄ．）である。
　伝達部の増厚部は、図３の解析モデルの場合、試験片厚さｔ（板厚）の３倍となる試験機のピンチャック３で、図４の解析モデルの場合、試験片厚さｔ（板厚）の２．５倍以上となる試験機のタブ板２と試験機のピンチャック３で、図５の解析モデルの場合、試験機のピンチャック３のナット形状部（ピン孔周囲を補強する増厚部）３２である。また、増厚部の厚みの上限は特に限定されないが、通常、増厚部の厚みは、試験片厚さｔ（板厚）の２０倍以下である。
　引張試験機（図示しない）からの引張荷重は、増厚部のピン孔３１に装入される引張試験機のピン（図示しない）により、大型試験片１の幅直角方向に左右対称に負荷される。
　本発明で増厚部の間隔（Ａｅｆｆという場合がある）は、増厚部の間隔のうち、最短となる間隔である。増厚部の間隔は、図３の解析モデルの場合、左右の試験片厚さｔ（板厚）の３倍となる試験機のピンチャック３間の間隔（図中Ａｅｆｆ）であり、図４の解析モデルの場合、左右の、試験片厚さｔ（板厚）の２．５倍となる試験機のタブ板２間の間隔（図中Ａｅｆｆ）であり、図５の解析モデルの場合、左右の試験機のピンチャック３のナット形状部３２で対向する面の間隔（図中Ａｅｆｆ）である。
　図６に、解析結果として、長大き裂の試験板１１に突入時（図３～５のＰｏｉｎｔ　Ｃ）の動的応力拡大係数に及ぼす試験条件（増厚部の厚さとその間隔（Ａｅｆｆ））の影響を示す。
　図６に示すように、Ａｅｆｆが短くなると、動的応力拡大係数は試験機のピン穴３１周囲の増厚部の形状（試験機のタブ板２、試験機のピンチャック３、またはナット形状部３２の形状）によらずに低下する。そして、Ａｅｆｆが試験片幅Ｗの２．８倍より短くなると（Ａｅｆｆ／Ｗが２．８未満となると）低下がより一層顕著になる。
　図６に示すように、き裂伝播速度（crack propagation speed）が５００～８００ｍ／ｓの範囲（溶接部を直進伝播する一般的なき裂速度）では、Ａｅｆｆが試験片幅Ｗの２．８倍以上あれば、荷重低下が発生しないＡｅｆｆ／Ｗ＝８．３の試験条件とほぼ同等の（荷重低下が発生しない試験条件の９５％以上の）動的応力拡大係数が得られている。すなわち、長大ＥＳＳＯ試験において、伝達部における増厚部の間隔Ａｅｆｆを、試験片幅Ｗの２．８以上にすれば、除荷応力波(wave of unloading characteristics)の反射の影響が小さい実船相当の試験条件が実現可能である。
　さらに、Ａｅｆｆ／Ｗを４．１倍以上とすれば荷重低下が発生しない試験条件の９７％以上となり、より理想的な試験(more perfect test)が可能となる。Ａｅｆｆ／Ｗを６倍以上とすれば荷重低下が発生しない試験条件と完全に同条件となり、より理想的な試験が可能となる。
　以上より、Ａｅｆｆを試験片幅Ｗの２．８倍以上にすれば、実船相当条件の評価が可能である。例えば図７に示す、増厚部であるナット形状部(screw nut like part)３２（大型試験片１の板厚６０～１００ｍｍに対し、厚みが４００ｍｍ）間の間隔（Ａｅｆｆ）が８８００ｍｍである伝達部を用いて、長大脆性き裂伝播停止性能を評価した場合、十分に実船相当条件の評価が可能となる。
　以上のＦＥＭ解析により、荷重を負荷／伝達する増厚部（試験機のタブ板もしくは試験機のピンチャック等）の間隔Ａｅｆｆを試験片幅の２．８倍以上、より好ましくは、４．１倍以上とした。さらにより理想的には６倍以上とするのが良い。
　上記条件で試験片幅１．５ｍ以上の試験片を用いて、船舶の最大許容応力（maximum allowable stress）のレベル（２４２～３００Ｎ／ｍｍ２程度）にて、試験片破断時に試験機に過度な付加を与えることなく、長大脆性き裂停止性能を評価するには、試験機の荷重容量を５０ＭＮ以上にすることが必要である。
　よって、応力反射の無い、実船相当条件下の長大脆性き裂伝播停止性能を評価しうる試験装置は、荷重を負荷／伝達する増厚部（試験機のタブ板もしくは試験機のピンチャック等）の厚さが試験片厚さに対して２．５倍以上、且つ試験片両端に位置する当該増厚部の間隔（最短距離(shortest distance))が試験片幅の２．８倍以上であり、荷重容量が５０ＭＮ以上の装置である。
　日本海事協会の脆性き裂アレストの設計指針(Guidelines on Brittle Crack Arrest Design)等に記載の試験片幅２ｍ以上での評価を行う場合、試験機の荷重容量を８０ＭＮ以上にすることが必要となる。このため、より好ましくは荷重容量が８０ＭＮ以上の試験装置である。荷重容量の上限値は特に限定されないが、通常、試験装置の荷重容量は１００ＭＮ以下である。
　上述した実船相当条件の長大脆性き裂伝播停止性能の評価方法によって、鋼板およびその溶接部において脆性破壊が発生した場合でも、大規模破壊(havoc)に至る前に長大化した脆性き裂を停止させることが可能な、主に５０ｍｍ以上の板厚の厚鋼板を選び出すことができる。この厚鋼板の好ましい成分組成、好ましい製造条件は以下の通りである。なお、説明において％は質量％とする。ちなみに、厚さ５０ｍｍ未満の厚鋼板は、現行鋼板（例えば造船用Ｅ級鋼(E crass shipbuilding steel)など）で長大脆性き裂を停止させることができる。
　　［成分組成］
　Ｃ：０．１５％以下
　Ｃは強度を確保するために必要である。強度確保の観点からＣ量の下限を０．０２％とするのが好ましい。しかし、Ｃ量が、０．１５％を超えると溶接熱影響部(welded heat-affected zone)（ＨＡＺ）靭性が低下するので、Ｃ量の上限を０．１５％以下に限定した。なお、（２１１）面および（１００）面の集合組織をより一層発達させるために、Ｃ量は０．０３％以下とすることが好ましい。
　Ｓｉ：０．６％以下
　Ｓｉは強度上昇に有効な元素である。その効果を得るには、Ｓｉの含有量を０．０１％以上とするのが好ましい。Ｓｉ量が、０．６％を超えると溶接熱影響部（ＨＡＺ）靭性を著しく劣化させる。このため、Ｓｉ量は０．６％以下に限定した。
　Ｍｎ：０．８～２．４％
　Ｍｎは高強度化に有効な元素である。強度確保の観点からＭｎ量は０．８％以上とした。しかし、Ｍｎ量が２．４％を超えると、母材靭性(toughness of base material)の劣化が懸念される。したがって、Ｍｎ量は０．８～２．４％の範囲とした。なお、Ｍｎ量の好ましい範囲は１．０～１．７％である。
　Ｓ：０．００１～０．０５％以下
　脆性き裂前縁にクラック（鋼板表面に平行な割れ）を発生させる必要があるため、Ｓ量は０．００１％以上とする。しかし、Ｓは非金属介在物(non-metal inclusion)を形成し延性(ductility)および靭性を劣化させる。このためＳ量は０．０５％以下とした。
　Ｔｉ：０．００５～０．０５０％、Ｎｂ：０．００１～０．１％の１種または２種
　Ｔｉは、炭化物(carbide)や窒化物(nitride)の析出物(precipitate)を形成することにより、鋼板製造時の加熱段階でのオーステナイト粒(austenite grain)の成長を抑制して細粒化に寄与するとともに、溶接熱影響部（ＨＡＺ）の結晶粒粗大化も抑制しＨＡＺ靱性を向上する効果がある。これらの効果を得るには、Ｔｉ量は０．００５％以上とする。一方、Ｔｉ量が多すぎると、靱性が劣化する。このため、Ｔｉ量は０．０５０％以下とする。
　Ｎｂは析出強化(precipitation strengthening)および靱性の向上にも有効である。また、Ｎｂはオーステナイトの再結晶(recrystallization)を抑制し、後述する圧延条件による効果を促進する。これらの効果を得るためには、Ｎｂ量は０．００１％以上とする。Ｎｂ量が０．１％を超えると、焼き入れ組織(hardened microstructure)が針状化(needle-like)して靱性が劣化する傾向にある。このため、Ｎｂ量は０．１％以下とする。
　Ｃｕ：２．０％以下、Ｖ：０．２％以下、Ｎｉ：２．０％以下、Ｃｒ：０．６％以下、Ｍｏ：０．６％以下、Ｗ：０．５％以下、Ｂ：０．００５０％以下、Ｚｒ：０．５％以下の内から選んだ少なくとも１種
　Ｃｕ：２．０％以下
　Ｃｕは、主として析出強化のために用いることができる。その効果を得るには、Ｃｕ量は０．０５％以上とするのが好ましい。Ｃｕ量が２．０％を超えると、析出強化が過多となり靱性が劣化する。このため、Ｃｕ量は２．０％とすることが好ましい。
　Ｖ：０．２％以下
　Ｖは固溶強化(solute strengthening)と析出強化が利用できる成分である。その効果を得るには、Ｖ量は０．００１％以上とするのが好ましい。Ｖ量が０．２％を超えると、母材の靭性および溶接性(weldability)を大きく損なう。このため、Ｖ量は０．２％以下とすることが好ましい。
　Ｎｉ：２．０％以下
　Ｎｉは、強度および靱性を向上させる。また、Ｎｉは、Ｃｕを添加した場合において、圧延時のＣｕ割れを防止するのに有効である。その効果を得るには、Ｎｉ量は０．０５％以上とするのが好ましい。しかし、Ｎｉは高価である上、Ｎｉを過剰に添加してもその効果が飽和する。このため、Ｎｉ量は２．０％以下とすることが好ましい。
　Ｃｒ：０．６％以下
　Ｃｒは、強度を上昇させる効果を有する。その効果を得るには、Ｃｒ量は０．０１％以上とするのが好ましい。しかし、Ｃｒ量が０．６％を超えると、溶接部の靱性が劣化する。このため、Ｃｒ量は０．６％以下とすることが好ましい。
　Ｍｏ：０．６％以下
　Ｍｏは、常温および高温での強度を上昇させる効果を有する。その効果を得るには、Ｍｏ量は０．０１％以上とするのが好ましい。しかし、Ｍｏ量が０．６％を超えると、溶接性が劣化するため、Ｍｏ量は０．６％以下とするのが好ましい。
　Ｗ：０．５％以下
　Ｗは、高温強度を上昇させる効果を有している。その効果を得るには、Ｗ量は０．０５％以上とするのが好ましい。しかし、Ｗ量が０．５％を超えると、靱性を劣化させるだけでなく、高価である。このため、Ｗ量は０．５％以下とするのが好ましい。
　Ｂ：０．００５％以下
　Ｂは圧延中にＢＮとして析出し、圧延後のフェライト粒(ferrite grain)を細かくする。その効果を得るには、Ｂ量は０．００１％以上とするのが好ましい。しかし、Ｂ量が０．００５％を超えると靱性が劣化する。このため、Ｂ量は０．００５％以下に限定した。
　Ｚｒ：０．５％以下
　Ｚｒは、強度を上昇させるほか、亜鉛めっき材(galvanized material)の耐めっき割れ性（plating cracking resistance）を向上させる元素である。その効果を得るに、Ｚｒ量は０．０３％以上とするのが好ましい。しかし、Ｚｒ量が０．５％を超えると、溶接部の靱性が劣化する。このため、Ｚｒ量は０．５％以下とするのが好ましい。
　本発明に係る鋼は上記成分組成の他は残部Ｆｅおよび不可避的不純物である。なお、不可避的不純物としては、Ｐ：０．０３５％以下、Ａｌ：０．０８％以下、Ｎ：０．０１２％以下、Ｏ：０．０５％以下、Ｍｇ：０．０１％以下、などが容認できる。
　製造条件では、加熱温度(heating temperature)、熱間圧延条件(hot rolling condition)、冷却条件(cooling condition)を規定することが好ましい。説明において規定がない場合、温度、冷却速度は板厚方向(thickness direction)の平均値とする。
　［加熱温度］
　鋼素材は、９００～１３５０℃の温度に加熱する。加熱温度を９００℃以上とするのは、材質の均質化と後述する制御圧延（controlled rolling）を行うために必要である。また、加熱温度を１３５０℃以下とするのは、過度に高温になると表面酸化(surface oxidization)が顕著になるとともに、結晶粒(crystal grain)の粗大化(coarsening)が避けられなくなるからである。なお、靱性の向上のためには、加熱温度の上限を１１５０℃とすることが好ましい。
　［熱間圧延条件］
　鋼板表面温度が１０００～８５０℃の温度域において、累積圧下率が１０％以上の条件で圧延する。この圧延によって、オーステナイト粒が部分的に再結晶するため、組織が微細かつ均一になる。
　なお、１０００℃を超える温度での圧延は、オーステナイト粒の成長を助長するので、細粒化のためには好ましくない。一方、８５０℃未満の温度での圧延は、８５０℃未満で完全にオーステナイト未再結晶域(no-recrystallization temperature range in austenite)に入るので、結晶粒の均一化のためには好ましくない。また、累積圧下率が１０％未満になるとオーステナイト粒が十分に微細にならないという理由で好ましくない。
　鋼板表面温度が９００～６００℃の温度域において、累積圧下率が５０％以上、圧延終了時の鋼板表面温度が８００～５５０℃の条件にて熱間圧延する。この工程により、変態後の結晶粒を微細化するための歪を導入する。
　９００～６００℃の温度域で圧延することで結晶粒を微細化し且つアレスト性に有利な集合組織が発達するという効果がある。
　また、累積圧下率を５０％以上にすることで結晶粒微細化と集合組織の発達をさらに促進させるという効果がある。
　その後、鋼板表面温度が８５０～５５０℃の温度域で圧延することにより、結晶粒が微細化され、良好なアレスト性能（長大脆性き裂伝播停止性能）が得られる。
　［冷却条件］
　熱間圧延を終了した後、５℃／ｓ以上の冷却速度で４００℃まで冷却することが好ましい。４００℃までの温度域を５℃／ｓ以上の冷却速度で冷却すると、ベイナイトラス(bainite luth)が発達して、き裂の伝播抵抗(crack propagation resistance)となり、良好なアレスト性能（長大脆性き裂伝播停止性能）が得られる。
　表１に示す種々の化学組成に調整した鋼スラブ(steel slab)を用いて、表２に示す条件にしたがって厚鋼板を製造した。かくして得られた各厚鋼板について、図１に示す寸法形状の長大ＥＳＳＯ試験片を作製し、上述の本発明法を用いて試験に供した。試験は、応力２５７Ｎ／ｍｍ２、試験温度－１０℃の条件にて実施した。ここで、応力２５７Ｎ／ｍｍ２は、船体に多用されている降伏強度(yield strength)４０ｋｇｆ／ｍｍ２級鋼板の最大許容応力であり、温度－１０℃は船舶の設計温度である。長大ＥＳＳＯ試験は図７に示す大型引張試験ジグにて行った。
　長大ＥＳＳＯ試験を実施した結果を、表２に示す。Ｎｏ２、３、５、６、８、９、１２、１４は、本発明の製造方法の発明例であり、脆性き裂が試験板で停止している。このため、これらは、本発明の評価方法によって、「良好」と評価できる。Ｎｏ．１、４、７、１０、１１、１３、１５、１６は、本発明の製造方法の比較例であり、脆性き裂が停止しなかった。このため、これらは、本発明の評価方法によって、「不良」と評価できる。
Figure JPOXMLDOC01-appb-T000001
Figure JPOXMLDOC01-appb-T000002
１　長大ＥＳＳＯ試験片
　１１試験板
　１２　助走板
　１３　機械加工ノッチ
　１４　エレクトロガスアーク溶接部
　１５　ＣＯ２アーク溶接部
２　　試験機のタブ板
３　　試験機のピンチャック
　３１　試験機のピン孔
　３２　ナット形状部
 

Claims (9)

  1. 　１．５ｍ以上の幅を有する大型試験片の幅直角方向に引張荷重を負荷して、前記大型試験片におけるき裂長１ｍ以上の長大脆性き裂に対する伝播停止性能を評価する厚鋼板の長大脆性き裂伝播停止性能の評価方法であって、前記大型試験片に引張試験機からの引張荷重を伝達する伝達部が、前記大型試験片の厚さの２．５倍以上となる増厚部を、前記大型試験片の幅の２．８倍以上となる間隔で、前記大型試験片の幅直角方向の中心を挟んで有し、前記引張試験機からの引張荷重が、前記増厚部で前記大型試験片の幅直角方向の中心を挟んだ位置に負荷されることを特徴とする厚鋼板の長大脆性き裂伝播停止性能の評価方法。
  2. 　前記増厚部を前記大型試験片の幅の４．１倍以上となる間隔で有することを特徴とする請求項１記載の厚鋼板の長大脆性き裂伝播停止性能の評価方法。
  3. 　１．５ｍ以上の幅を有する大型試験片の幅直角方向に引張荷重を負荷して、前記大型試験片におけるき裂長１ｍ以上の長大脆性き裂に対する伝播停止性能を評価する厚鋼板の長大脆性き裂伝播停止性能を評価する試験装置であって、前記大型試験片に引張荷重を伝達する伝達部が、前記大型試験片の厚さの２．５倍以上となる増厚部を、前記大型試験片の幅の２．８倍以上となる間隔で、前記大型試験片の幅直角方向の中心を挟んで有し、前記引張荷重を、前記増厚部で前記大型試験片の幅直角方向の中心を挟んだ位置に負荷し、荷重容量が５０ＭＮ以上であることを特徴とする厚鋼板の長大脆性き裂伝播停止性能を評価する試験装置。
  4. 　前記増厚部を前記大型試験片の幅の４．１倍以上となる間隔で有することを特徴とする請求項３記載の厚鋼板の長大脆性き裂伝播停止性能を評価する試験装置。
  5. 　前記荷重容量が８０ＭＮ以上あることを特徴とする請求項３または４に記載の厚鋼板の長大脆性き裂伝播停止性能を評価する試験装置。
  6. 　請求項３～５の何れか一つに記載の装置を用いて、厚鋼板の長大脆性き裂伝播停止性能を評価する工程を含むことを特徴とする長大脆性き裂伝播停止性能に優れる厚鋼板の製造方法。
  7. 　請求項６の厚鋼板の製造方法において、鋼組成が、質量％で、Ｃ：０．１５％以下、Ｓｉ：０．６％以下、Ｍｎ：０．８～２．４％、Ｓ：０．００１～０．０５％を含み、Ｔｉ：０．００５～０．０５％またはＮｂ：０．００１～０．１％の内から選んだ少なくとも１種を含み、更に、Ｃｕ：２％以下、Ｖ：０．２％以下、Ｎｉ：２％以下、Ｃｒ：０．６％以下、Ｍｏ：０．６％以下、Ｗ：０．５％以下、Ｂ：０．００５％以下、Ｚｒ：０．５％以下の内から選んだ少なくとも１種を含有し、残部Ｆｅおよび不可避的不純物からなる鋼素材を、９００～１３５０℃の温度に加熱し、次いで鋼板表面温度１０００～８５０℃の温度域において累積圧下率１０％以上圧延した後、鋼板表面温度９００～６００℃の温度域において累積圧下率５０％以上で、圧延終了時の鋼板表面温度８００～５５０℃で熱間圧延して製造することを特長とする長大脆性き裂伝播停止性能に優れる厚鋼板の製造方法。
  8. 　更に、熱間圧延を終了した後、５℃／ｓ以上の冷却速度で４００℃まで冷却する請求項７記載の長大脆性き裂伝播停止性能に優れる厚鋼板の製造方法。
  9. 　請求項６～８の何れか一つに記載の製造方法により製造されることを特徴とする長大脆性き裂伝播停止性能に優れる厚鋼板。
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