WO2023095528A1 - 厚鋼板の脆性亀裂伝播停止性能の評価方法 - Google Patents

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WO2023095528A1
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charpy impact
steel plate
plate thickness
brittle crack
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PCT/JP2022/039921
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久和 田近
恒久 半田
哲哉 田川
涼太 長尾
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Ｊｆｅスチール株式会社
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    • G—PHYSICS
    • G01—MEASURING; TESTING
    • G01N—INVESTIGATING OR ANALYSING MATERIALS BY DETERMINING THEIR CHEMICAL OR PHYSICAL PROPERTIES
    • G01N3/00—Investigating strength properties of solid materials by application of mechanical stress
    • G01N3/30—Investigating strength properties of solid materials by application of mechanical stress by applying a single impulsive force, e.g. by falling weight
    • G01N3/31—Investigating strength properties of solid materials by application of mechanical stress by applying a single impulsive force, e.g. by falling weight generated by a rotating fly-wheel

Definitions

  • the present invention relates to a method for evaluating the brittle crack arrestability of thick steel plates with a thickness of 40 mm or more, and particularly to a simple evaluation method using a small test piece.
  • Patent Document 1 a Charpy impact test was performed using a Charpy impact test piece in which a press notch was introduced from the center of the plate thickness and the position of 1/4 of the plate thickness from the surface.
  • a method for evaluating the brittle fracture arrestability of steel plates is described, which evaluates the brittle fracture arrestability based on the fracture surface transition temperature at which the brittle fracture surface ratio becomes 75%.
  • Patent Document 2 when evaluating the brittle fracture propagation stopping performance of a thick steel plate of 50 mm or more in a small test, a deformed press notch with a rectangular cross section exceeding 100 mm A Charpy impact test is performed using a Charpy test piece, and based on the transition temperature PTE at which the absorbed energy exhibits a specific value or the transition temperature BATT at which the brittle fracture surface ratio exhibits a specific value, brittle fracture propagation A method for evaluating brittle fracture propagation arresting performance of thick steel plates is described.
  • Non-Patent Document 1 states that the brittle fracture arrestability Kca value determined by the ESSO test is strongly affected by the low toughness region due to the distribution of toughness at each position in the plate thickness direction. A technique is described in which the toughness value at each position in the thickness direction is taken as the area average value of the steel plate, and the value at the central portion of the plate thickness is weighted to evaluate the brittle fracture arrestability.
  • Patent Document 1 uses press-notched Charpy impact test specimens taken from the center of the plate thickness of the thick steel plate and the position of 1/4 of the plate thickness from the surface to evaluate the brittle fracture arrestability. , and the toughness value of the surface layer is not reflected. Therefore, the correlation with the brittle crack arrest toughness value Kca is low in a thick steel plate in which occurrence of shear lip in the surface layer greatly affects brittle crack arrest. In addition, there is a problem that the correlation with the brittle crack arrest toughness value Kca is low in a thick steel plate in which the fracture morphology in the plate thickness direction is largely different although the occurrence of shear lip is small.
  • a press notch Charpy impact test piece of the same size as a normal Charpy impact test is used to collect the test piece from one central part of the plate thickness, and the brittleness of the thick steel plate is measured. Crack propagation arrest performance is evaluated.
  • a high correlation was found between the characteristic values obtained from the results of the small test using the press notch Charpy impact test and the brittle crack arrestability of the steel plate. was taken.
  • the plate thickness exceeds 80 mm and becomes thicker, there is a problem that the accuracy may be lowered.
  • an object of the present invention is to provide a method for evaluating the brittle crack arrestability of a thick steel plate, which is a simple method using a small-scale test, and which can evaluate the brittle crack arrestability of a thick steel plate with high accuracy.
  • the steel plate targeted by the present invention has a thickness of 50 mm or more, preferably 120 mm or less, and is preferably a steel plate in which the brittle crack propagation pattern changes at the center of the thickness and at the middle position of the thickness.
  • the "thickness central portion” as used herein is defined as a range of 3/8 to 5/8 of the thickness centering on the 1/2 thickness (thickness central position).
  • the "thickness middle position” means the position symmetrically distant from the plate thickness center of 1/6th to 3/8th of the plate thickness and 5/8th to 5/6th of the plate thickness. do.
  • ESSO test a press notch Charpy impact test (test piece of 10 mm square x 55 mm in length), which is a small test, was performed, and the temperature PTE40J (°C) at which the absorbed energy was 40J was determined.
  • a test piece L-direction test piece taken from one central position of the plate thickness was used.
  • a brittle crack arrest test (CAT test) was performed on recent thick steel plates (thickness: 100 mm, EH40-47 grade) with high brittle crack arrest performance.
  • CAT test a brittle crack arrest test
  • the fracture surface of the obtained large test piece was observed.
  • Fig. 1 schematically shows the fracture surface morphology of the test piece.
  • the temperature at which a predetermined characteristic value is exhibited was evaluated by a small-scale test at the thickness center position and at a thickness direction position (thickness intermediate position) that shows a different fracture surface morphology from the thickness center position. . Then, by estimating the brittle crack arrestability of a thick steel plate by combining the obtained temperatures exhibiting predetermined characteristic values, it was conceived that the brittle crack arrestability of the steel plate can be evaluated with high accuracy and high reliability. From the fracture surface observation described above, at the intermediate position of the plate thickness, a plurality of cracks (flat fracture surface) that develop relatively flatly and stop are formed. It has been found that it is preferable to set it to the position of 65% to 85% from the surface in the plate thickness direction.
  • the plate thickness intermediate position described above includes a position (1/4t position of the plate thickness) that is 25% from the surface in the plate thickness direction
  • the plate thickness intermediate position is 25% from the surface in the plate thickness direction. It was found that the position (1/4t thickness position) may be used as a representative.
  • the brittle crack (main crack) that occurs penetrates into the test part and then completely extends into the plane perpendicular to the load direction. It shows a fracture surface morphology that progresses and stops at an angle of about 35° to a plane orthogonal to the loading direction without following.
  • the test piece 9 is usually taken in the rolling direction (L direction), and the brittleness at the center of the plate thickness in the above large test It was noted that the crack propagation behavior and different fracture surface morphologies were exhibited.
  • the present inventors conducted a small test (Charpy impact test) at the central part of the plate thickness, and the sampling direction was rotated clockwise or counterclockwise from the rolling direction (L direction) in the steel plate surface at an angle of ⁇ °.
  • I came up with a Charpy impact test (hereinafter also referred to as R-direction Charpy impact test 10) using an R-direction test piece in the direction (R-direction).
  • the predetermined characteristic value obtained as the R direction Charpy impact test 10 in which the test piece is sampled in the R direction rotated ⁇ ° clockwise or counterclockwise from the rolling direction Find the temperature that indicates If we use this value to predict the brittle crack arrestability in a large-scale test, we can expect further improvement in prediction accuracy.
  • ⁇ ° is an angle in the range of 15 to 45°, which is an angle close to the direction in which the fracture surface progresses from the viewpoint of matching the fracture surface morphology of the large specimen from the fracture surface observation described above.
  • the present invention has been completed based on the above findings and further studies. That is, the gist of the present invention is as follows. [1] A method for evaluating the brittle crack arrestability of a thick steel plate, in evaluating the brittle crack arrestability obtained by a large-scale test from a temperature indicating a predetermined characteristic value obtained using a small-scale test, A brittle crack propagation arrest test is performed using a full-thickness test piece of the thick steel plate, and from the observation of the morphology of the obtained fracture surface, the advancing direction of the fracture surface is specified, and the fracture surface morphology different from the plate thickness center position is determined.
  • the small test is rotated by a predetermined angle ⁇ (°) counterclockwise or clockwise in a plane parallel to the plate surface of the thick steel plate, with the rolling direction of the thick steel plate as a reference.
  • Tw B1 ⁇ T mtL +B2 ⁇ T ctR
  • Tw Combined transition temperature (°C) obtained using a small-scale test
  • T Kca k1 : Temperature (°C) at which the brittle crack arrest toughness Kca becomes k1
  • T mtL L at the mid-thickness position Transition temperature (°C) in direction V-notch Charpy impact test
  • T ctR Transition temperature (°C) in R-direction V-notch Charpy impact test at plate thickness center position
  • A1, B1, B2, C1 coefficients.
  • a method for evaluating the brittle crack arrestability of a thick steel plate in evaluating the brittle crack arrestability obtained by a large test from a temperature that exhibits a predetermined characteristic value obtained by using a small test, A brittle crack propagation arrest test is performed using a full-thickness test piece of a thick steel plate, and from the observation of the morphology of the obtained fracture surface, the direction in which the fracture surface progresses is specified, and the fracture surface morphology different from the center position of the plate thickness is determined.
  • the small test is rotated by a predetermined angle ⁇ (°) counterclockwise or clockwise in a plane parallel to the plate surface of the thick steel plate, with the rolling direction of the thick steel plate as a reference.
  • Tw E1 ⁇ T mtL +E2 ⁇ T ctR
  • CAT D1 ⁇ Tw+F1 (2a)
  • Tw combination transition temperature (°C) obtained using a small-scale test
  • CAT temperature (°C) at which brittle cracks do not propagate in the CAT test
  • T mtL L-direction V-notch Charpy impact test at the plate thickness intermediate position transition temperature (° C.)
  • T ctR transition temperature (° C.) of R-direction V-notch Charpy impact test at plate thickness center position
  • D1, E1, E2, F1 coefficients.
  • the brittle crack arrest of the thick steel plate can be obtained.
  • the performance can be evaluated simply and accurately, and there is a remarkable industrial effect.
  • FIG. 3 is an explanatory view schematically showing an example of a fracture surface morphology of a CAT full-thickness test piece after a brittle crack arrest test (CAT test).
  • the present invention evaluates the brittle crack arrestability of a thick steel plate having a thickness of 40 mm or more, preferably 50 mm or more and 120 mm or less, from the temperature at which a predetermined characteristic value obtained using a small-scale test is exhibited. This is a method for evaluating propagation stop performance.
  • the fracture surface morphology shown schematically in FIG. 1 is exhibited. That is, at the center of the plate thickness, the main crack (brittle crack) 3 propagates 1 in an oblique 35° direction and then stops 2 . Furthermore, at predetermined intervals adjacent to the main crack 3 that develops in the oblique direction, from the position of 35% to 15% in the plate thickness direction from the surface, and from the position of 65% in the plate thickness direction from the surface It shows a fractured surface morphology in which a plurality of flat cracks (flat fractured surface 6) are formed, which progress relatively flatly and stop up to the 85% position. These flat fracture surfaces 6 have different heights where the cracks are generated because the main crack 3 progresses obliquely. ) 7.
  • the toughness at the thickness center position Judging from this fracture surface morphology, in addition to the toughness at the thickness center position, the toughness at the thickness direction position (hereinafter referred to as the thickness intermediate position) that forms a fracture surface different from the thickness center position. It is presumed that this has a large effect on the brittle crack arrestability of the steel plate as a whole. From the observation of the non-penetrating test piece of this steel plate, it was confirmed that the vicinity of the surface layer was connected when the propagation was stopped. It can be said that there are few.
  • the present invention first, several, preferably 3 to 5, full-thickness test pieces of the target thick steel plate are used to perform a large-scale brittle crack arrest test at an appropriate test temperature,
  • the fracture surface morphology of the obtained test piece is observed to specify the advancing direction of the fracture surface, and the position range in the plate thickness direction showing the fracture surface morphology different from the plate thickness center position is specified as the plate thickness intermediate position.
  • the plate thickness intermediate position is often located in the range of (1/6 to 3/8) t from the front and back surfaces. often good. It should be noted that the "thickness center position" and the "thickness 1/4 position" shall allow a range of ⁇ 5% of the plate thickness.
  • the "plate thickness 1/4 position" includes the range of (1.05 plate thickness)/4 to (0.95 plate thickness/4).
  • Examples of full-thickness large-scale tests include ESSO test 8, CAT test, press notch bending test, etc., but the present invention is not limited thereto.
  • ESSO test 8 using a reduced thickness test piece, CAT test, press notch bending test, etc. may be used. It is important to set the specimen thickness including the position. If a small-sized test can be performed at a plurality of plate thickness positions and a characteristic change region can be found, fracture surface observation using a large-sized test piece may be omitted.
  • the small-sized test used in the present invention is the Charpy impact test, and the test piece size used is the commonly used size (for example, 10 mm square). Moreover, the notch introduced into the test piece is a V notch instead of a press notch from the viewpoint of test simplicity.
  • the brittle crack propagation arrestability of a thick steel plate is determined by the temperature at which a predetermined characteristic value is obtained at the central position of the plate thickness, and the predetermined temperature at the intermediate position of the plate thickness, which indicates a fracture surface morphology different from that at the central position of the plate thickness. Considering that the temperature that indicates the characteristic value is greatly affected, we decided to conduct the small-scale test at the plate thickness center position and the plate thickness intermediate position of the thick steel plate.
  • the direction of propagation 1 of the main crack (brittle crack) 3 at the central portion of the plate thickness is specified in the fracture surface morphology observation of the large test piece described above.
  • the direction of propagation of the main crack 3 is determined by measuring the angle between the plane orthogonal to the loading direction of the large test piece, that is, the plane orthogonal to the rolling direction in general, and the plane. do.
  • the test piece for the small test is placed on the basis of the rolling direction 11 of the thick steel plate so that the brittle crack propagation state of the large test piece and the crack propagation state of the small test piece are close to each other. Therefore, samples were taken in a direction (R direction) rotated by the angle ⁇ (°) clockwise or counterclockwise within a plane parallel to the plate surface of the thick steel plate.
  • R-direction Charpy impact test 10 A Charpy impact test using such a test piece is hereinafter referred to as R-direction Charpy impact test 10. In FIG. 3, ⁇ is 45°.
  • the R-direction Charpy impact test 10 is performed as a small-scale test at the plate thickness center position, and the temperature at which the plate thickness center position exhibits a predetermined characteristic value is determined.
  • the mid-thickness position of the thick steel plate as is clear from the observation of the fracture surface, when the load acts, a brittle crack occurs again from the ductile fracture edge and stops, presenting a flat fracture surface. .
  • an L-direction V-notch Charpy impact test 9 which is a Charpy impact test in which a brittle crack occurs from a ductile crack, which is a similar fracture mode, is performed, and a predetermined characteristic value at an intermediate position in the plate thickness is shown. Find the temperature.
  • the L-direction V-notch Charpy impact test 9 test pieces taken in the L-direction (rolling direction 11) are used.
  • the R-direction V-notch Charpy impact test 10 is performed, and the obtained energy transition temperature or fracture surface transition temperature TctR is the temperature (transition temperature).
  • the L-direction V-notch Charpy impact test 9 is performed, and the obtained energy transition temperature or fracture surface transition temperature T mtL is a predetermined characteristic value at the thickness direction intermediate position. be the temperature (transition temperature).
  • the V-notch Charpy impact test piece is easy to process and can be tested immediately after processing, which has the advantage of simplifying the test process.
  • the press notch Charpy impact test piece requires press processing, which requires extra work.
  • brittle cracks do not stably occur during the test. Cracking may not stop and as a result a stable test cannot be performed.
  • the transition temperature T ctR at the center position of the plate thickness which is obtained at two positions in the plate thickness direction
  • Tw is used in combination with the transition temperature TmtL at the mid-thickness position.
  • the transition temperature vT E (t/2R) as the transition temperature T ctR at the thickness center position, and the transition temperature T mtL when the thickness middle position is the thickness 1/4 position
  • the weighted average of 18:92 is applied because the stepped fracture surface morphology obtained at the plate thickness intermediate position significantly improves the brittle crack arrestability, and by using this weighted average distribution , based on the increased correlation between large test results and small test results. Note that the present invention is not limited to the above-described weighted average.
  • the CAT test may be used as a large-scale test. In that case, the temperature CAT (° C.) at which brittle cracks do not propagate is used as the brittle fracture arrestability of the steel plate.
  • Such a correlation formula is represented by the following formula (2a).
  • CAT D1 ⁇ Tw+F1 (2a) where D1 and F1 are coefficients.
  • Tw D1 ⁇ Tw+F1 (2a) where D1 and F1 are coefficients.
  • Tw E1 ⁇ TmtL +E2 ⁇ TctR (1a) where E1 and E2 are coefficients.
  • the fracture surface morphology was observed to identify the direction of progression of the fracture surface, and the range of plate thickness positions showing a fracture surface morphology different from the fracture surface at the thickness center position was identified as the plate thickness intermediate position. . Then, it was confirmed that in the tested thick steel plates, the plate thickness intermediate position may be represented by the plate thickness t/4 position.
  • the propagation direction of the fracture surface was obtained by measuring the angle formed with a plane perpendicular to the load direction of the large test piece, that is, the plane perpendicular to the rolling direction, as a reference.
  • the propagation direction of the fracture surface is an angle formed with a plane perpendicular to the rolling direction, and although there is variation, it is in the range of 14.5 to 49.0°, and ⁇ is mainly within the range of 15 to 45°. It was confirmed.
  • a Charpy impact test was performed using a V-notch Charpy impact test piece (10 mm square x 55 mm long), and the temperature at which a predetermined characteristic value was obtained using the small test was determined.
  • a V-notch Charpy impact test piece is sampled so that the length direction is the R direction rotated counterclockwise from the rolling direction ⁇ : 45 °, and the V-notch Charpy impact test (R direction V Notch Charpy impact test) was performed.
  • the temperature vT E (t/2R) (° C.) at which the absorbed energy value is 50% of the absorbed energy value when the ductile fracture surface is 100% was obtained, and was taken as the transition temperature T ctR at the sheet thickness center position.
  • a V-notch Charpy impact test piece is sampled so that the length direction is in the L direction that matches the rolling direction, and a V-notch Charpy impact test (L-direction V-notch Charpy impact test) is performed. carried out.
  • the brittle crack arrestability of steel plate can be easily evaluated with high accuracy, and the usefulness of the evaluation method of the present invention has been confirmed.

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Abstract

厚鋼板の脆性亀裂伝播停止性能の評価方法を提供する技術である。板厚５０ｍｍ以上の厚鋼板の脆性亀裂伝播停止性能を、板厚中央位置と、板厚中央位置とは異なる破面形態を示す板厚中間位置における特性値を小型試験であるシャルピー衝撃試験を用いてそれぞれ評価し、得られた特性値を組み合わせて、大型試験で得られる厚鋼板の脆性亀裂伝播停止性能を推定する。板厚中央位置では、圧延方向から時計回りにまたは反時計回りにα°（：１５～４５°の範囲の角度）回転したＲ方向に採取した試験片を用いるＲ方向Ｖノッチシャルピー衝撃試験の遷移温度ＴｃｔＲで、板厚中間位置では、圧延方向に採取した試験片を用いるＬ方向Ｖノッチシャルピー衝撃試験の破面遷移温度ＴｍｔＬで評価し、それらを組み合わせた遷移温度Ｔｗを用いて、厚鋼板の脆性亀裂伝播停止性能を推定する。これにより、厚鋼板の脆性亀裂伝播停止性能を、簡便かつ精度よく評価することができる。

Description

厚鋼板の脆性亀裂伝播停止性能の評価方法
　本発明は、板厚が４０ｍｍ以上の厚鋼板の脆性亀裂伝播停止性能の評価方法に係り、とくに小型試験片を用いた簡便な評価方法に関する。
　船舶、海洋構造物、低温貯蔵タンクおよび建築・土木構造物等の大型構造物において、脆性破壊に伴う事故が発生すると、経済や環境に大きな影響を及ぼす。そのため、とくに大型構造物に対しては常に、構造物の安全性向上が求められている。使用される鋼材に対しては、使用温度において優れた靭性、優れた脆性破壊伝播停止性能を有することが要求されている。
　脆性破壊伝播停止性能の評価は、従来から、ＥＳＳＯ試験や二重引張試験に代表される大型試験によって行われている。しかし、これらの大型試験は、多くの日数や多大の費用を要するため、簡便に行うことが難しいという問題がある。そのため、ＷＥＳ　３００３－１９９５には、Ｖノッチシャルピー衝撃試験の破面遷移温度ｖＴｒｓから脆性破壊伝播停止性能を予測する手法が制定されている。しかし、近年開発された、板厚５０ｍｍを超える鋼材に対しては、予測精度が悪く、簡便に評価を行うことが難しいという状況にある。
　例えば、特許文献１には、板厚中心部および表面から板厚の１／４の位置から採取しプレスノッチを導入したシャルピー衝撃試験片を用いて、シャルピー衝撃試験を行い、それぞれ得られた、脆性破面率が７５％となる破面遷移温度に基づいて、脆性破壊伝播停止性能を評価する、厚鋼板の脆性破壊伝播停止性能の評価方法が記載されている。
　また、特許文献２には、５０ｍｍ以上の厚鋼板の脆性破壊伝播停止性能を小型試験で評価するにあたり、厚鋼板の板厚の中心部位置から採取した、矩形断面が１００ｍｍ２超えの変形プレスノッチシャルピー試験片を用いてシャルピー衝撃試験を実施し、得られた、吸収エネルギーが特定値を示す遷移温度ＰＴＥ、あるいは脆性破面率が特定値を示す遷移温度ＢＡＴＴに基づいて、脆性破壊伝播停止性能を評価する、厚鋼板の脆性破壊伝播停止性能の評価方法が記載されている。
　また、非特許文献１には、板厚方向各位置で靭性に分布があることに起因して、ＥＳＳＯ試験により求まる脆性破壊伝播停止性能Ｋｃａ値は、低靭性領域の影響を強く受けるとして、板厚方向各位置における靭性値をその鋼板の面積平均値とし、板厚中央部の値を重み付けして脆性破壊伝播停止性能を評価する技術が記載されている。
特開２０１１－３３４５７号公報 国際公開第２０１４／２０８０７２号
溶接学会全国大会講演概要ｖｏｌ．４９（１９９１）, ｐ．１０８
　しかしながら、特許文献１に記載された技術は、厚鋼板の板厚中心部および表面から板厚の１／４の位置から採取したプレスノッチシャルピー衝撃試験片を用いて、脆性破壊伝播停止性能を評価しており、表層の靭性値が反映されていない。したがって、表層におけるシアリップ発生が脆性亀裂伝播停止に大きく影響するような厚鋼板では、脆性亀裂伝播停止靭性値Ｋｃａとの相関性が低くなる。また、シアリップ発生が少ないが、板厚方向での破壊形態が大きく異なるような厚鋼板では、脆性亀裂伝播停止靭性値Ｋｃａとの相関性が低くなるという問題がある。さらに、脆性破壊伝播停止性能が高い鋼板では、板厚１／４位置でのプレスノッチシャルピー衝撃試験において、ノッチ底からの脆性亀裂の発生が困難な場合がある。よって、適正なプレスノッチシャルピー衝撃試験結果を得ることが難しいという問題があった。
　また、特許文献２に記載された技術では、通常のシャルピー衝撃試験と同様のサイズのプレスノッチシャルピー衝撃試験片を用いて、試験片を板厚中央部１箇所から採取して、厚鋼板の脆性亀裂伝播停止性能を評価している。その評価では、板厚６０～８０ｍｍの厚鋼板においては、プレスノッチシャルピー衝撃試験を用いた小型試験結果により得られた特性値と厚鋼板の脆性亀裂伝播停止性能の間には高い相関性が見られた。しかし、板厚が８０ｍｍを超えてさらに厚くなる場合には、精度が低下する場合があるという問題があった。
　そこで、本発明は、小型試験を用いる簡便な方法で、厚鋼板の脆性亀裂伝播停止性能を精度高く評価できる、厚鋼板の脆性亀裂伝播停止性能の評価方法を提供することを目的とする。なお、本発明が対象とする厚鋼板は、板厚：５０ｍｍ以上、好ましくは１２０ｍｍ以下で、好ましくは、板厚中央部、板厚中間位置で、脆性亀裂伝播形態が変化する厚鋼板とする。
　ここでいう「板厚中央部」は、板厚の１／２位置（板厚中央位置）を中心として、板厚の３／８～５／８位置の範囲というものとする。また、「板厚中間位置」は、板厚の１／６～３／８位置、および板厚の５／８～５／６位置の板厚中央部から対称的に離れた位置をいうものとする。
　本発明者らは、上記した目的を達成するため、まず、最近の厚鋼板９種（板厚１００ｍｍ；ＥＨ４０～ＥＨ４７級）について、大型試験であるＥＳＳＯ試験を実施しＫｃａが８０００Ｎ／ｍｍ３／２となる温度ＴＫｃａ＝８０００（℃）を求めた。同時に小型試験であるプレスノッチシャルピー衝撃試験（試験片１０ｍｍ角×長さ５５ｍｍ）を実施し、吸収エネルギーが４０Ｊとなる温度ＰＴＥ４０Ｊ（℃）を求めた。なお、プレスノッチシャルピー衝撃試験は、板厚中央位置１箇所から採取した試験片（Ｌ方向試験片）を用いた。
　得られた温度ＴＫｃａ＝８０００（℃）と温度ＰＴＥ４０Ｊ（℃）との相関関係から、回帰式として、次（ａ）式を得た。
　　　ＴＫｃａ＝８０００＝０．９３×ＰＴＥ４０Ｊ＋１０．０６　　　・・・（ａ）
　ここで、回帰残差σは１３．３０である。
（ａ）式を用いて得られたＴＫｃａ＝８０００を予測ＴＫｃａ＝８０００*として、得られた温度ＴＫｃａ＝８０００（℃）と予測ＴＫｃａ＝８０００*（℃）との関係で図２に示す。「〇」で表記したものは、上記厚鋼板９種の試験値であり、またＴＫｃａ＝８０００＝予測ＴＫｃａ＝８０００*の関係式を破線で示している。
　なお、この回帰式をもとに、バラツキの範囲（予測誤差：＋２σ）内で温度ＴＫｃａ＝８０００の上限値を推定する推定式は、次（ｂ）式で与えられる。
　　　ＴＫｃａ＝８０００**＝０．９３×ＰＴＥ４０Ｊ＋３６．６６　　　・・・（ｂ）
　図２において、ＴＫｃａ＝８０００とＴＫｃａ＝８０００**の関係は、ＴＫｃａ＝８０００＝予測ＴＫｃａ＝８０００*の関係式の破線を、ＴＫｃａ＝８０００軸に増加させた、もう一方の破線である。
　（ｂ）式で与えられる推定式を用いて、例えば、ＴＫｃａ＝８０００が－１０℃となるために必要な予測温度ＴＫｃａ＝８０００*（℃）（推定値）は－３８℃となる。本実験で用いた厚鋼板９種はすべてＴＫｃａ＝８０００がすべて―１０℃未満であるものの、図２から、予測温度ＴＫｃａ＝８０００*（推定値）＝－３８℃を超える値を示す厚鋼板は４種もあり、予測温度ＴＫｃａ＝８０００*（推定値）以下となる比率は５／９（５５％）と、推定精度が低いことがわかる。
　このような最近の厚鋼板においては、板厚中央位置１箇所から採取した試験片によるプレスノッチシャルピー衝撃試験結果を用いる厚鋼板の脆性亀裂伝播停止性能の評価方法では、相関性に乏しい評価結果しか得られないことがわかる。相関性が低いため、安全側の検討に設定された２σ（予測誤差）が大きく、大型試験を実施すれば所望の脆性亀裂伝播停止性能を有していることを示すことができる厚鋼板まで、小型試験による「推定値を超える」と評価されることになる。
　そこで、高い脆性亀裂伝播停止性能を有する最近の厚鋼板（板厚：１００ｍｍ、ＥＨ４０～４７級）について、脆性亀裂伝播停止試験（ＣＡＴ試験）を実施した。そしてまず、試験後、得られた大型試験片（試験温度：－３０℃）の破面を観察した。試験片の破面形態を模式的に図１に示す。
　切欠部４・脆化部５で発生した脆性亀裂は、試験部に突入して進展１し、板厚中央部では、実際の破面ではばらつきもあるが主亀裂３がおよそ斜め３５°方向（荷重方向に垂直な平面に対して斜め３５°方向）に進展したのち停止２する破面形態を示している。さらに、斜め方向に進展する主亀裂３の端で所定の間隔ごとに、表面から板厚方向に３５％の位置から１５％の位置まで、および、表面から板厚方向に６５％の位置から８５％の位置まで、比較的平坦に進展して停止する亀裂（平坦破面６）が複数、形成された破面形態となっている。これら平坦破面６は、各亀裂の発生位置の高さが異なることから、かなり大きなリガメントを有する階段状の段差７を形成していることになる。
　このような破面形態から判断すると、この厚鋼板の脆性亀裂伝播停止性能は、板厚中央部の靭性に加えて、板厚中央部とは異なる破面を形成する部位（板厚中間位置）の靭性にも強く影響されていると言える。また、この厚鋼板の非貫通の試験片の観察から、亀裂伝播停止時には表層近傍はつながっていることが確認され、この種の厚鋼板では、表層近傍は、脆性亀裂伝播停止性能に影響することが少ないとの知見を得た。
　このような板厚中央位置以外の板厚方向位置で板厚中央位置とは異なる破面形態を呈し、しかも延性亀裂やリガメントが多く存在する破面形態を示す場合には、亀裂前縁の動的応力拡大係数が低下し、亀裂伝播が停止しやすい状況になる。したがって、板厚中央位置とは異なる破面形態を呈する板厚方向位置（板厚中間位置）の靭性が、厚鋼板全体の脆性亀裂伝播停止性能に大きく影響するであろうと推察される。
　このようなことから、板厚中央位置、および板厚中央位置とは異なる破面形態を示す板厚方向位置（板厚中間位置）で、所定の特性値を示す温度を小型試験でそれぞれ評価した。そして得られた所定の特性値を示す温度を組み合わせて厚鋼板の脆性亀裂伝播停止性能を推定すれば、厚鋼板の脆性亀裂伝播停止性能を、精度高く、信頼性高く評価できることに想到した。なお、上記した破面観察から、板厚中間位置は、比較的平坦に進展して停止する亀裂（平坦破面）が複数形成された、表面から板厚方向に３５％の位置から１５％の位置まで、および、表面から板厚方向に６５％の位置から８５％の位置まで、とすることが好ましいことを知見した。また、上記した板厚中間位置の範囲が、表面から板厚方向に２５％の位置（板厚１／４ｔ位置）を含むことから、板厚中間位置は、表面から板厚方向に２５％の位置（板厚１／４ｔ位置）で代表させてもよいことを知見した。
　さらに、上記した大型試験片の破面観察から明らかなように、板厚中央部では、発生した脆性亀裂（主亀裂）は、試験部に突入してから、荷重方向と直交する平面に完全には沿わずに、荷重方向と直交する平面に対しおよそ斜め３５°傾斜して進展し、停止する破面形態を示している。これに対し、板厚中央部における小型試験（シャルピー衝撃試験）では、通常、採取方向を圧延方向（Ｌ方向）とする試験片９を用いており、上記した大型試験の板厚中央部における脆性亀裂伝播挙動と異なる破面形態を示すことに注目した。
　そこで、本発明者らは、板厚中央部における小型試験（シャルピー衝撃試験）を、採取方向が鋼板面内で圧延方向（Ｌ方向）から時計回りに、または反時計回りに角度α°回転した方向（Ｒ方向）とするＲ方向試験片を用いるシャルピー衝撃試験（以下、Ｒ方向シャルピー衝撃試験１０とも称する）とすることに思い至った。これにより、小型試験における脆性亀裂の伝播挙動が、上記した大型試験の板厚中央部における脆性亀裂伝播挙動に近い、フラットな破面形態を呈することを知見した（図３参照）。
　その結果、板厚中央部における小型試験では、試験片を圧延方向から時計回りにまたは反時計回りにα°回転したＲ方向に採取するＲ方向シャルピー衝撃試験１０として、得られた所定の特性値を示す温度を求める。この値により大型試験における脆性亀裂伝播停止性能を予測すれば、更なる予測精度の向上が期待できることに想到した。なお、具体的には、α°は、上記した破面観察から、大型試験体の破面形態に合わせる観点から破面の進展方向に近い角度である、１５～４５°の範囲の角度とすることが好ましいことを知見した。なお、破面の進展方向は、複数の大型の脆性破壊試験の破面形態を評価した結果からばらつきがありながらも、主として１５～４５°程度の角度範囲にあることを見い出している。
　一方、板厚中間位置では、板厚中央位置と破面形態が異なり、比較的平坦に脆性亀裂が進行することから、板厚中間位置における小型試験では、試験片を圧延方向に採取（Ｌ方向採取）するＬ方向シャルピー衝撃試験９とすることとした。
　本発明は、上記した知見に基づき、さらに検討を加えて完成されたものである。すなわち、本発明の要旨は次のとおりである。
［１］厚鋼板の脆性亀裂伝播停止性能の評価方法であって、小型試験を用いて得られた所定の特性値を示す温度から大型試験により得られる脆性亀裂伝播停止性能を評価するに当たり、
前記厚鋼板の全厚試験片を用いた脆性亀裂伝播停止試験を行い、得られた破面の形態観察から、前記破面の進行方向を特定するとともに、板厚中央位置と異なる破面形態を示す板厚方向の位置範囲を板厚中間位置として特定し、
前記小型試験を、前記板厚中央位置では、前記厚鋼板の圧延方向を基準として、前記厚鋼板の板面と平行な面内で反時計回りにまたは時計回りに所定の角度α（°）回転したＲ方向に採取したＶノッチシャルピー衝撃試験片を用いるＲ方向Ｖノッチシャルピー衝撃試験とし、前記板厚中間位置では、前記厚鋼板の圧延方向に採取したＶノッチシャルピー衝撃試験片を用いるＬ方向Ｖノッチシャルピー衝撃試験として、
前記板厚中央位置におけるＲ方向Ｖノッチシャルピー衝撃試験の遷移温度ＴｃｔＲと、前記板厚中間位置におけるＬ方向Ｖノッチシャルピー衝撃試験の遷移温度ＴｍｔＬとを組み合わせた、下記（１）式で定義される組合せ遷移温度Ｔｗとして、該組合せ遷移温度Ｔｗから、下記（２）式を用いて脆性亀裂伝播停止靭性Ｋｃａがｋ１となる温度ＴＫｃａ＝ｋ１を推定し、厚鋼板の脆性亀裂伝播停止性能を評価することを特徴とする厚鋼板の脆性亀裂伝播停止性能の評価方法である。
　　　　　　　　　　　記
　Ｔｗ＝Ｂ１×ＴｍｔＬ＋Ｂ２×ＴｃｔＲ　　　・・・（１）
　ＴＫｃａ＝ｋ１＝Ａ１×Ｔｗ＋Ｃ１　　　・・・（２）
　ここで、Ｔｗ：小型試験を用いて得られた組合せ遷移温度（℃）、ＴＫｃａ＝ｋ１：脆性亀裂伝播停止靭性Ｋｃａがｋ１となる温度（℃）、ＴｍｔＬ：板厚中間位置におけるＬ方向Ｖノッチシャルピー衝撃試験の遷移温度（℃）、ＴｃｔＲ：板厚中央位置におけるＲ方向Ｖノッチシャルピー衝撃試験の遷移温度（℃）、Ａ１、Ｂ１、Ｂ２、Ｃ１：係数である。
［２］厚鋼板の脆性亀裂伝播停止性能の評価方法であって、小型試験を用いて得られた所定の特性値を示す温度から大型試験により得られる脆性亀裂伝播停止性能を評価するに当たり、前記厚鋼板の全厚試験片を用いた脆性亀裂伝播停止試験を行い、得られた破面の形態観察から、前記破面の進行方向を特定するとともに、前記板厚中央位置と異なる破面形態を示す板厚方向の位置範囲を板厚中間位置として特定し、
前記小型試験を、前記板厚中央位置では、前記厚鋼板の圧延方向を基準として、前記厚鋼板の板面と平行な面内で反時計回りにまたは時計回りに所定の角度α（°）回転したＲ方向に採取したＶノッチシャルピー衝撃試験片を用いるＲ方向Ｖノッチシャルピー衝撃試験とし、前記板厚中間位置では、前記厚鋼板の圧延方向に採取したＶノッチシャルピー衝撃試験片を用いるＬ方向Ｖノッチシャルピー衝撃試験として、
前記板厚中央位置におけるＲ方向Ｖノッチシャルピー衝撃試験の遷移温度ＴｃｔＲと、前記板厚中間位置におけるＬ方向Ｖノッチシャルピー衝撃試験の遷移温度ＴｍｔＬとを組み合わせた、下記（１ａ）式で定義される組合せ遷移温度Ｔｗとして、該組合せ遷移温度Ｔｗから、下記（２ａ）式を用いて、ＣＡＴ試験における脆性亀裂が伝播しない温度ＣＡＴを推定し、厚鋼板の脆性亀裂伝播停止性能を評価することを特徴とする厚鋼板の脆性亀裂伝播停止性能の評価方法である。
　　　　　　　　　　　記
　Ｔｗ＝Ｅ１×ＴｍｔＬ＋Ｅ２×ＴｃｔＲ　　　・・・（１ａ）
　ＣＡＴ＝Ｄ１×Ｔｗ＋Ｆ１　　　・・・（２ａ）
　ここで、Ｔｗ：小型試験を用いて得られた組合せ遷移温度（℃）、ＣＡＴ：ＣＡＴ試験における脆性亀裂が伝播しない温度（℃）、ＴｍｔＬ：板厚中間位置におけるＬ方向Ｖノッチシャルピー衝撃試験の遷移温度（℃）、ＴｃｔＲ：板厚中央位置におけるＲ方向Ｖノッチシャルピー衝撃試験の遷移温度（℃）、Ｄ１、Ｅ１、Ｅ２、Ｆ１：係数である。
［３］前記所定の角度α（°）が、１５～４５°の範囲の角度であることを特徴とする[１]または[２]に記載の厚鋼板の脆性亀裂伝播停止性能の評価方法である。
　本発明によれば、ＥＳＳＯ試験等の大型の脆性亀裂伝播停止試験を行うことなく、シャルピー衝撃試験等と同様なサイズの試験片を用いる小型試験による靭性評価結果から、厚鋼板の脆性亀裂伝播停止性能を、簡便かつ精度よく評価することができ、産業上格段の効果を奏する。
脆性亀裂伝播停止試験（ＣＡＴ試験）後のＣＡＴ全厚試験片の破面形態の一例を模式的に示す説明図である。 ＥＳＳＯ試験により求めた温度ＴＫｃａ＝８０００と、板厚中央位置におけるプレスノッチシャルピー衝撃試験のエネルギー遷移温度ＰＴＥ４０Ｊから求めた予測温度（推定温度）ＴＫｃａ＝８０００*（ＴＫｃａ＝８０００**）との関係を示すグラフである。 大型試験（ＥＳＳＯ試験）の試験片板厚中央部における破面状況と小型試験（シャルピー衝撃試験）の試験片の採取方向との関係を模式的に示す説明図である。 ＥＳＳＯ試験により求めた温度ＴＫｃａ＝８０００と組合せ遷移温度から求めた予測温度（推定温度）ＴＫｃａ＝８０００*（ＴＫｃａ＝８０００**）との関係を示すグラフである。
　本発明は、板厚４０ｍｍ以上、好ましくは５０ｍｍ以上１２０ｍｍ以下の厚鋼板の脆性亀裂伝播停止性能を、小型試験を用いて得られた所定の特性値を示す温度から評価する、厚鋼板の脆性亀裂伝播停止性能の評価方法である。
　高い脆性亀裂伝播停止性能を有する最近の厚鋼板について、脆性亀裂伝播停止試験を実施し破面を観察すると、図１に模式的に示すような破面形態を呈する。すなわち、板厚中央部では、主亀裂（脆性亀裂）３が斜め３５°方向に進展１したのち停止２している。さらに、斜め方向に進展する主亀裂３に隣接して所定の間隔ごとに、表面から板厚方向に３５％の位置から１５％の位置まで、および、表面から板厚方向に６５％の位置から８５％の位置まで、比較的平坦に進展して停止する平坦な亀裂（平坦破面６）が複数形成された破面形態を示している。これら平坦破面６は、主亀裂３が斜めに進展しているため各亀裂の発生位置の高さが異なり、これら平坦破面６の間でかなり大きなリガメントを有する階段状の段差（延性破面）７を形成している。
　このような破面形態から判断すると、板厚中央位置の靭性に加えて、板厚中央位置とは異なる破面を形成する板厚方向位置（以下、板厚中間位置と称する）の靭性が厚鋼板全体の脆性亀裂伝播停止性能に大きく影響していると推察される。なお、この厚鋼板の非貫通の試験片の観察から、伝播停止時には表層近傍はつながっていることが確認され、この種の厚鋼板では、表層近傍は、脆性亀裂伝播停止性能に影響することは少ないといえる。
　そこで、本発明では、まず、対象とする厚鋼板について、数枚、好ましくは３～５枚の全厚試験片を用いて適切な試験温度で、大型試験の脆性亀裂伝播停止試験を実施し、得られた試験片の破面形態を観察し、破面の進行方向を特定するとともに、板厚中央位置と異なる破面形態を示す板厚方向の位置範囲を板厚中間位置として特定する。なお、この種の厚鋼板では、板厚中間位置は、表裏面から（１／６～３／８）ｔの範囲の位置となることが多く、表裏面からｔ／４位置で代表してもよい場合が多い。なお、「板厚中央位置」、「板厚１／４位置」は、板厚の±５％の範囲を許容するものとする。すなわち、「板厚１／４位置」は、（１．０５板厚）／４～（０．９５板厚／４）の範囲を含むものとする。
　全厚の大型試験としては、ＥＳＳＯ試験８、ＣＡＴ試験、プレスノッチ曲げ試験等が例示されるが、本発明ではこれに限定されない。例えば、減厚試験片を用いるＥＳＳＯ試験８、ＣＡＴ試験、プレスノッチ曲げ試験等としてもよいが、その場合には、板厚中央位置とは異なる破面形態を示す特性変化領域である板厚中間位置を含む試験片厚さとすることが肝要となる。なお、複数の板厚位置で小型試験を実施して、特性変化領域を見出すことができれば、大型試験片による破面観察を省略しても良い。
　なお、本発明で使用する小型試験は、シャルピー衝撃試験とし、使用する試験片サイズは常用（例えば１０ｍｍ角）のサイズとする。また、試験片に導入するノッチは、試験の簡便性の観点から、プレスノッチに代えて、Ｖノッチとする。
　そして、本発明では、厚鋼板の脆性亀裂伝播停止性能は、板厚中央位置の所定の特性値を示す温度、および、板厚中央位置とは異なる破面形態を示す板厚中間位置の所定の特性値を示す温度に、大きく影響されていると考え、小型試験は、厚鋼板の板厚中央位置および板厚中間位置で行うこととした。
　さらに、本発明では、上記した大型試験片の破面形態観察において、板厚中央部における主亀裂（脆性亀裂）３の進展１する方向を特定する。主亀裂３の進展方向は、大型試験片の荷重方向に直交する平面、すなわち、通常であれば、圧延方向に直交する平面、を基準とし、その平面とのなす角度を測定して求めるものとする。本発明が対象とする厚鋼板では、大型試験片の破面観察から、大型試験片の荷重方向に直交する平面とのなす角度で、α＝１５～４５°の範囲の角度となることが多い。
　そして、本発明では、大型試験片の脆性亀裂伝播状況と、小型試験の試験片の亀裂伝播状況とが近い状況となるように、小型試験の試験片を、厚鋼板の圧延方向１１を基準にして、厚鋼板の板面と平行な面内で、時計回りにまたは反時計回りに、上記した角度α（°）回転した方向（Ｒ方向）に採取することとした。以下、このような試験片を用いたシャルピー衝撃試験をＲ方向シャルピー衝撃試験１０と称する。図３では、αは４５°としている。
　このようなことから、本発明では、板厚中央位置における小型試験として、Ｒ方向シャルピー衝撃試験１０を実施し、板厚中央位置における所定の特性値を示す温度を求める。一方、厚鋼板の板厚中間位置では、破面観察からも明らかなように、亀裂は、荷重が作用して延性破壊端から再度脆性亀裂が発生して停止し、平坦破面を呈している。本発明では小型試験として、同様な破壊形態である、延性亀裂から脆性亀裂が発生するシャルピー衝撃試験であるＬ方向Ｖノッチシャルピー衝撃試験９を実施し、板厚中間位置における所定の特性値を示す温度を求める。Ｌ方向Ｖノッチシャルピー衝撃試験９では、試験片はＬ方向（圧延方向１１）に採取した試験片を用いる。
　厚鋼板の板厚中央位置では、Ｒ方向Ｖノッチシャルピー衝撃試験１０を実施し、得られたエネルギー遷移温度または破面遷移温度ＴｃｔＲを、板厚中央位置の所定の特性値を示す温度（遷移温度）とする。
　また、厚鋼板の板厚中間位置では、Ｌ方向Ｖノッチシャルピー衝撃試験９を実施し、得られたエネルギー遷移温度または破面遷移温度ＴｍｔＬを、板厚方向中間位置の所定の特性値を示す温度（遷移温度）とする。なお、Ｖノッチシャルピー衝撃試験片は、加工が容易であるとともに、加工直後に試験を行うことが可能であり、試験工程を簡素化できるという利点がある。プレスノッチシャルピー衝撃試験片ではプレス加工を施す必要があり、余分な手間を要する。しかも、高靭性鋼板では、プレスノッチ導入により、ノッチ直下の領域が脆化されたとしても、試験時に脆性亀裂が安定して発生せず、また、脆性亀裂が安定して発生する温度では、脆性亀裂が停止しない可能性があり、結果として安定した試験を実施できない。
　本発明では、小型試験を用いて得られた所定の特性値を示す温度（遷移温度）として、板厚方向の２位置で求めた、上記した板厚中央位置の遷移温度ＴｃｔＲと上記した板厚中間位置の遷移温度ＴｍｔＬとを組み合わせた組合せ遷移温度Ｔｗを用いる。Ｔｗは、次式で表す。
　　　Ｔｗ＝ＴｍｔＬ＋Ｇ１×ＴｃｔＲ
　ここで、Ｇ１は係数である。
　これは、上記した最近の厚鋼板についての破面形態の観察から、厚鋼板の脆性亀裂伝播停止性能には、板厚中央位置の靭性および板厚中間位置の靭性が強く影響していることに基づく。なお、全厚での脆性亀裂伝播停止性能への影響の程度に応じて、ＴｍｔＬとＴｃｔＲの加重平均としてもよい。その場合、Ｔｗは、次（１）式で表す。
　　　Ｔｗ＝Ｂ１×ＴｍｔＬ＋Ｂ２×ＴｃｔＲ　　　・・・（１）
　ここで、Ｂ１、Ｂ２は係数である。
　具体的には、例えば、板厚中央位置の遷移温度ＴｃｔＲとして遷移温度ｖＴＥ（ｔ／２Ｒ）を、板厚中間位置を板厚１／４位置とした場合には、ＴｍｔＬとして遷移温度ｖＴＥ（ｔ／４Ｌ）を用い、加重平均として例えば、１８：９２を適用し、次式
　　　Ｔｗ＝０．９２×ｖＴＥ（ｔ／４Ｌ）＋０．１８×ｖＴＥ（ｔ／２Ｒ）
としてもよい。なお、ｖＴＥは、吸収エネルギー値が延性破面１００％時の吸収エネルギー値の５０％となる温度（℃）をいう。
　また、加重平均として１８：９２を適用するのは、板厚中間位置で得られる階段状の破面形態が、脆性亀裂伝播停止性能を著しく向上させること、およびこの加重平均の配分を用いることにより、大型試験結果と小型試験結果の相関性が高くなることに基づく。なお、本発明では、上記した加重平均に限定されることはない。
　そして、小型試験を用いて得られた組合せ遷移温度Ｔｗと大型試験により得られた厚鋼板の脆性破壊伝播停止性能との相関関係を、予め求めておく。
　大型試験として、ＥＳＳＯ試験を用いた場合には、厚鋼板の脆性破壊伝播停止性能として、脆性亀裂伝播停止靭性Ｋｃａがｋ１となる温度ＴＫｃａ＝ｋ１を用いる。
　そのような相関関係式は、次（２）式で表す。
　　　ＴＫｃａ＝ｋ１＝Ａ１×Ｔｗ＋Ｃ１　　　・・・（２）
　ここで、Ａ１、Ｃ１は係数である。
小型試験を用いて得られた組合せ遷移温度Ｔｗから、（２）式を用いて、脆性亀裂伝播停止靭性Ｋｃａがｋ１となる温度ＴＫｃａ＝ｋ１を推定する。
　なお、大型試験として、ＣＡＴ試験を用いても良い。その場合、厚鋼板の脆性破壊伝播停止性能として、脆性亀裂が伝播しない温度ＣＡＴ（℃）を用いる。
　そのような相関関係式は、次（２ａ）式で表す。
　　　ＣＡＴ＝Ｄ１×Ｔｗ＋Ｆ１　　　・・・（２ａ）
　ここで、Ｄ１、Ｆ１は係数である。
　小型試験を用いて得られた組合せ遷移温度Ｔｗから、（２ａ）式を用いて、ＣＡＴ試験における脆性亀裂が伝播しない温度ＣＡＴを推定する。なお、その場合、組合せ遷移温度Ｔｗは、（１）式と同様に、ＴｍｔＬとＴｃｔＲの加重平均として次（１ａ）式と表わす。
　　　Ｔｗ＝Ｅ１×ＴｍｔＬ＋Ｅ２×ＴｃｔＲ　　　・・・（１ａ）
　ここで、Ｅ１、Ｅ２は係数である。
　以下、さらに実施例を用いて本発明について説明する。
　最近の厚鋼板９種（板厚１００ｍｍ；ＥＨ４０～ＥＨ４７級）を用意し、全厚試験片を用いて温度勾配型ＥＳＳＯ試験を実施し、脆性亀裂伝播停止靭性Ｋｃａが８０００Ｎ／ｍｍ３／２となる温度ＴＫｃａ＝８０００（℃）を算出した。
　また、試験後、破面形態を観察し、破面の進行方向を特定するとともに、板厚中央位置の破面とは異なる破面形態を示す板厚位置の範囲を板厚中間位置として特定した。そして、試験した厚鋼板では、板厚中間位置は板厚ｔ／４位置で代表してもよいことを確認した。
　また、破面形態を観察し、板厚中央位置における破面の進展方向を特定した。破面の進展方向は、大型試験片の荷重方向に直交する平面、すなわち、圧延方向に直交する平面を基準とし、該平面とのなす角度を測定して求めた。破面の進展方向は、圧延方向に直交する平面とのなす角度で、ばらつきはあるものの１４．５～４９．０°の範囲であり、主としてα：１５～４５°の範囲内となっていることを確認した。
　小型試験として、Ｖノッチシャルピー衝撃試験片（１０ｍｍ角×長さ５５ｍｍ）を使用してシャルピー衝撃試験を実施し、小型試験を用いた所定の特性値を示す温度を求めた。板厚中央位置では、Ｖノッチシャルピー衝撃試験片を、長さ方向が圧延方向から反時計回りにα：４５°回転したＲ方向となるように採取して、Ｖノッチシャルピー衝撃試験（Ｒ方向Ｖノッチシャルピー衝撃試験）を実施した。次いで、吸収エネルギー値が延性破面１００％時の吸収エネルギー値の５０％となる温度ｖＴＥ（ｔ／２Ｒ）（℃）を求め、板厚中央位置の遷移温度ＴｃｔＲとした。また、板厚中間位置では、Ｖノッチシャルピー衝撃試験片を、長さ方向が圧延方向と一致するＬ方向となるように採取して、Ｖノッチシャルピー衝撃試験（Ｌ方向Ｖノッチシャルピー衝撃試験）を実施した。次いで、吸収エネルギー値が延性破面１００％時の吸収エネルギー値の５０％となる温度ｖＴＥ（ｔ／４Ｌ）（℃）を求め、板厚中間位置の遷移温度ＴｍｔＬとした。
　そして、得られたＴｃｔＲとＴｍｔＬとを組み合わせて、加重平均して、小型試験により得られた組合せ遷移温度Ｔｗ（＝０．１８×ｖＴＥ（ｔ／２Ｒ）＋０．９２×ｖＴＥ（ｔ／４Ｌ））とした。得られた温度ＴＫｃａ＝８０００（℃）と組合せ遷移温度Ｔｗ（℃）との相関関係から、回帰式として、次（３）式を得た。
　ＴＫｃａ＝８０００＝０．１８×ｖＴＥ（ｔ／２Ｒ）＋０．９２×ｖＴＥ（ｔ／４Ｌ）＋５９．９７　　　・・・（３）
　ここで、回帰残差σは１１．６０である。
　この回帰式（３）式から予測温度ＴＫｃａ＝８０００*を求め、得られた結果を、温度ＴＫｃａ＝８０００と予測温度ＴＫｃａ＝８０００*との関係で図４に示す。「〇」で表記したものは、上記厚鋼板９種の試験値であり、また、ＴＫｃａ＝８０００＝予測ＴＫｃａ＝８０００*の関係式を破線で示している。なお、上記した回帰式（（３）式）に基づき、バラツキの範囲内でＴＫｃａ＝８０００の上限値を推定する推定式を、次（４）式とした。
　ＴＫｃａ＝８０００**＝０．１８×ｖＴＥ（ｔ／２Ｒ）＋０．９２×ｖＴＥ（ｔ／４Ｌ）＋８３．１７　　　・・・（４）
　図４において、ＴＫｃａ＝８０００とＴＫｃａ＝８０００**の関係は、ＴＫｃａ＝８０００＝予測ＴＫｃａ＝８０００*の関係式の破線を、ＴＫｃａ＝８０００軸に増加させた、もう一方の破線である。この推定式から、ＴＫｃａ＝８０００が－１０℃となるために必要な予測温度ＴＫｃａ＝８０００*を推定すると、図４に示すように、予測温度ＴＫｃａ＝８０００*＝－３２℃となる。図４から、予測温度ＴＫｃａ＝８０００*＝－３２℃を超える値を示す厚鋼板は２種であり、７／９（７８％）が規定値（ＴＫｃａ＝８０００：－１０℃）以下となっており、上述の図２に示す場合（５／９）に比べ、予測誤差は小さくなっていることがわかる。
　図４から、本発明の評価方法による予測温度ＴＫｃａ＝８０００*はＴＫｃａ＝８０００と相関性も高く、２σは２０℃以下であり、温度ＴＫｃａ＝８０００を小さい予測誤差で推定可能であることがわかる。
　このように、本発明の評価方法によれば、大型試験を実施することなく、板厚中央位置と、板厚中央位置とは破面形態が異なる板厚中間位置の２位置における小型試験結果から、簡便に厚鋼板の脆性亀裂伝播停止性能を精度高く評価でき、本発明評価方法の有用性が確認できた。
１：（脆性亀裂）進展
２：（脆性亀裂）停止
３：主亀裂（斜め方向に進展する亀裂）
４：切欠部     
５：脆化部
６：平坦破面
７：階段状の段差
８：ＥＳＳＯ試験
９：Ｌ方向シャルピー衝撃試験
１０：Ｒ方向シャルピー衝撃試験（α：１５～４５°）
１１：圧延方向

Claims (3)

  1. 厚鋼板の脆性亀裂伝播停止性能の評価方法であって、小型試験を用いて得られた所定の特性値を示す温度から大型試験により得られる脆性亀裂伝播停止性能を評価するに当たり、
    前記厚鋼板の全厚試験片を用いた脆性亀裂伝播停止試験を行い、得られた破面の形態観察から、前記破面の進行方向を特定するとともに、板厚中央位置と異なる破面形態を示す板厚方向の位置範囲を板厚中間位置として特定し、
    前記小型試験を、前記板厚中央位置では、前記厚鋼板の圧延方向を基準として、前記厚鋼板の板面と平行な面内で反時計回りにまたは時計回りに所定の角度α（°）回転したＲ方向に採取したＶノッチシャルピー衝撃試験片を用いるＲ方向Ｖノッチシャルピー衝撃試験とし、前記板厚中間位置では、前記厚鋼板の圧延方向に採取したＶノッチシャルピー衝撃試験片を用いるＬ方向Ｖノッチシャルピー衝撃試験として、
    前記板厚中央位置におけるＲ方向Ｖノッチシャルピー衝撃試験の遷移温度ＴｃｔＲと、前記板厚中間位置におけるＬ方向Ｖノッチシャルピー衝撃試験の遷移温度ＴｍｔＬとを組み合わせた、下記（１）式で定義される組合せ遷移温度Ｔｗとして、該組合せ遷移温度Ｔｗから、下記（２）式を用いて脆性亀裂伝播停止靭性Ｋｃａがｋ１となる温度ＴＫｃａ＝ｋ１を推定し、厚鋼板の脆性亀裂伝播停止性能を評価することを特徴とする厚鋼板の脆性亀裂伝播停止性能の評価方法。
    　　　　　　　　　　　記
    　Ｔｗ＝Ｂ１×ＴｍｔＬ＋Ｂ２×ＴｃｔＲ　　　・・・（１）
    　ＴＫｃａ＝ｋ１＝Ａ１×Ｔｗ＋Ｃ１　　　・・・（２）
    　ここで、Ｔｗ：小型試験を用いて得られた組合せ遷移温度（℃）、ＴＫｃａ＝ｋ１：脆性亀裂伝播停止靭性Ｋｃａがｋ１となる温度（℃）、ＴｍｔＬ：板厚中間位置におけるＬ方向Ｖノッチシャルピー衝撃試験の遷移温度（℃）、ＴｃｔＲ：板厚中央位置におけるＲ方向Ｖノッチシャルピー衝撃試験の遷移温度（℃）、Ａ１、Ｂ１、Ｂ２、Ｃ１：係数である。
  2. 厚鋼板の脆性亀裂伝播停止性能の評価方法であって、小型試験を用いて得られた所定の特性値を示す温度から大型試験により得られる脆性亀裂伝播停止性能を評価するに当たり、前記厚鋼板の全厚試験片を用いた脆性亀裂伝播停止試験を行い、得られた破面の形態観察から、前記破面の進行方向を特定するとともに、前記板厚中央位置と異なる破面形態を示す板厚方向の位置範囲を板厚中間位置として特定し、
    前記小型試験を、前記板厚中央位置では、前記厚鋼板の圧延方向を基準として、前記厚鋼板の板面と平行な面内で反時計回りにまたは時計回りに所定の角度α（°）回転したＲ方向に採取したＶノッチシャルピー衝撃試験片を用いるＲ方向Ｖノッチシャルピー衝撃試験とし、前記板厚中間位置では、前記厚鋼板の圧延方向に採取したＶノッチシャルピー衝撃試験片を用いるＬ方向Ｖノッチシャルピー衝撃試験として、
    前記板厚中央位置におけるＲ方向Ｖノッチシャルピー衝撃試験の遷移温度ＴｃｔＲと、前記板厚中間位置におけるＬ方向Ｖノッチシャルピー衝撃試験の遷移温度ＴｍｔＬとを組み合わせた、下記（１ａ）式で定義される組合せ遷移温度Ｔｗとして、該組合せ遷移温度Ｔｗから、下記（２ａ）式を用いて、ＣＡＴ試験における脆性亀裂が伝播しない温度ＣＡＴを推定し、厚鋼板の脆性亀裂伝播停止性能を評価することを特徴とする厚鋼板の脆性亀裂伝播停止性能の評価方法。
    　　　　　　　　　　　　　記
    　Ｔｗ＝Ｅ１×ＴｍｔＬ＋Ｅ２×ＴｃｔＲ　　　・・・（１ａ）
    　ＣＡＴ＝Ｄ１×Ｔｗ＋Ｆ１　　　・・・（２ａ）
    　ここで、Ｔｗ：小型試験を用いて得られた組合せ遷移温度（℃）、ＣＡＴ：ＣＡＴ試験における脆性亀裂が伝播しない温度（℃）、ＴｍｔＬ：板厚中間位置におけるＬ方向Ｖノッチシャルピー衝撃試験の遷移温度（℃）、ＴｃｔＲ：板厚中央位置におけるＲ方向Ｖノッチシャルピー衝撃試験の遷移温度（℃）、Ｄ１、Ｅ１、Ｅ２、Ｆ１：係数である。
  3. 前記所定の角度α（°）が、１５～４５°の範囲の角度であることを特徴とする請求項１または２に記載の厚鋼板の脆性亀裂伝播停止性能の評価方法。
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