Ｔ字型完全溶込み溶接構造体の脆性き裂伝播停止性能の品質管理方法
【課題】Ｔ継手溶接部に沿って伝播する脆性き裂の伝播を精度良く停止できる品質管理方法を提供する。
【解決手段】溶接構造体は、突合せ溶接継手によって接合された鋼板Ａと、前記突合せ溶接継手と交差するように完全溶込み溶接で接合された鋼板Ｂと、からなり、前記鋼板Ａの突合せ溶接継手における下端部近傍はＣＯ2溶接部を形成している。本発明の品質管理方法は、前記鋼板Ａの表面に生じる延性破壊領域および脆性破壊を生じない領域を有する解析モデルに基づき、前記ＣＯ2溶接部の表層部の脆性破面遷移温度、ＣＯ2溶接長、及び前記鋼板Ｂの脆性き裂伝播停止性能の関係式を求める第１の工程と、前記関係式に基づき、溶接構造体の脆性き裂伝播停止に有用な、前記脆性破面遷移温度等の範囲を決定する第２の工程と、を含んでいる。
【解決手段】溶接構造体は、突合せ溶接継手によって接合された鋼板Ａと、前記突合せ溶接継手と交差するように完全溶込み溶接で接合された鋼板Ｂと、からなり、前記鋼板Ａの突合せ溶接継手における下端部近傍はＣＯ2溶接部を形成している。本発明の品質管理方法は、前記鋼板Ａの表面に生じる延性破壊領域および脆性破壊を生じない領域を有する解析モデルに基づき、前記ＣＯ2溶接部の表層部の脆性破面遷移温度、ＣＯ2溶接長、及び前記鋼板Ｂの脆性き裂伝播停止性能の関係式を求める第１の工程と、前記関係式に基づき、溶接構造体の脆性き裂伝播停止に有用な、前記脆性破面遷移温度等の範囲を決定する第２の工程と、を含んでいる。
【発明の詳細な説明】
【技術分野】
【０００１】
本発明は、Ｔ字型完全溶込み溶接構造体の脆性き裂伝播停止性能（アレスト特性）を精度良く管理する品質管理方法に関するものである。具体的には、例えば、ハッチコーミング部（突合せ溶接継手部材）とアッパーデッキ部（突合せ溶接継手部材と交差するように完全溶込み溶接で接合された脆性き裂伝播停止用接合部材）とのＴ継手溶接構造を有するコンテナ船やバルクキャリヤー船などの船舶（溶接構造体）において、ハッチコーミング部の突合せ溶接継手に沿って伝播する脆性き裂の伝播をアッパーデッキ部で精度良く停止させることが可能な品質管理方法に関するものである。
【背景技術】
【０００２】
図１（ａ）および図１（ｂ）に、本発明で対象となるコンテナ船などの上甲板部の概略を示す。図１（ａ）のＡに示す上甲板部は、図１（ｂ）の拡大図に示すように、大きな開口部（ｈａｔｃｈ、ハッチ）を有するアッパーデッキ部（強力甲板）１と、ハッチをハッチカバーで開閉させるようにしたハッチコーミング部２とが溶接されたＴ継手溶接構造体を有している。
【０００３】
詳細には、ハッチコーミング部２は、複数の鋼板が突合せ溶接継手によって接合されて構成されており、この突合せ溶接継手と交差（Ｔ溶接継手）するようにアッパーデッキ部１が接合されている。ハッチコーミング部２とアッパーデッキ部１とは、通常、ＣＯ2溶接によって完全溶込み溶接されている。完全溶込み溶接とは、溶接継手の板厚全域に亘っている溶込みを意味する。ハッチコーミング部２を構成する２枚の鋼板は、通常、エレクトロガスアーク（ＥＧ）溶接などの大入熱溶接によって突合せ溶接される。しかしながら、ＥＧ溶接は溶接入熱量が大きいために溶接熱影響部（ＨＡＺ）が形成され、溶接継手の靱性低下や脆性き裂の発生を招き、船舶が破断する恐れがある。そこで、突合せ溶接の際は、図１（ｂ）に示すように、下端部近傍を残してＥＧ溶接を行い、下端部近傍は溶接入熱量が小さいＣＯ2溶接を行なうことが多い。
【０００４】
船舶の大型化に伴い、船舶用鋼板は益々厚肉化されている。鋼板の板厚が厚くなると、脆性き裂が母材（ハッチコーミング側）に逸れることなく、ＨＡＺに沿って伝播する可能性がある。最近の研究では、板厚５０ｍｍ以上のハッチコーミング用厚鋼板が突合せ溶接された大入熱溶接部で脆性き裂が発生した場合、脆性き裂が溶接金属に沿って伝播することが報告されている。図１（ｂ）に、脆性き裂が伝播する方向を矢印で示す。溶接金属を直進したき裂がアッパーデッキ部１に進展すると、船舶本体の破壊に至る危険がある。
【０００５】
そこで、大型船舶の十分な安全性を保証するため、大入熱溶接部を伝播する脆性き裂をアッパーデッキ部に進展させずに、確実に停止させる技術が求められている。脆性き裂の伝播を停止させる性能は「アレスト特性」とも呼ばれ、脆性き裂伝播停止性能の指標としてＫca値が用いられている。
【０００６】
一般に、アレスト特性Ｋcaの高い厚鋼板をアッパーデッキ部に使用すれば、溶接構造体の突合せ溶接継手（ハッチコーミング部を構成する厚鋼板同士の溶接部）に脆性き裂が発生したとしても、溶接構造体が破断する前に脆性き裂の伝播を停止できると考えられている。例えば、非特許文献１及び２には、アッパーデッキ部にＫcaが７０００Ｎ／ｍｍ3/2以上の厚鋼板を使用すれば、脆性き裂の進展を停止できることが示されている。しかし、厚鋼板のアレスト特性Ｋcaを７０００Ｎ／ｍｍ3/2以上に高めるためには、例えば、組織を超微細化する；Ｎｉを多量に含める；特殊な圧延工程を実施する；などの手段が必要であり、コストの上昇を招く。
【０００７】
一方、非特許文献３には「鋼材の脆性き裂伝播・停止の力学モデル」について記載されている。ここには、鋼材の脆性き裂は、鋼板表面に生じるシアリップ（延性破壊領域）を伴いながら伝播する様子が示す図が示されている。本明細書では、この図を、前述した図１（ｂ）中の「亀裂が溶接部に沿って伝播する方向」との対応関係が明確になるように、図１（ｃ）として掲載する。図１（ｃ）に示すように、き裂先端より後方の鋼板表面付近では、脆性破壊を生じない領域（サイドリガメント）が存在し、その後方では、サイドリガメントが延性破壊して破面にシアリップを生成する。脆性破壊の停止にはシアリップの影響が大きく、サイドリガメントは降伏応力にほぼ等しい応力を有するため、き裂を閉じる作用を有しているといわれている。また、非特許文献４には、船体用鋼板の破壊靱性値推定手法について記載されている。
【先行技術文献】
【非特許文献】
【０００８】
【非特許文献１】平松秀基ら、日本船舶海洋工学会講演論文集、第５Ｅ号（２００７）、ｐｐ．１３５−１３８
【非特許文献２】田村栄一ら、日本船舶海洋工学会講演論文集、第５Ｋ号（２００７）、ｐｐ．８７−９０
【非特許文献３】町田進ら、日本造船学会論文集、Ｖｏｌ．１７７（１９９５）、ｐｐ．２４３−２５８
【非特許文献４】北田博重、博士論文「ＴＭＣＰによる降伏点４０ｋｇｆ／ｍｍ2級鋼板の実船適用にあたっての靱性要求基準に関する研究」（１９９０）
【発明の概要】
【発明が解決しようとする課題】
【０００９】
本発明は上記事情に鑑みてなされたものであって、その目的は、船舶のアッパーデッキ部とハッチコーミング部のようなＴ字型完全溶込み溶接構造体において、Ｔ継手溶接部に沿って伝播する脆性き裂の伝播を精度良く停止できる品質管理方法を提供することにある。
【課題を解決するための手段】
【００１０】
上記目的を達成し得た本発明の品質管理方法は、Ｔ字型完全溶込み溶接構造体の脆性き裂伝播停止性能の品質管理方法であって、前記溶接構造体は、突合せ溶接継手によって接合された鋼板Ａと、前記突合せ溶接継手と交差するように完全溶込み溶接で接合された脆性き裂伝播停止用鋼板Ｂと、からなり、前記鋼板Ａの突合せ溶接継手における下端部近傍はＣＯ2溶接によってＣＯ2溶接部を形成しており、前記鋼板Ａの表面に生じる延性破壊領域（シアリップ）および脆性破壊を生じない領域（サイドリガメント）を有し、前記ＣＯ2溶接部の溶接金属における２つの表層部［鋼板Ａの板厚をｔとしたとき、ｔ／４部を表層部と呼ぶ。］の脆性破面遷移温度vＴrsが同じであると考えた解析モデルに基づき、前記ＣＯ2溶接部の溶接金属における板厚ｔ／４部の脆性破面遷移温度vＴrsおよび前記ＣＯ2溶接部のＣＯ2溶接長ｌCO2、並びに前記鋼板Ｂの脆性き裂伝播停止性能Ｋcaの関係式を求める第１の工程と、前記関係式に基づき、前記鋼板Ａの突合せ溶接継手に沿って伝播する脆性き裂伝播停止に有用な、前記脆性破面遷移温度vＴrsの範囲、前記ＣＯ2溶接長ｌCO2の範囲、または前記脆性き裂伝播停止性能Ｋcaの範囲のいずれかを決定する第２の工程と、を含むところに要旨を有している。
【００１１】
好ましい実施形態において、前記第１の工程は、
（１）前記鋼板Ａの表面付近に未破断で残るサイドリガメント部の長さｌslを、下記（１３）式から算出する工程と、
（２）前記工程によって算出されたサイドリガメント部の長さｌslと前記ＣＯ2溶接長ｌCO2の関係に基づき、
（ａ）サイドリガメント部の長さｌsl≦ＣＯ2溶接長ｌCO2の場合は下記（２０）式を、
（ｂ）サイドリガメント部の長さｌsl＞ＣＯ2溶接長ｌCO2の場合は下記（２１）式を、導出する工程と、
を含む。
（１３）式・・・
ｌsl＝２π・ｋs2・［１／（８π）・｛（−９２vＴrs＋３２７００）／８００｝2］2・εF2・Ｇ2／［Ｋ｛（３−ν）／（１＋ν）−１｝］2
（２０）式・・・
Ｋca≧Ｋnom・［１−｛１／（２π2）｝・［｛（−９２vＴrs＋３２７００）／８００｝2／ｔ］・（σY1／σ0）・ｃｏｓ-1｛（ａ−２π・ｋs2・［１／（８π）・｛（−９２vＴrs＋３２７００）／８００｝2］2・εF2・Ｇ2／［Ｋ｛（３−ν）／（１＋ν）−１｝］2）／ａ｝］
（２１）式・・・
Ｋca≧Ｋnom・［１−｛１／（２π2）｝・［｛（−９２vＴrs＋３２７００）／８００｝2／ｔ］・（σY1／σ0）・ｃｏｓ-1｛（ａ−ｌCO2）／ａ｝］
上記式中、
ｔ：鋼板Ａの厚さ（ｍｍ）。
Ｋnom：サイドリガメントによる低減を考慮に入れない場合の応力拡大係数で
あり、
Ｋnom＝７０００Ｎ／ｍｍ3/2とする。
σY1：温度Ｔ0（＝−１０℃）における鋼板Ａの表層近傍の高速引張変形時の降伏
応力であり、σY1＝８００ＭＰａとする。
ν：ポアソン比であり、ν＝０．３とする。
ｋs：係数であり、ｋs＝１とする。
Ｇ：横弾性係数であり、Ｇ＝８×１０4Ｎ／ｍｍ2とする。
εF：延性破壊の限界ひずみであり、εF＝０．１とする。
Ｋ：外力から計算される応力拡大係数であり、
Ｋ＝σ0（３．１４ａ）0.5とする。
σ0：負荷応力であり、σ0＝２５２ＭＰａとする。
ａ：き裂長さであり、ａ＝７００ｍｍとする。
【００１２】
また、上記目的を達成し得た本発明の他の品質管理方法は、Ｔ字型完全溶込み溶接構造体の脆性き裂伝播停止性能の品質管理方法であって、前記溶接構造体は、突合せ溶接継手によって接合された鋼板Ａと、前記突合せ溶接継手と交差するように完全溶込み溶接で接合された脆性き裂伝播停止用鋼板Ｂと、からなり、前記鋼板Ａの突合せ溶接継手における下端部近傍はＣＯ2溶接によってＣＯ2溶接部を形成しており、前記鋼板Ａの表面に生じる延性破壊領域（シアリップ）および脆性破壊を生じない領域（サイドリガメント）を有し、前記ＣＯ2溶接部の溶接金属における２つの表層部［鋼板Ａの板厚をｔとしたとき、ｔ／４部を表層部と呼ぶ。］の脆性破面遷移温度vＴrsが異なると考えた解析モデルに基づき、前記ＣＯ2溶接部の溶接金属における一方の板厚ｔ／４部の脆性破面遷移温度vＴrs1及び他方の板厚ｔ／４部の脆性破面遷移温度vＴrs2、前記ＣＯ2溶接部のＣＯ2溶接長ｌCO2、並びに前記鋼板Ｂの脆性き裂伝播停止性能Ｋcaの関係式を求める第１の工程と、前記関係式に基づき、前記鋼板Ａの突合せ溶接継手に沿って伝播する脆性き裂の停止に有用な、前記脆性破面遷移温度vＴrs1及びvＴrs2の範囲、前記ＣＯ2溶接長ｌCO2の範囲、または前記脆性き裂伝播停止性能Ｋcaの範囲のいずれかを決定する第２の工程と、を含むところに要旨を有している。
【００１３】
好ましい実施形態において、前記第１の工程は、
（１）前記鋼板Ａの表面付近に未破断で残るサイドリガメント部の長さｌslを、下記（３３）式から算出する工程と、
（２）前記工程によって算出されたサイドリガメント部の長さｌslと前記ＣＯ2溶接長ｌCO2の関係に基づき、
（ａ）サイドリガメント部の長さｌsl≦ＣＯ2溶接長ｌCO2の場合は下記（３４）式を、
（ｂ）サイドリガメント部の長さｌsl＞ＣＯ2溶接長ｌCO2の場合は下記（３５）式を、導出する工程と、
を含む。
（３３）式・・・
ｌsl＝２π・ｋs2・［１／（８π）・｛（−９２vＴrs1＋３２７００）2＋（−９２vＴrs2＋３２７００）2｝／２／８００2］2・εF2・Ｇ2／［Ｋ｛（３−ν）／（１＋ν）−１｝］2
（３４）式・・・
Ｋca≧Ｋnom・［１−｛１／（２π2）｝・［｛（−９２vＴrs1＋３２７００）2＋（−９２vＴrs2＋３２７００）2｝／２／８００2／ｔ］・（σY1／σ0）・ｃｏｓ-1｛（ａ−２π・ｋs2・［１／（８π）・｛（−９２vＴrs1＋３２７００）2＋（−９２vＴrs2＋３２７００）2｝／２／８００2］2・εF2・Ｇ2／［Ｋ｛（３−ν）／（１＋ν）−１｝］2）／ａ｝］
（３５）式・・・
Ｋca≧Ｋnom・［１−｛１／（２π2）｝・［｛（−９２vＴrs1＋３２７００）2＋（−９２vＴrs2＋３２７００）2｝／２／８００2／ｔ］・（σY1／σ0）・ｃｏｓ-1｛（ａ−ｌco2）／ａ｝］
上記式中、
ｔ：鋼板Ａの厚さ（ｍｍ）。
Ｋnom：サイドリガメントによる低減を考慮に入れない場合の応力拡大係数で
あり、
Ｋnom＝７０００Ｎ／ｍｍ3/2とする。
σY1：温度Ｔ0（＝−１０℃）における鋼板Ａの表層近傍の高速引張変形時の降伏
応力であり、σY1＝８００ＭＰａとする。
ν：ポアソン比であり、ν＝０．３とする。
ｋs：係数であり、ｋs＝１とする。
Ｇ：横弾性係数であり、Ｇ＝８×１０4Ｎ／ｍｍ2とする。
εF：延性破壊の限界ひずみであり、εF＝０．１とする。
Ｋ：外力から計算される応力拡大係数であり、
Ｋ＝σ0（３．１４ａ）0.5とする。
σ0：負荷応力であり、σ0＝２５２ＭＰａとする。
ａ：き裂長さであり、ａ＝７００ｍｍとする。
【００１４】
好ましい実施形態において、前記第２の工程は、下記（ア）〜（ウ）のいずれかを含んでいる。
（ア）予め与えられた脆性破面遷移温度vＴrsおよびＣＯ2溶接長ｌCO2を前記関係式に代入し、前記鋼板Ｂに必要な脆性き裂伝播停止性能Ｋcaの範囲を決定する工程。
（イ）予め与えられたＣＯ2溶接長ｌCO2および脆性き裂伝播停止性能Ｋcaを前記関係式に代入し、前記ＣＯ2溶接部の溶接金属における板厚ｔ／４部（ｔ：鋼板Ａの厚さ）に必要な脆性破面遷移温度vＴrsの範囲を決定する工程。
（ウ）予め与えられた前記脆性破面遷移温度vＴrsおよび前記脆性き裂伝播停止性能Ｋcaを前記関係式に代入し、前記ＣＯ2溶接部に必要なＣＯ2溶接長ｌCO2を決定する工程。
【００１５】
好ましい実施形態において、前記鋼板Ａの厚さは５０ｍｍ以上である。
【００１６】
好ましい実施形態において、前記溶接構造体は船舶であり、前記鋼板Ａはハッチコーミング部を構成する鋼板であり、前記鋼板Ｂはアッパーデッキ部を構成する鋼板である。
【発明の効果】
【００１７】
本発明によれば、ハッチコーミング材などの突合せ溶接鋼板と当該突合せ溶接鋼板と交差するように完全溶込みで接合されたアッパーデッキ材などの鋼板とを有するＴ字型完全溶込み溶接構造体において、Ｔ継手溶接部における脆性き裂の伝播を停止させることが可能な精度の高い品質管理方法（評価方法、予測方法または決定方法を含む）を提供することができた。本発明によれば、特に、板厚が５０ｍｍ以上の厚鋼板を有する溶接構造体において、鋼材性能（靱性およびアレスト特性）および溶接条件の両方の観点に基づき、精度の高い評価方法を提供できた点で、極めて有用である。
【図面の簡単な説明】
【００１８】
【図１】図１（ａ）は、上甲板部を有する船舶の概略図であり、図１（ｂ）は、図１（ａ）のＡの拡大図であり、図１（ｃ）は、厚鋼板中での脆性き裂の進展を示す模式図である。
【図２】図２は、Ｔ継手溶接部の脆性き裂伝播を停止するために必要な、脆性き裂伝播停止用鋼板（アッパーデッキ用鋼板）に要求されるアレスト特性Ｋcaを予測するための工程概略図である。
【図３Ａ】図３Ａは、ＣＯ2溶接部の溶接金属におけるｔ／４位置の脆性破面遷移温度vＴrsごとにおける、ＣＯ2溶接長ｌCO2とアッパーデッキ用鋼板のアレスト特性Ｋca（Ｋeff）との関係を示すグラフである。
【図３Ｂ】図３Ｂは、ＣＯ2溶接長ｌCO2ごとにおける、アッパーデッキ用鋼板のアレスト特性Ｋca（Ｋeff）とＣＯ2溶接部の溶接金属におけるｔ／４位置の脆性破面遷移温度vＴrsとの関係を示すグラフである。
【図３Ｃ】図３Ｃは、アッパーデッキ用鋼板のアレスト特性Ｋcaごとにおける、ＣＯ2溶接長ｌCO2とＣＯ2溶接部の溶接金属におけるｔ／４位置の脆性破面遷移温度vＴrsとの関係を示すグラフである。
【図４】図４は、σy0＝５００ＭＰａ、ハッチコーミング用鋼板の板厚ｔ＝６０ｍｍ、温度Ｔ0＝−１０℃のときの脆性破面遷移温度vＴrsと破壊靱性値Ｋciとの関係を示すグラフである。
【図５】図５は、ハッチコーミング用鋼板のＣＯ2溶接部断面を示す概略図である。
【図６Ａ】図６Ａは、関数Ｂの所定の値ごとにおける、ＣＯ2溶接長ｌCO2とアッパーデッキ用鋼板のアレスト特性Ｋca（Ｋeff）との関係を示すグラフである（Ｂ＝｛（−９２vＴrs1＋３２７００）2＋（−９２vＴrs2＋３２７００）2｝／２、vＴrs1及びＴrs2：ＣＯ2溶接部の溶接金属における各ｔ／４位置の脆性破面遷移温度）。
【図６Ｂ】図６Ｂは、ＣＯ2溶接長ｌCO2ごとにおける、アッパーデッキ用鋼板のアレスト特性Ｋca（Ｋeff）と関数Ｂとの関係を示すグラフである（Ｂ＝｛（−９２vＴrs1＋３２７００）2＋（−９２vＴrs2＋３２７００）2｝／２、vＴrs1及びＴrs2：ＣＯ2溶接部の溶接金属における各ｔ／４位置の脆性破面遷移温度）。
【図６Ｃ】図６Ｃは、アッパーデッキ用鋼板のアレスト特性Ｋcaごとにおける、関数ＢとＣＯ2溶接長ｌCO2との関係を示すグラフである（Ｂ＝｛（−９２vＴrs1＋３２７００）2＋（−９２vＴrs2＋３２７００）2｝／２、vＴrs1及びＴrs2：ＣＯ2溶接部の溶接金属における各ｔ／４位置の脆性破面遷移温度）。
【図７Ａ】図７Ａは、実施例で使用した試験体の形状を示す概略図である。
【図７Ｂ】図７Ｂは、実施例で使用した試験体の寸法を示す概略図である。
【図８】図８は、vＴrs＝−５０℃でのＫeff−ＣＯ2溶接長のグラフと、実施例で使用した試験体１のアレスト特性Ｋcaとの関係を示す図である。
【図９】図９は、vＴrs＝−６０℃でのＫeff−ＣＯ2溶接長のグラフと、実施例で使用した試験体２のアレスト特性Ｋcaとの関係を示す図である。
【発明を実施するための形態】
【００１９】
本発明者は、コンテナ船の上甲板のような、ハッチコーミング部とアッパーデッキ部とのＴ継手完全溶込み溶接構造体において、Ｔ継手溶接部に沿って発生する脆性き裂の伝播を停止させることが可能な品質管理方法を提供するため、検討を行なった。特に、ハッチコーミング部およびアッパーデッキ部の両方に、厚さが５０ｍｍ以上の厚鋼板が用いられているＴ継手溶接部における脆性き裂伝播停止特性（アレスト特性）について、鋼材性能および溶接条件の観点から詳細に検討を行なった。
【００２０】
検討に当たっては、下記（Ｉ）及び（ＩＩ）の２点を前提条件とした。
【００２１】
（Ｉ）溶接条件は、図１（ｂ）に示す条件とした。すなわち、ハッチコーミング部２を構成する複数のハッチコーミング用鋼板は、下端部近傍（完全溶込み溶接側）を残してＥＧ溶接（大入熱溶接）による突合せ溶接を行い、下端部近傍はＣＯ2溶接（小入熱溶接）を行なった。また、ハッチコーミング部２とアッパーデッキ部１とは、ＣＯ2溶接によって完全溶込み溶接を行なった。ＣＯ2溶接部は、大入熱溶接部に比べて靱性が高い傾向にあり、脆性き裂の進展に対してもより大きな抵抗として働く可能性がある。
【００２２】
（ＩＩ）アレスト特性の解析には、図１（ｃ）に示すシアリップとサイドリガメントを有する解析モデルを用いた。厚鋼板の脆性き裂伝播停止挙動に関する研究において、アレスト特性に大きく寄与するのは、脆性き裂伝播時において厚鋼板表層部に発生する「シアリップ」と呼ばれる塑性変形量の大きい延性破壊領域であり、脆性き裂の有する伝播エネルギーがシアリップの形成に費やされる場合には、脆性き裂が早期に停止してアレスト性が飛躍的に向上することが知られている。従って、鋼材全体のアレスト性を均一に高めなくても、鋼材表層部の一定領域のアレスト性を高めることによって鋼材全体のアレスト性が向上すると考えられる。
【００２３】
その結果、下記（ａ）〜（ｃ）のパラメータを用いた関係式により、Ｔ字型完全溶込み溶接構造体のＴ継手溶接部（具体的には、ハッチコーミング部におけるＣＯ2溶接部の溶接金属）における脆性き裂伝播停止挙動を精度良く把握できることが判明した。そして、上記の関係式を利用すれば、上記ハッチコーミング部のＴ継手溶接部における脆性き裂伝播を停止するためのアッパーデッキ用鋼材側の性能（アレスト特性や靱性）およびハッチコーミング部のＣＯ2溶接条件（溶接材料や入熱条件など）を正確に精度良く管理、評価、予測、または決定できることを突き止め、本発明を完成した。
（ａ）板厚ｔ／４部の脆性破面遷移温度vＴrs（℃）
ｔ：ハッチコーミング用鋼板の厚さ
（ｂ）ハッチコーミング部におけるＣＯ2溶接部のＣＯ2溶接長ｌCO2（ｍｍ）
（ｃ）アッパーデッキ用鋼板のアレスト特性Ｋca（Ｎ／ｍｍ3/2）
【００２４】
具体的には、ハッチコーミング部におけるＣＯ2溶接部の溶接金属における脆性き裂の伝播停止に必要な上記（ｃ）の「アッパーデッキ用鋼板のアレスト特性Ｋca」の範囲は、後に詳しく説明する定式化手順に従い、上記（ａ）の「板厚ｔ／４部の脆性破面遷移温度vＴrs」、および上記（ｂ）の「ＣＯ2溶接長ｌCO2」、更には他の既知のパラメータによって定式化することができる［後記する（２０）及び（２１）式、並びに（３４）及び（３５）式を参照］。これらの関係式を利用すれば、ハッチコーミング部の突合せ溶接継手から進展した脆性き裂がアッパーデッキ部にまで進展するか否かを正確に精度良く管理することができた（後記する実施例を参照）。
【００２５】
後に詳しく説明するが、後記する（２０）及び（２１）式は、アレスト特性に最も大きな影響を及ぼすＣＯ2溶接部の表層付近（詳細には、鋼板Ａの板厚ｔのｔ／４位置付近であり、２つの表層部が存在する）の各靱性が同一であると仮定したときに導き出された式であり、一方、後記する（３４）および（３５）式は、当該ＣＯ2溶接部の表層付近の各靱性が異なっていると仮定したときに導き出された式であり、それ以外は、すべて同じ条件下で導き出されたものである。ＣＯ2溶接部の表層付近の各靱性レベルは、溶接条件などによって相違する場合もあるし同じである場合もあり得る。本発明によれば、ＣＯ2溶接部の表層付近の靱性レベルが同じ場合には（２０）および（２１）式を、一方、ＣＯ2溶接部の表層付近の靱性レベルが異なる場合には（３４）および（３５）式を利用することにより、Ｔ継手溶接部に沿って伝播する脆性き裂の伝播を精度良く停止できるため、極めて有用である。
【００２６】
（２０）及び（２１）式、並びに（３４）及び（３５）式において、(ａ)ハッチコーミング部の脆性破面遷移温度vＴrs、(ｂ)ハッチコーミング部のＣＯ2溶接長ｌCO2、および(ｃ)アッパーデッキ部のアレスト特性Ｋca以外のパラメータは既知であり、式中に実数値を代入できる。実数値を代入した各式が、（２０−１）及び（２１−１）式、並びに（３４−１）及び（３５−１）式である（後記する）。よって、上記関係式の利用態様として、例えば、上記（ａ）〜（ｃ）の三つのパラメータのうち、二つが判明（既知）している場合は、当該既知のパラメータを上記（２０）及び（２１）式、又は（３４）及び（３５）式に代入することにより、残りのパラメータを決定することができる。
【００２７】
具体的には、（２０）及び（２１）式、又は（３４）及び（３５）式を利用して、例えば、下記（ア）または（イ）の品質管理システムに適用することができる。以下では（２０）及び（２１）式を中心に説明する。尚、（３４）及び（３５）式を利用する場合は、後述するvＴrsの代わりに、vＴrs1及びvＴrs2を用いればよい。
【００２８】
（ア）Ｔ継手溶接部の脆性き裂伝播を停止するために必要な、アッパーデッキ用鋼板に要求されるアレスト特性Ｋcaを評価、予測、決定するためのシステム
上記システムの工程概略図を図２に示す。このシステムは、上記（ａ）〜（ｃ）のパラメータのうち、（ａ）と（ｂ）が既知（測定可能）の場合に適用される。
【００２９】
詳細には、ハッチコーミング部に用いられる鋼板の種類（鋼種）およびＣＯ2溶接条件（ワイヤなどの溶接材料や入熱条件などを含む）が既知［すなわち、上記（ａ）の脆性破面遷移温度vＴrs、および上記（ｂ）のＣＯ2溶接長ｌCO2が既知］の場合、（２０）及び（２１）式に基づき、アッパーデッキ用鋼板に必要なアレスト特性Ｋca［上記（ｃ）］の範囲を決定することができる。このシステムによって算出されたＫcaを満足するアッパーデッキ用鋼板を用いれば、たとえ、ハッチコーミング部突合せ溶接継手に脆性き裂が発生したとしても、ＣＯ2溶接部分でき裂の伝播が停止するため、アッパーデッキ部へのき裂の進展が抑えられ、船体の破壊を防止することができる。その結果、従来のように、一律に非常に高いアレスト特性を有するアッパーデッキ用厚鋼板（例えば、Ｋca≧７０００Ｎ／ｍｍ3/2）を使用する必要がなくなり、コストを低減することができる。
【００３０】
図３Ａは、ハッチコーミング部におけるＣＯ2溶接部の溶接金属におけるｔ／４位置の脆性破面遷移温度vＴrsごとに、アッパーデッキ用鋼板に必要なアレスト特性Ｋcaとハッチコーミング部におけるＣＯ2溶接長ｌCO2との関係を示すグラフであり、後記する（２０−１）及び（２１−１）式をグラフ化したものである。図３Ａの縦軸は、非特許文献３に記載の、サイドリガメントの閉口効果により低減されたＫ値（Ｋeff）である。後に詳しく説明するが、アッパーデッキ材に必要なアレスト特性Ｋcaは、上記Ｋeffとの関係において、下記（１９）式を満足するように制御されていれば脆性き裂が停止することから、各vＴrsにおいて、Ｋeff−ｌCO2のラインよりもアッパーデッキ用鋼板のアレスト特性Ｋcaが上にくれば、ハッチコーミング部で発生した脆性き裂をアッパーデッキ部で停止させることができる。
Ｋca≧Ｋeff ・・・ （１９）
よって、上記システムでは、図３Ａに示すグラフに基づき、アッパーデッキ部に使用される厚鋼板に必要とされるアレスト特性Ｋca値を決定することができる。
【００３１】
（イ）Ｔ継手溶接部の脆性き裂伝播を停止するために必要な溶接条件を評価、予測、決定するためのシステム
このシステムは、上記（ア）とは異なって、上記（ａ）〜（ｃ）のパラメータのうち、（ｃ）と、（ａ）または（ｂ）のいずれか一方とが既知（算出可能）の場合に適用される。
【００３２】
詳細には、アッパーデッキ部に用いられる鋼板の種類（鋼種）が既知［すなわち、上記（ｃ）のアッパーデッキ用鋼板のアレスト特性Ｋcaが既知］で、ハッチコーミング部に用いられる鋼板の種類（鋼種）も既知であるが、ハッチコーミング部の溶接継手における溶接条件（上記（ｂ）のＣＯ2溶接長ｌCO2または上記（ａ）の溶接金属におけるｔ／４位置の脆性破面遷移温度vＴrs）のいずれか一方が既知で他方が未定の場合は、Ｔ継手溶接部の脆性き裂伝播を停止するために必要な他方のＣＯ2溶接条件［上記（ａ）の脆性破面遷移温度vＴrsの範囲、または上記（ｂ）のＣＯ2溶接長ｌCO2の範囲］を決定することができる。このことを、図３Ｂおよび図３Ｃを用いて説明する。詳細は後述する。
【００３３】
図３Ｂは、ハッチコーミング部におけるＣＯ2溶接長ｌCO2ごとに、Ｋeffとハッチコーミング部におけるＣＯ2溶接部の溶接金属におけるｔ／４位置の脆性破面遷移温度vＴrsとの関係を示すグラフである。各ｌCO2において、Ｋeff−vＴrsのグラフよりもvＴrsが下にくるようにＣＯ2溶接を行なえば、ハッチコーミング部で発生した脆性き裂をアッパーデッキ部で停止させることができる。よって、図３Ｂに示すグラフに基づき、脆性き裂の伝播を停止可能な、ハッチコーミング部におけるＣＯ2溶接部の溶接金属に必要とされる脆性破面遷移温度vＴrs（ｔ／４位置の値）を決定することができる。
【００３４】
図３Ｃは、アッパーデッキ用鋼板のアレスト特性Ｋcaごとに、ハッチコーミング部におけるＣＯ2溶接長ｌCO2とＣＯ2溶接部の溶接金属におけるｔ／４位置の脆性破面遷移温度vＴrsとの関係を示すグラフである。各Ｋcaにおいて、ｌCO2−vＴrsのグラフよりもｌCO2が上にくるようにＣＯ2溶接を行なえば、ハッチコーミング部で発生した脆性き裂をアッパーデッキ部で停止させることができる。よって、図３Ｃに示すグラフに基づき、脆性き裂の伝播を停止可能な、ハッチコーミング部に必要とされるＣＯ2溶接長ｌCO2を決定することができる。
【００３５】
本明細書において、「溶接構造体」とは、船舶のアッパーデッキ部とハッチコーミング部のようなＴ継手溶接部を有するＴ字型完全溶込み溶接構造体を意味する。また、本明細書において、「船舶」とは、上記の溶接構造体を有するものを意味する。上記の溶接構造体およびその溶接条件は、図１（ｂ）に示すとおりである。
【００３６】
本明細書において、鋼板Ａは、突合せ溶接継手によって接合されたものであり、代表的には、ハッチコーミング部を構成する鋼板が挙げられる。また、鋼板Ｂは、上記の突合せ溶接継手と交差するように完全溶込み溶接で接合された脆性き裂伝播停止用鋼板を意味し、代表的には、アッパーデッキ部を構成する鋼板が挙げられる。以下では、ハッチコーミング部を構成する鋼板をハッチコーミング用鋼板またはハッチコーミング材と呼び、アッパーデッキ部を構成する鋼板をアッパーデッキ用鋼板またはアッパーデッキ材と呼ぶ。
【００３７】
上記のアッパーデッキ材としては、例えば、ＪＩＳ規格ＳＭ５７０などに準拠する鋼材が挙げられ、ハッチコーミング材としては、例えば、ＪＩＳ規格ＳＭ５７０などに準拠する鋼材が挙げられる。
【００３８】
また、本明細書における「アレスト特性Ｋca」には、脆性き裂の伝播停止に必要なアレスト特性の範囲（要求範囲）と、実際の実測値の両方の意味を含んでいる。前者の要求範囲を意味するときは、適宜、「必要アレスト特性Ｋca」と記載する場合がある。
【００３９】
以下、本発明に到達した経緯および本発明の好ましい実施形態を、図面を用いて詳細に説明する。以下では、本発明の好ましい実施形態として、図１に示すハッチコーミング部とアッパーデッキ部からなるＴ溶接継手構造体を用いて説明するが、これに限定する趣旨ではない。
【００４０】
まず、図１（ｃ）に示す解析モデルについて、改めて説明する。
【００４１】
脆性き裂が厚鋼板中で進展する場合、き裂は板厚中央部を先頭に図１（ｃ）に示すように進展し、板表層部は破壊しないままの状態となる。この破壊しない表層部の領域は「サイドリガメント（ｓｌ）」と呼ばれている。
【００４２】
き裂は、き裂先端が開口することによって駆動力が発生し進展する。しかしサイドリガメントがあると、き裂先端の開口が抑制され、き裂進展の駆動力が低下する。これは、き裂先端開口に相反する効果であり、「き裂先端閉口効果」と呼ばれている。
【００４３】
そして、サイドリガメントの幅ｔslが大きいほど、またサイドリガメントの長さｌslが長いほど、き裂先端閉口効果は大きく、き裂進展の駆動力は低減する。
【００４４】
図１（ｂ）に示すハッチコーミング部２で脆性き裂進展の駆動力が低下すると、アッパーデッキ部１に到達するき裂の進展駆動力も小さくなり、その結果、アレスト特性Ｋcaが低い厚鋼板をアッパーデッキ部に使用しても、き裂を停止することができる。
【００４５】
次に、アッパーデッキ部に用いられる厚鋼板に必要なアレスト特性Ｋcaに影響する因子について説明する。
【００４６】
繰返し述べるように、本発明では、下記（ａ）〜（ｃ）のパラメータを用いているが、以下に説明するように、この（ａ）及び（ｂ）が、（ｃ）のアレスト特性に重要な影響を及ぼしている。
（ａ）板厚ｔ／４部（ｔ：ハッチコーミング材の厚さ）の脆性破面遷移温度vＴrs（℃）
（ｂ）ＣＯ2溶接長ｌCO2（ｍｍ）
（ｃ）アッパーデッキ材に必要なアレスト特性Ｋca（Ｎ／ｍｍ3/2）
【００４７】
上記図１（ｃ）に示す解析モデルにおいて、サイドリガメント幅ｔsl及びサイドリガメント長ｌslに対して、ハッチコーミングＣＯ2溶接部の溶接金属におけるｔ／４位置の靱性（脆性破面遷移温度vＴrs）が大きな影響を及ぼす。
【００４８】
なお、本発明において、「板厚ｔ／４部」の脆性破面遷移温度vＴrsを規定したのは、
アッパーデッキ材のアレスト特性向上のためには、ハッチコーミング材のＣＯ2溶接部の少なくとも表層部近傍（ｔ／４位置付近）の脆性破面遷移温度vＴrsを高く制御すれば良く、ハッチコーミング用鋼板の板厚全体に亘って、ＣＯ2溶接部のvＴrsを高める必要は必ずしもない、という観点に基づくものである。アレスト特性に最も大きな影響を及ぼすのは、ＣＯ2溶接部の表層付近だからである。すなわち、ＣＯ2溶接部に関していえば、図５のＣＯ2溶接部断面図に示すように、多層盛溶接を行ったＣＯ2溶接部のうち少なくともｔ／４位置のvＴrsが高く制御されたハッチコーミング用鋼板を用いれば充分であり、例えば、ｔ／２位置のvＴrsを高くする必要はない。従って、ＣＯ2溶接条件についても、そのようなハッチコーミング用鋼板が得られるように、適宜条件を変更すれば良い。このように本発明によれば、従来のように板厚全体に亘って高靭性のハッチコーミング用鋼板を用いる必要はなく、アッパーデッキ用鋼板に必要なアレスト特性も低減できるため、溶接材料費用の低コスト化を実現できる。
【００４９】
また、表層部は２面あるから、「板厚ｔ／４部」の脆性破面遷移温度も二つの値をとり得るが、本発明では、両者の脆性破面遷移温度の平均値が所定範囲に制御されていれば良いとの観点に基づき、後記する（２０）及び（２１）式、または後記する（３４）および（３５）式を導出した。（２０）及び（２１）式は、各表層部の脆性破面遷移温度が同じであると仮定し、vＴrsと規定したときの式である。これに対し、（３４）および（３５）式は、各表層部の脆性破面遷移温度が異なると仮定し、一方をvＴrs1、他方をvＴrs2と規定したときの式である。各式の詳細は、後に詳述する。
【００５０】
ハッチコーミング部の大入熱溶接部に発生した脆性き裂は、下部溶接部（ＣＯ2溶接部）に進展してアッパーデッキ部に達する。このＣＯ2溶接部の溶接金属におけるｔ／４位置の靱性が高いほど、サイドリガメント幅ｔslが大きくなり、アッパーデッキ到達時の脆性き裂の駆動力もより大幅に低下する。またＣＯ2溶接部の溶接金属におけるｔ／４位置の靱性が高いほど、サイドリガメント長ｌslも大きくなり、脆性き裂の駆動力が大幅に低下する。そのためＣＯ2溶接部の溶接金属におけるｔ／４位置の靱性が高いハッチコーミング材を用いた場合には、アッパーデッキ用材のアレスト特性Ｋcaを低く抑えることができる。
【００５１】
また、ＣＯ2溶接長ｌCO2も、アッパーデッキ部に使用される厚鋼板の必要アレスト特性Ｋcaに影響を及ぼしている。すなわち、脆性き裂がアッパーデッキ部に到達する時点において、ＣＯ2溶接部に発生するサイドリガメント長ｌslは、ＣＯ2溶接長ｌCO2より大きくならず、ｌslは、ｌCO2と等しいかｌCO2よりも小さくなり、常に、ｌsl≦ｌCO2の関係が成立する。そのため、後述する方法で計算されるｌslよりもｌCO2が大きい場合に比べて、計算ｌslよりもｌCO2が小さい場合の方が、脆性き裂進展の駆動力がより一層小さくなる。すなわちＣＯ2溶接長ｌCO2も、脆性き裂の駆動力に影響を及ぼし、その結果、アッパーデッキ部に使用される厚鋼板の必要アレスト特性Ｋcaに影響を及ぼすのである。
【００５２】
以上のようにアッパーデッキ用厚鋼板の必要アレスト特性Ｋcaは、ＣＯ2溶接部の靱性及びＣＯ2溶接長の影響を受けることが分かる。
【００５３】
上記の観点に基づき、本発明では、（ａ）脆性破面遷移温度vＴrs（靱性値の１つ）及び（ｂ）ＣＯ2溶接長ｌCO2と、（ｃ）アッパーデッキ部に使用される厚鋼板の必要Ｋcaとの定式化を試みることにした。なおハッチコーミング材のＣＯ2溶接部の表層部は、オモテ面および裏面の２つが存在する。そこで、各表層部の特性（脆性破面遷移温度vＴrs等）をまとめて同じであると考えた場合および別々に考えた場合の２通りの定式化を行った。定式化の手順を以下に示す。
【００５４】
〈脆性破面遷移温度vＴrs及びＣＯ2溶接長ｌCO2と、アッパーデッキ部に使用される厚鋼板の必要Ｋcaとの定式化について〉
Ｉ．各表層部の特性が同じであると考えた場合
上記の場合は、（１３）、（２０）および（２１）の各式が導き出される。以下、その手順を詳しく説明する。
【００５５】
（ア）vＴrsとサイドリガメント幅ｔslとの関係
サイドリガメント幅ｔsl（単位：ｍｍ）は、非特許文献３から下記（１）式のように表される。
ｔsl＝ｋsl・ｒp ・・・ （１）
【００５６】
ここでｋslは係数であり、ｔslの実測結果との比較よりｋsl＝０．７５とする。またｒpは塑性域寸法（単位：ｍｍ）であり、下記（２）式のように表される。
ｒp＝１／（６π）・（ＫD(B)／σY1）2 ・・・ （２）
【００５７】
ここでＫD(B)は表層部近傍の動的破壊靱性値［単位：ＭＰａ・ｍｍ1/2（＝Ｎ／ｍｍ3/2）］である。非特許文献３によると、シアリップ発生部ではき裂進展速度は極めて低速とのことから、ＫD(B)は、通常の破壊靱性値Ｋciと同等とする。即ち下記（３）式のとおりである。
ＫD(B)＝Ｋci ・・・ （３）
【００５８】
非特許文献４では、下記（４）〜（６）式のような破壊靱性値Ｋciと脆性破面遷移温度vＴrsとの相関が示されている。
Ｋci＝３．８１・σy0／９．８・ｅｘｐ｛ｋ0（１／iＴk−１／Ｔ0）｝ ・・・ （４）
ｋ0＝６．６５・iＴk−２９０ ・・・ （５）
iＴk＝（０．００３２１・σy0／９．８＋０．３９１）vＴrs＋２．７４（ｔ）1/2＋１７．３ ・・・ （６）
【００５９】
ここでσy0＝５００ＭＰａ、板厚ｔ＝６０ｍｍ、温度Ｔ0＝−１０℃のときの脆性破面遷移温度vＴrsと破壊靱性値Ｋciとの関係を求めると図４のようになる。この関係より、表層部のＫci（Ｋci(B)）を用いて下記（７）式が得られる。
ＫD(B)＝Ｋci(B)＝−９２vＴrs＋３２７００ ・・・ （７）
【００６０】
また上記（２）式中のσY1は、温度Ｔ0（＝−１０℃）におけるハッチコーミング用鋼材表層近傍の高速引張変形時の降伏応力（単位：ＭＰａ）であり、表層近傍のき裂進展速度に依存する。表層近傍のき裂進展速度を非特許文献３に基づき１００ｍ／ｓｅｃとすると、非特許文献３から降伏応力σY1＝８００ＭＰａが得られる。
【００６１】
以上より、サイドリガメント幅ｔslは、以下のようにＣＯ2溶接部の溶接金属におけるｔ／４位置の脆性破面遷移温度vＴrsの関数（下記（８）式）として定式化される。
ｔsl＝ｋsl・ｒp
＝０．７５・１／（６π）・（ＫD(B)／σY1）2
＝１／（８π）・｛（−９２vＴrs＋３２７００）／８００｝2 ・・・ （８）
【００６２】
（イ）脆性破面遷移温度vＴrsとサイドリガメント長ｌslとの関係
非特許文献３から、サイドリガメント長ｌslは、下記（９）式のように表される。
２ｕy［ａ−ｌsl］＝ｋs・ｔsl・εF ・・・ （９）
【００６３】
ここで２ｕy［ａ−ｌsl］は、き裂先端からき裂進展方向に対してｌslだけ後方でのき裂開口変位である。き裂開口変位２ｕy［ａ−ｌsl］は、サイドリガメントの影響を受けるため、サイドリガメントがない場合に比べてサイドリガメントがある場合の方が小さくなる。しかしサイドリガメント長ｌslは、き裂長さよりも充分に小さいため、き裂開口変位への影響は小さくて無視できると考えた。そのためサイドリガメントがない場合のき裂先端からｌslだけ後方でのき裂開口変位として、下記（１０）式が適用できると考えた。
２ｕy［ａ−ｌsl］
＝（（３−ν）／（１＋ν）−１）・（ｌsl／（２π））0.5・Ｋ／Ｇ ・・・ （１０）
【００６４】
上記（９）及び（１０）式から、下記（１１）式が得られる。
ｋs・ｔsl・εF
＝（（３−ν）／（１＋ν）−１）・（ｌsl／（２π））0.5・Ｋ／Ｇ ・・・ （１１）
【００６５】
上記（１１）式から、ｌslは下記（１２）式のように表される。
ｌsl＝２π・ｋs2・ｔsl2・εF2・Ｇ2／［Ｋ｛（３−ν）／（１＋ν）−１｝］2
・・・ （１２）
【００６６】
ここでサイドリガメント幅ｔslは、ＣＯ2溶接部の溶接金属におけるｔ／４位置の脆性破面遷移温度vＴrsと関連づけられているため（上記（８）式）、サイドリガメント長ｌslは下記（１３）式のように表される。
ｌsl＝２π・ｋs2・［１／（８π）・｛（−９２vＴrs＋３２７００）／８００｝2］2・εF2・Ｇ2／［Ｋ｛（３−ν）／（１＋ν）−１｝］2 ・・・ （１３）
【００６７】
ここで
ν：ポアソン比であり、ν＝０．３。
ｋs：係数であり、非特許文献３からｋs＝１とする。
Ｇ：横弾性係数であり、Ｇ＝８×１０4（Ｎ／ｍｍ2）。
εF：延性破壊の限界ひずみであり、非特許文献３からεF＝０．１とする。
Ｋ：外力から計算される応力拡大係数であり、Ｋ＝σ0（３．１４ａ）0.5で計算される。
σ0：負荷応力。船舶の場合、設計要件から設計応力が決められることが多く、この設計応力でのき裂停止性能を把握することが最も合理的である。そこでＡＢＳ規格（アメリカ船級協会規格）ＥＨ４０に対する設計使用応力を用いて、本発明ではσ0＝２５２ＭＰａとする。
ａ：き裂長さであり、非特許文献２のａ＝７００ｍｍのき裂長さの実験により実船相当のき裂進展駆動力を得られることが分かっていることから、本発明ではａ＝７００ｍｍとする。
【００６８】
上記（１３）式で示すように、サイドリガメント長ｌslは、ＣＯ2溶接部の溶接金属におけるｔ／４位置の脆性破面遷移温度vＴrs及び他の既知パラメータ（ν、Ｇ、εF、Ｋ、σ0、ａ）で定式化される。
【００６９】
また前述のＣＯ2溶接長ｌCO2との関連より、ハッチコーミング−アッパーデッキ溶接継手構造体のサイドリガメント長ｌsl’は、下記（１４）及び（１５）式のように表される。
【００７０】
（ａ）サイドリガメント長ｌsl≦ＣＯ2溶接長ｌCO2である場合
サイドリガメント長ｌsl’＝ｌsl ・・・ （１４）
【００７１】
（ｂ）サイドリガメント長ｌsl＞ＣＯ2溶接長ｌCO2である場合
サイドリガメント長ｌsl’＝ｌCO2 ・・・ （１５）
【００７２】
（ウ）脆性破面遷移温度vＴrs、サイドリガメント幅ｔsl及びサイドリガメント長ｌslとアッパーデッキ部に使用される厚鋼板の必要アレスト特性Ｋcaとの関係
非特許文献３から、サイドリガメントの閉口効果により低減されたＫ値（Ｋeff）は、
下記（１６）式のように表される（下記（１６）式中、ｒはＫ値の低減率である。）。
Ｋeff
＝Ｋnom・（１−ｒ）
＝Ｋnom・［１−（４／π）（ｔsl／ｔ）（σY1／σ0）ｃｏｓ-1｛（ａ−ｌsl）／ａ｝］
・・・ （１６）
【００７３】
ここで前述のｔslとvＴrsとの関係（上記（８）式）、ｌslとvＴrsとの関係（上記（１３）式）、及びｌsl’とｌCO2との関係（上記（１４）及び（１５）式）から、Ｋeffを表す上記（１６）式は、下記（１７）及び（１８）式のように変形できる。
【００７４】
（ａ）サイドリガメント長ｌsl≦ＣＯ2溶接長ｌCO2である場合
Ｋeff
＝Ｋnom・［１−（４／π）（ｔsl／ｔ）（σY1／σ0）ｃｏｓ-1｛（ａ−ｌsl’）／ａ｝］
＝Ｋnom・［１−（４／π）（ｔsl／ｔ）（σY1／σ0）ｃｏｓ-1｛（ａ−ｌsl）／ａ｝］
＝Ｋnom・［１−｛１／（２π2）｝・［｛（−９２vＴrs＋３２７００）／８００｝2／ｔ］・（σY1／σ0）・ｃｏｓ-1｛（ａ−２π・ｋs2・［１／（８π）・｛（−９２vＴrs＋３２７００）／８００｝2］2・εF2・Ｇ2／［Ｋ｛（３−ν）／（１＋ν）−１｝］2）／ａ｝］
・・・ （１７）
【００７５】
（ｂ）サイドリガメント長ｌsl＞ＣＯ2溶接長ｌCO2である場合
Ｋeff
＝Ｋnom・［１−（４／π）（ｔsl／ｔ）（σY1／σ0）ｃｏｓ-1｛（ａ−ｌsl’）／ａ｝］
＝Ｋnom・［１−（４／π）（ｔsl／ｔ）（σY1／σ0）ｃｏｓ-1｛（ａ−ｌCO2）／ａ｝］
＝Ｋnom・［１−｛１／（２π2）｝・［｛（−９２vＴrs＋３２７００）／８００｝2／ｔ］・（σY1／σ0）・ｃｏｓ-1｛（ａ−ｌCO2）／ａ｝］
・・・ （１８）
【００７６】
ここで、
Ｋnom：サイドリガメントによる低減を考慮に入れない場合の応力拡大係数。従来は６０００Ｎ／ｍｍ3/2と考えられていたが、非特許文献２から、厚みｔが５０ｍｍを超える厚鋼板の場合には７０００Ｎ／ｍｍ3/2とされている。
σ0：負荷応力。上述のように、本発明ではσ0＝２５２ＭＰａとする。
ａ：き裂長さ。上述のように、本発明ではａ＝７００ｍｍとする。
【００７７】
また、アッパーデッキ部に使用される厚鋼板のアレスト特性が、上式のＫeff以上であれば脆性き裂をアッパーデッキ部で停止できることから、脆性き裂の伝播停止に必要なアッパーデッキ材のアレスト特性Ｋcaは下記（１９）式のように表される。
Ｋca≧Ｋeff ・・・ （１９）
【００７８】
上記（１９）式に上記（１７）及び（１８）式を代入すると、Ｋcaは下記（２０）及び（２１）のように表される。
【００７９】
（ａ）サイドリガメント長ｌsl≦ＣＯ2溶接長ｌCO2である場合
Ｋca≧Ｋnom・［１−｛１／（２π2）｝・［｛（−９２vＴrs＋３２７００）／８００｝2／ｔ］・（σY1／σ0）・ｃｏｓ-1｛（ａ−２π・ｋs2・［１／（８π）・｛（−９２vＴrs＋３２７００）／８００｝2］2・εF2・Ｇ2／［Ｋ｛（３−ν）／（１＋ν）−１｝］2）／ａ｝］ ・・・ （２０）
【００８０】
（ｂ）サイドリガメント長ｌsl＞ＣＯ2溶接長ｌCO2である場合
Ｋca≧Ｋnom・［１−｛１／（２π2）｝・［｛（−９２vＴrs＋３２７００）／８００｝2／ｔ］・（σY1／σ0）・ｃｏｓ-1｛（ａ−ｌCO2）／ａ｝］ ・・・ （２１）
【００８１】
ここで上記（ａ）及び（ｂ）の場合分けのためにＣＯ2溶接長ｌCO2と対比されるサイドリガメント長ｌslは、上述したように、下記（１３）式（再掲する。）から計算される。
ｌsl＝２π・ｋs2・［１／（８π）・｛（−９２vＴrs＋３２７００）／８００｝2］2・εF2・Ｇ2／［Ｋ｛（３−ν）／（１＋ν）−１｝］2 ・・・ （１３）
【００８２】
また上記（２０）、（２１）及び（１３）式中の既知パラメータは、以下の通りである（再掲する。）。
上記式中、
ｔ：ハッチコーミング用鋼板の厚さ（ｍｍ）。
Ｋnom：サイドリガメントによる低減を考慮に入れない場合の応力拡大係数で
あり、
Ｋnom＝７０００Ｎ／ｍｍ3/2とする。
σY1：温度Ｔ0（＝−１０℃）におけるハッチコーミング用厚鋼板表層近傍の高速
引張変形時の降伏応力であり、σY1＝８００ＭＰａとする。
ν：ポアソン比であり、ν＝０．３とする。
ｋs：係数であり、ｋs＝１とする。
Ｇ：横弾性係数であり、Ｇ＝８×１０4Ｎ／ｍｍ2とする。
εF：延性破壊の限界ひずみであり、εF＝０．１とする。
Ｋ：外力から計算される応力拡大係数であり、
Ｋ＝σ0（３．１４ａ）0.5とする。
σ0：負荷応力であり、σ0＝２５２ＭＰａとする。
ａ：き裂長さであり、ａ＝７００ｍｍとする。
【００８３】
以上のように本発明によれば、アッパーデッキ部に使用される厚鋼板に脆性き裂が伝播しないために必要とされるＫca値は、上記（１３）、（２０）及び（２１）式から、ＣＯ2溶接部の溶接金属におけるｔ／４位置の脆性破面遷移温度vＴrs、ＣＯ2溶接長ｌCO2、及び他の既知パラメータ（ｔ、Ｋnom、σY1、ν、ｋs、Ｇ、εF、Ｋ、σ0、ａ）から決定することができる。
【００８４】
ここで、上記（１３）、（２０）及び（２１）式において、既知パラメータの数値を代入して計算したものを、参考のため、（１３−１）、（２０−１）及び（２１−１）式として示す。
【００８５】
（１３−１）式・・・
ｌsl＝２π・［１／（８π）・｛（−９２vＴrs＋３２７００）／８００｝2］2・０．３９１６
（２０−１）式・・・
Ｋca≧７０００・［１−｛１／（２π2）｝・［｛（−９２vＴrs＋３２７００）／８００｝2／ｔ］・３．１７５・ｃｏｓ-1｛（７００−２π・［１／（８π）・｛（−９２vＴrs＋３２７００）／８００｝2］2・０．３９１６）／７００｝］
（２１−１）式・・・
Ｋca≧７０００・［１−｛１／（２π2）｝・［｛（−９２vＴrs＋３２７００）／８００｝2／ｔ］・３．１７５・ｃｏｓ-1｛（７００−ｌCO2）／７００｝］
【００８６】
上記（２０−１）及び（２１−１）式を利用して、アッパーデッキ材に必要なアレスト特性Ｋca値の範囲や、ハッチコーミング部に必要とされるＣＯ2溶接条件（ＣＯ2溶接長ｌCO2または溶接金属におけるｔ／４位置の脆性破面遷移温度vＴrs）の範囲を決定することができる。以下に、図３Ａ〜図３Ｃを用いて説明する。
【００８７】
（図３Ａについて）
上記（２０−１）及び（２１−１）式を用いれば、ＣＯ2溶接部の溶接金属におけるｔ／４位置の脆性破面遷移温度vＴrsごとに、アッパーデッキ部に使用される厚鋼板に必要とされるアレスト特性Ｋcaの範囲を決定することができる。図３Ａは、上記（２０−１）式において、上記アレスト特性ＫcaとＣＯ2溶接長ｌCO2との関係を示すグラフであり、図３Ａの縦軸は、上記式の右辺であるＫeffを示している。各vＴrsにおいて、Ｋeff−ＣＯ2溶接長ｌCO2の線よりも厚鋼板のアレスト特性Ｋca値が上にくれば（即ち、（１９）式に規定するＫca値≧Ｋeffの関係を満たせば）、ハッチコーミング部で発生した脆性き裂をアッパーデッキ部で停止させることができる。
【００８８】
（図３Ｂについて）
また、上記（２０−１）及び（２１−１）式を用いれば、脆性き裂の伝播を停止可能な、ハッチコーミング部におけるＣＯ2溶接長ｌCO2ごとに、ハッチコーミング部におけるＣＯ2溶接部の溶接金属におけるｔ／４位置の脆性破面遷移温度vＴrsを決定することができる。図３Ｂは、これらの式を利用し、ハッチコーミング部におけるＣＯ2溶接長ｌCO2ごとに、Ｋeffとハッチコーミング部におけるＣＯ2溶接部の溶接金属におけるｔ／４位置の脆性破面遷移温度vＴrsとの関係を示すグラフである。各ｌCO2において、Ｋeff−vＴrsの線よりもvＴrsが下にくるようにＣＯ2溶接を行なえば、ハッチコーミング部で発生した脆性き裂をアッパーデッキ部で停止させることができる。なお、図３Ｂでは、参考のため、「ｌCO2＝０」のときのデータも併記した。
【００８９】
（図３Ｃについて）
また、上記（２０−１）及び（２１−１）式を用いれば、脆性き裂の伝播を停止可能な、ハッチコーミング部に必要とされるＣＯ2溶接長ｌCO2を決定することができる。図３Ｃは、これらの式を利用し、アッパーデッキ用鋼板のアレスト特性Ｋcaごとに、ハッチコーミング部におけるＣＯ2溶接長ｌCO2とＣＯ2溶接部の溶接金属におけるｔ／４位置の脆性破面遷移温度vＴrsとの関係を示すグラフである。各Ｋcaにおいて、ｌCO2−vＴrsのラインよりもｌCO2が上にくるようにＣＯ2溶接を行なえば、ハッチコーミング部で発生した脆性き裂をアッパーデッキ部で停止させることができる。
【００９０】
ＩＩ．各表層部の特性を別々に考えた場合
上記の場合は、（３３）、（３４）および（３５）の各式が導き出される。以下、その手順を詳しく説明する。
（ア）vＴrsとサイドリガメント幅ｔslとの関係
ハッチコーミング材のＣＯ2溶接部の表層部は、そのオモテ面と裏面とでシリアップ幅が大きく異なる可能性が考えられる。そこで表層部の１つの面のサイドリガメント幅をｔsl1（単位：ｍｍ）とし、もう１つの面のサイドリガメント幅ｔsl2（単位：ｍｍ）をとすると、上記（１）式と同様に、これらは下記（２２）及び（２３）式のように表される。
ｔsl1＝ｋsl1・ｒp1 ・・・ （２２）
ｔsl2＝ｋsl2・ｒp2 ・・・ （２３）
【００９１】
ここでｋsl1及びｋsl2は係数であり、ｔsl1及びｔsl2の実測結果との比較よりｋsl1＝ｋsl2＝０．７５とする。またｒp1及びｒp2は塑性域寸法（単位：ｍｍ）であり、上記（２）式と同様に、下記（２４）及び（２５）式のように表される。
ｒp1＝１／（６π）・（ＫD(B1)／σY1）2 ・・・ （２４）
ｒp2＝１／（６π）・（ＫD(B2)／σY1）2 ・・・ （２５）
【００９２】
ここでＫD(B1)及びＫD(B2)は各表層部近傍の動的破壊靱性値［単位：ＭＰａ・ｍｍ1/2（＝Ｎ／ｍｍ3/2）］である。上記（３）式と同様に、ＫD(B1)及びＫD(B2)は、各表層部の通常の破壊靱性値Ｋci(B1)及びＫci(B2)と同等とする。即ち下記（２６）及び（２７）式のとおりである。
ＫD(B1)＝Ｋci(B1) ・・・ （２６）
ＫD(B2)＝Ｋci(B2) ・・・ （２７）
【００９３】
上述したように、非特許文献４では、上記（４）〜（６）式のような破壊靱性値Ｋciと脆性破面遷移温度vＴrsとの相関が示されている。そしてσy0＝５００ＭＰａ、板厚ｔ＝６０ｍｍ、温度Ｔ0＝−１０℃のときの脆性破面遷移温度vＴrsと破壊靱性値Ｋciとの関係を求めると図４のようになる。この関係より、各表層部のＫci(B1)及びＫci(B2)を用いて下記（２８）及び（２９）式が得られる。
ＫD(B1)＝Ｋci(B1)＝−９２vＴrs＋３２７００ ・・・ （２８）
ＫD(B2)＝Ｋci(B2)＝−９２vＴrs＋３２７００ ・・・ （２９）
【００９４】
また上記と同様に、表層近傍のき裂進展速度を１００ｍ／ｓｅｃとすると、非特許文献３から降伏応力σY1＝８００ＭＰａが得られる。
【００９５】
以上より、ＣＯ2溶接部の溶接金属における各表層部のサイドリガメント幅ｔsl1及びｔsl2は、以下のように各表層部（ｔ／４位置）の脆性破面遷移温度vＴrs1及びvＴrs2の関数（下記（３０）及び（３１）式）として定式化される。
ｔsl1＝ｋsl1・ｒp1
＝０．７５・１／（６π）・（ＫD(B1)／σY1）2
＝１／（８π）・｛（−９２vＴrs1＋３２７００）／８００｝2 ・・・ （３０）
ｔsl2＝ｋsl2・ｒp2
＝０．７５・１／（６π）・（ＫD(B2)／σY1）2
＝１／（８π）・｛（−９２vＴrs2＋３２７００）／８００｝2 ・・・ （３１）
【００９６】
（イ）脆性破面遷移温度vＴrsとサイドリガメント長ｌslとの関係
上述したように、サイドリガメント長ｌslは、サイドリガメント幅ｔslを用いて下記（１２）式のように表される（再掲する。）。
ｌsl＝２π・ｋs2・ｔsl2・εF2・Ｇ2／［Ｋ｛（３−ν）／（１＋ν）−１｝］2
・・・ （１２）
【００９７】
但しｔslを、各表層部のｔsl1及びｔsl2を別々に考慮すると、これらの平均値がき裂先端の開口量に影響を及ぼし、非破壊領域（サイドリガメント長）にも影響を及ぼすと考えられることから、上記（１２）式は、下記（３２）式のように書き換えられる。
ｌsl＝２π・ｋs2・｛（ｔsl1＋ｔsl2）／２｝2・εF2・Ｇ2／［Ｋ｛（３−ν）／（１＋ν）−１｝］2 ・・・ （３２）
【００９８】
ここで各表層部のサイドリガメント幅ｔsl1及びｔsl2は、各表層部（ｔ／４位置）の脆性破面遷移温度vＴrs1及びvＴrs2と関連づけられているため（上記（３０）及び（３１）式）、サイドリガメント長ｌslは下記（３３）式のように表される。
ｌsl＝２π・ｋs2・［１／（８π）・｛（−９２vＴrs1＋３２７００）2＋（−９２vＴrs2＋３２７００）2｝／２／８００2］2・εF2・Ｇ2／［Ｋ｛（３−ν）／（１＋ν）−１｝］2 ・・・ （３３）
【００９９】
上記（３３）式で示すように、サイドリガメント長ｌslは、ＣＯ2溶接部の溶接金属における各表層部（ｔ／４位置）の脆性破面遷移温度vＴrs1及びvＴrs2、並びに他の既知パラメータで定式化される。
【０１００】
また前述のＣＯ2溶接長ｌCO2との関連より、ハッチコーミング−アッパーデッキ溶接継手構造体のサイドリガメント長ｌsl’は、上記（１４）及び（１５）式のように表される。
【０１０１】
（ウ）脆性破面遷移温度vＴrs、サイドリガメント幅ｔsl及びサイドリガメント長ｌslとアッパーデッキ部に使用される厚鋼板の必要アレスト特性Ｋcaとの関係
２つの表層部の特性を同じである考えた場合、Ｋcaは上記（２０）及び（２１）式のように表される。上記と同様に式を展開することによって、２つの表層部の特性を別々に考えた場合のＫcaは下記（３４）及び（３５）式のように表される。
【０１０２】
（ａ）サイドリガメント長ｌsl≦ＣＯ2溶接長ｌCO2である場合
Ｋca≧Ｋnom・［１−｛１／（２π2）｝・［｛（−９２vＴrs1＋３２７００）2＋（−９２vＴrs2＋３２７００）2｝／２／８００2／ｔ］・（σY1／σ0）・ｃｏｓ-1｛（ａ−２π・ｋs2・［１／（８π）・｛（−９２vＴrs1＋３２７００）2＋（−９２vＴrs2＋３２７００）2｝／２／８００2］2・εF2・Ｇ2／［Ｋ｛（３−ν）／（１＋ν）−１｝］2）／ａ｝］ ・・・ （３４）
【０１０３】
（ｂ）サイドリガメント長ｌsl＞ＣＯ2溶接長ｌCO2である場合
Ｋca≧Ｋnom・［１−｛１／（２π2）｝・［｛（−９２vＴrs1＋３２７００）2＋（−９２vＴrs2＋３２７００）2｝／２／８００2／ｔ］・（σY1／σ0）・ｃｏｓ-1｛（ａ−ｌco2）／ａ｝］ ・・・ （３５）
【０１０４】
上記（３３）〜（３５）式中の既知パラメータは、以下の通りである（再掲する。）。
上記式中、
ｔ：ハッチコーミング用鋼板の厚さ（ｍｍ）。
Ｋnom：サイドリガメントによる低減を考慮に入れない場合の応力拡大係数で
あり、
Ｋnom＝７０００Ｎ／ｍｍ3/2とする。
σY1：温度Ｔ0（＝−１０℃）におけるハッチコーミング用厚鋼板表層近傍の高速
引張変形時の降伏応力であり、σY1＝８００ＭＰａとする。
ν：ポアソン比であり、ν＝０．３とする。
ｋs：係数であり、ｋs＝１とする。
Ｇ：横弾性係数であり、Ｇ＝８×１０4Ｎ／ｍｍ2とする。
εF：延性破壊の限界ひずみであり、εF＝０．１とする。
Ｋ：外力から計算される応力拡大係数であり、
Ｋ＝σ0（３．１４ａ）0.5とする。
σ0：負荷応力であり、σ0＝２５２ＭＰａとする。
ａ：き裂長さであり、ａ＝７００ｍｍとする。
【０１０５】
以上のように本発明によれば、アッパーデッキ部に使用される厚鋼板に脆性き裂が伝播しないために必要とされるＫca値は、上記（３３）〜（３５）式から、ＣＯ2溶接部の溶接金属におけるｔ／４位置の脆性破面遷移温度vＴrs、ＣＯ2溶接長ｌCO2、及び他の既知パラメータ（ｔ、Ｋnom、σY1、ν、ｋs、Ｇ、εF、Ｋ、σ0、ａ）から決定することができる。
【０１０６】
ここで、上記（３３）〜（３５）式において、既知パラメータの数値を代入して計算したものを、参考のため、下記（３３−１）、（３４−１）及び（３５−１）式として示す。
【０１０７】
（３３−１）式・・・
ｌsl＝２π・［１／（８π）・｛（−９２vＴrs1＋３２７００）2＋（−９２vＴrs2＋３２７００）2｝／２／８００2］2・０．３９１６
（３４−１）式・・・
Ｋca≧７０００・［１−｛１／（２π2）｝・［｛（−９２vＴrs1＋３２７００）2＋（−９２vＴrs2＋３２７００）2｝／２／８００2／ｔ］・３．１７５・ｃｏｓ-1｛（７００−２π・［１／（８π）・｛（−９２vＴrs1＋３２７００）2＋（−９２vＴrs2＋３２７００）2｝／２／８００2］2・０．３９１６）／７００｝］
（３５−１）式・・・
Ｋca≧７０００・［１−｛１／（２π2）｝・［｛（−９２vＴrs1＋３２７００）2＋（−９２vＴrs2＋３２７００）2｝／２／８００2／ｔ］・３．１７５・ｃｏｓ-1｛（７００−ｌCO2）／７００｝］
【０１０８】
上記（２０−１）及び（２１−１）式と同様に、上記（３４−１）及び（３５−１）式を利用して、アッパーデッキ材に必要なアレスト特性Ｋca値の範囲や、ハッチコーミング部に必要とされるＣＯ2溶接条件（ＣＯ2溶接長ｌCO2または溶接金属におけるｔ／４位置の脆性破面遷移温度vＴrs1及びvＴrs2）の範囲を決定することができる。具体的には、図３Ａ〜図３Ｃの場合と同様に、図６Ａ〜図６Ｃを用いれば良い。
【実施例】
【０１０９】
以下、実施例を挙げて本発明をより具体的に説明するが、本発明は以下の実施例によって制限を受けるものではなく、上記・下記の趣旨に適合し得る範囲で適当に変更を加えて実施することも勿論可能であり、それらはいずれも本発明の技術的範囲に包含される。
【０１１０】
実施例
以下の実験例では、上記（１３）、（２０）及び（２１）式を用いる本発明の方法に基づいて決定されたアレスト特性Ｋcaを満足するアッパーデッキ材を用いれば、現実に、溶接構造体のＴ継手溶接部における脆性き裂の伝播を停止できることを実証する。
【０１１１】
具体的には、図７に示す形状（図７Ａ）および寸法（図７Ｂ、単位はすべてｍｍ）のハッチコーミング２とアッパーデッキ１の十字溶接試験体を用い、Ｔ字溶接部（ＣＯ2溶接部分）に脆性き裂を進展させたときのアッパーデッキ材への進展の有無を調べた。
【０１１２】
〈脆性き裂の進展〉
試験体を−１０℃に冷却し、矢印方向に２５２ＭＰａの応力を加えることによって、脆性き裂を進展させた。
【０１１３】
〈ＣＯ2溶接部の溶接金属におけるｔ／４位置の脆性破面遷移温度vＴrsの測定法〉
Ｖノッチシャルピー試験を行い、脆性破面遷移曲線から脆性破面遷移温度vＴrsを求めた。詳しくは、ＣＯ2溶接部の表層ｔ／４部からＮＫ Ｕ１４Ａ試験片を採取し、ＪＩＳ
Ｚ２２４２に従って試験を実施した。このとき各温度（最低４温度以上）の測定につきｎ＝３で試験を実施し、ｎ＝３で最も脆性破面率の高い点を通るように脆性破面遷移曲線を描き、脆性破面５０％の温度を脆性破面遷移温度vＴrsとして算出した。
【０１１４】
〈実験例１〉
下記のハッチコーミング材及びアッパーデッキ材を下記条件で溶接し、実験例１の試験体を作製した。
ハッチコーミング材：ＪＩＳ規格ＳＭ５７０に準拠する鋼材
ハッチコーミング材の厚み：６０ｍｍ
アッパーデッキ材：ＪＩＳ規格ＳＭ５７０に準拠する鋼材
アッパーデッキ材の厚み：６０ｍｍ
アッパーデッキ材のアレスト特性Ｋca：４２００Ｎ／ｍｍ3/2
溶接条件
ＥＧ（エレクトロガス）溶接：Ｖ開先による突合せ条件で１電極エレクトロガスアーク溶接（シールドガス：ＣＯ2）
ＣＯ2溶接：１２層のＣＯ2溶接
ＣＯ2溶接長：２００ｍｍ
ＣＯ2溶接部の溶接金属におけるｔ／４位置の脆性破面遷移温度vＴrs：−５０℃
【０１１５】
前述した（１３）式により、サイドリガメント部の長さｌsl＝７２ｍｍとなる。この値は、ＣＯ2溶接長ｌCO2に比べて小さいため、試験体のアッパーデッキ材１に必要なアレスト特性Ｋcaの算出値は、前述した（１７）式を用いて行った。その結果、Ｋca≧５０３９Ｎ／ｍｍ3/2を得た。一方、試験体のアッパーデッキ材１のアレスト特性Ｋcaは４２００Ｎ／ｍｍ3/2であり、これは、図８に示すようにvＴrs＝−５０℃でのＫeff−ＣＯ2溶接長のグラフよりも下に位置しており、上記（１９）式：Ｋca≧Ｋeffを満たさない。そのため本発明によれば、試験体は脆性き裂の進展を停止できないと予想される。そして予想通り、実験例１の試験体ではき裂進展が止まらなかった。
【０１１６】
〈実験例２〉
実験例２は、前述した実験例１において、アレスト特性Ｋca：５０００Ｎ／ｍｍ3/2のアッパーデッキ材を用いたこと、およびＣＯ2溶接部の溶接金属におけるｔ／４位置の脆性破面遷移温度vＴrs：−６０℃としたこと以外は、実験例１と同様にして溶接を行い、
実験例２の試験体を作製した。
【０１１７】
前述した（１３）式により、サイドリガメント部の長さｌsl＝９６ｍｍとなる。この値は、ＣＯ2溶接長ｌCO2に比べて小さいため、試験体のアッパーデッキ材に必要なアレスト特性Ｋcaの算出値は、前述した（１７）式を用いて行った。その結果、Ｋca≧４３６９Ｎ／ｍｍ3/2を得た。一方、試験体のアッパーデッキ材のアレスト特性Ｋcaは５０００Ｎ／ｍｍ3/2であり、これは、図９に示すようにvＴrs＝−６０℃でのＫeff−ＣＯ2溶接長のグラフよりも上に位置しており、上記（１９）式：Ｋca≧Ｋeffを満たす。そのため本発明によれば、試験体２は脆性き裂の進展を停止できると予想される。そして予想通り、実験例２の試験体ではき裂進展を停止できた。
【符号の説明】
【０１１８】
１ アッパーデッキ部（強力甲板）
２ ハッチコーミング部
ｔ ハッチコーミング部の厚み
ｔsl サイドリガメント幅
ｌsl サイドリガメント長
【技術分野】
【０００１】
本発明は、Ｔ字型完全溶込み溶接構造体の脆性き裂伝播停止性能（アレスト特性）を精度良く管理する品質管理方法に関するものである。具体的には、例えば、ハッチコーミング部（突合せ溶接継手部材）とアッパーデッキ部（突合せ溶接継手部材と交差するように完全溶込み溶接で接合された脆性き裂伝播停止用接合部材）とのＴ継手溶接構造を有するコンテナ船やバルクキャリヤー船などの船舶（溶接構造体）において、ハッチコーミング部の突合せ溶接継手に沿って伝播する脆性き裂の伝播をアッパーデッキ部で精度良く停止させることが可能な品質管理方法に関するものである。
【背景技術】
【０００２】
図１（ａ）および図１（ｂ）に、本発明で対象となるコンテナ船などの上甲板部の概略を示す。図１（ａ）のＡに示す上甲板部は、図１（ｂ）の拡大図に示すように、大きな開口部（ｈａｔｃｈ、ハッチ）を有するアッパーデッキ部（強力甲板）１と、ハッチをハッチカバーで開閉させるようにしたハッチコーミング部２とが溶接されたＴ継手溶接構造体を有している。
【０００３】
詳細には、ハッチコーミング部２は、複数の鋼板が突合せ溶接継手によって接合されて構成されており、この突合せ溶接継手と交差（Ｔ溶接継手）するようにアッパーデッキ部１が接合されている。ハッチコーミング部２とアッパーデッキ部１とは、通常、ＣＯ2溶接によって完全溶込み溶接されている。完全溶込み溶接とは、溶接継手の板厚全域に亘っている溶込みを意味する。ハッチコーミング部２を構成する２枚の鋼板は、通常、エレクトロガスアーク（ＥＧ）溶接などの大入熱溶接によって突合せ溶接される。しかしながら、ＥＧ溶接は溶接入熱量が大きいために溶接熱影響部（ＨＡＺ）が形成され、溶接継手の靱性低下や脆性き裂の発生を招き、船舶が破断する恐れがある。そこで、突合せ溶接の際は、図１（ｂ）に示すように、下端部近傍を残してＥＧ溶接を行い、下端部近傍は溶接入熱量が小さいＣＯ2溶接を行なうことが多い。
【０００４】
船舶の大型化に伴い、船舶用鋼板は益々厚肉化されている。鋼板の板厚が厚くなると、脆性き裂が母材（ハッチコーミング側）に逸れることなく、ＨＡＺに沿って伝播する可能性がある。最近の研究では、板厚５０ｍｍ以上のハッチコーミング用厚鋼板が突合せ溶接された大入熱溶接部で脆性き裂が発生した場合、脆性き裂が溶接金属に沿って伝播することが報告されている。図１（ｂ）に、脆性き裂が伝播する方向を矢印で示す。溶接金属を直進したき裂がアッパーデッキ部１に進展すると、船舶本体の破壊に至る危険がある。
【０００５】
そこで、大型船舶の十分な安全性を保証するため、大入熱溶接部を伝播する脆性き裂をアッパーデッキ部に進展させずに、確実に停止させる技術が求められている。脆性き裂の伝播を停止させる性能は「アレスト特性」とも呼ばれ、脆性き裂伝播停止性能の指標としてＫca値が用いられている。
【０００６】
一般に、アレスト特性Ｋcaの高い厚鋼板をアッパーデッキ部に使用すれば、溶接構造体の突合せ溶接継手（ハッチコーミング部を構成する厚鋼板同士の溶接部）に脆性き裂が発生したとしても、溶接構造体が破断する前に脆性き裂の伝播を停止できると考えられている。例えば、非特許文献１及び２には、アッパーデッキ部にＫcaが７０００Ｎ／ｍｍ3/2以上の厚鋼板を使用すれば、脆性き裂の進展を停止できることが示されている。しかし、厚鋼板のアレスト特性Ｋcaを７０００Ｎ／ｍｍ3/2以上に高めるためには、例えば、組織を超微細化する；Ｎｉを多量に含める；特殊な圧延工程を実施する；などの手段が必要であり、コストの上昇を招く。
【０００７】
一方、非特許文献３には「鋼材の脆性き裂伝播・停止の力学モデル」について記載されている。ここには、鋼材の脆性き裂は、鋼板表面に生じるシアリップ（延性破壊領域）を伴いながら伝播する様子が示す図が示されている。本明細書では、この図を、前述した図１（ｂ）中の「亀裂が溶接部に沿って伝播する方向」との対応関係が明確になるように、図１（ｃ）として掲載する。図１（ｃ）に示すように、き裂先端より後方の鋼板表面付近では、脆性破壊を生じない領域（サイドリガメント）が存在し、その後方では、サイドリガメントが延性破壊して破面にシアリップを生成する。脆性破壊の停止にはシアリップの影響が大きく、サイドリガメントは降伏応力にほぼ等しい応力を有するため、き裂を閉じる作用を有しているといわれている。また、非特許文献４には、船体用鋼板の破壊靱性値推定手法について記載されている。
【先行技術文献】
【非特許文献】
【０００８】
【非特許文献１】平松秀基ら、日本船舶海洋工学会講演論文集、第５Ｅ号（２００７）、ｐｐ．１３５−１３８
【非特許文献２】田村栄一ら、日本船舶海洋工学会講演論文集、第５Ｋ号（２００７）、ｐｐ．８７−９０
【非特許文献３】町田進ら、日本造船学会論文集、Ｖｏｌ．１７７（１９９５）、ｐｐ．２４３−２５８
【非特許文献４】北田博重、博士論文「ＴＭＣＰによる降伏点４０ｋｇｆ／ｍｍ2級鋼板の実船適用にあたっての靱性要求基準に関する研究」（１９９０）
【発明の概要】
【発明が解決しようとする課題】
【０００９】
本発明は上記事情に鑑みてなされたものであって、その目的は、船舶のアッパーデッキ部とハッチコーミング部のようなＴ字型完全溶込み溶接構造体において、Ｔ継手溶接部に沿って伝播する脆性き裂の伝播を精度良く停止できる品質管理方法を提供することにある。
【課題を解決するための手段】
【００１０】
上記目的を達成し得た本発明の品質管理方法は、Ｔ字型完全溶込み溶接構造体の脆性き裂伝播停止性能の品質管理方法であって、前記溶接構造体は、突合せ溶接継手によって接合された鋼板Ａと、前記突合せ溶接継手と交差するように完全溶込み溶接で接合された脆性き裂伝播停止用鋼板Ｂと、からなり、前記鋼板Ａの突合せ溶接継手における下端部近傍はＣＯ2溶接によってＣＯ2溶接部を形成しており、前記鋼板Ａの表面に生じる延性破壊領域（シアリップ）および脆性破壊を生じない領域（サイドリガメント）を有し、前記ＣＯ2溶接部の溶接金属における２つの表層部［鋼板Ａの板厚をｔとしたとき、ｔ／４部を表層部と呼ぶ。］の脆性破面遷移温度vＴrsが同じであると考えた解析モデルに基づき、前記ＣＯ2溶接部の溶接金属における板厚ｔ／４部の脆性破面遷移温度vＴrsおよび前記ＣＯ2溶接部のＣＯ2溶接長ｌCO2、並びに前記鋼板Ｂの脆性き裂伝播停止性能Ｋcaの関係式を求める第１の工程と、前記関係式に基づき、前記鋼板Ａの突合せ溶接継手に沿って伝播する脆性き裂伝播停止に有用な、前記脆性破面遷移温度vＴrsの範囲、前記ＣＯ2溶接長ｌCO2の範囲、または前記脆性き裂伝播停止性能Ｋcaの範囲のいずれかを決定する第２の工程と、を含むところに要旨を有している。
【００１１】
好ましい実施形態において、前記第１の工程は、
（１）前記鋼板Ａの表面付近に未破断で残るサイドリガメント部の長さｌslを、下記（１３）式から算出する工程と、
（２）前記工程によって算出されたサイドリガメント部の長さｌslと前記ＣＯ2溶接長ｌCO2の関係に基づき、
（ａ）サイドリガメント部の長さｌsl≦ＣＯ2溶接長ｌCO2の場合は下記（２０）式を、
（ｂ）サイドリガメント部の長さｌsl＞ＣＯ2溶接長ｌCO2の場合は下記（２１）式を、導出する工程と、
を含む。
（１３）式・・・
ｌsl＝２π・ｋs2・［１／（８π）・｛（−９２vＴrs＋３２７００）／８００｝2］2・εF2・Ｇ2／［Ｋ｛（３−ν）／（１＋ν）−１｝］2
（２０）式・・・
Ｋca≧Ｋnom・［１−｛１／（２π2）｝・［｛（−９２vＴrs＋３２７００）／８００｝2／ｔ］・（σY1／σ0）・ｃｏｓ-1｛（ａ−２π・ｋs2・［１／（８π）・｛（−９２vＴrs＋３２７００）／８００｝2］2・εF2・Ｇ2／［Ｋ｛（３−ν）／（１＋ν）−１｝］2）／ａ｝］
（２１）式・・・
Ｋca≧Ｋnom・［１−｛１／（２π2）｝・［｛（−９２vＴrs＋３２７００）／８００｝2／ｔ］・（σY1／σ0）・ｃｏｓ-1｛（ａ−ｌCO2）／ａ｝］
上記式中、
ｔ：鋼板Ａの厚さ（ｍｍ）。
Ｋnom：サイドリガメントによる低減を考慮に入れない場合の応力拡大係数で
あり、
Ｋnom＝７０００Ｎ／ｍｍ3/2とする。
σY1：温度Ｔ0（＝−１０℃）における鋼板Ａの表層近傍の高速引張変形時の降伏
応力であり、σY1＝８００ＭＰａとする。
ν：ポアソン比であり、ν＝０．３とする。
ｋs：係数であり、ｋs＝１とする。
Ｇ：横弾性係数であり、Ｇ＝８×１０4Ｎ／ｍｍ2とする。
εF：延性破壊の限界ひずみであり、εF＝０．１とする。
Ｋ：外力から計算される応力拡大係数であり、
Ｋ＝σ0（３．１４ａ）0.5とする。
σ0：負荷応力であり、σ0＝２５２ＭＰａとする。
ａ：き裂長さであり、ａ＝７００ｍｍとする。
【００１２】
また、上記目的を達成し得た本発明の他の品質管理方法は、Ｔ字型完全溶込み溶接構造体の脆性き裂伝播停止性能の品質管理方法であって、前記溶接構造体は、突合せ溶接継手によって接合された鋼板Ａと、前記突合せ溶接継手と交差するように完全溶込み溶接で接合された脆性き裂伝播停止用鋼板Ｂと、からなり、前記鋼板Ａの突合せ溶接継手における下端部近傍はＣＯ2溶接によってＣＯ2溶接部を形成しており、前記鋼板Ａの表面に生じる延性破壊領域（シアリップ）および脆性破壊を生じない領域（サイドリガメント）を有し、前記ＣＯ2溶接部の溶接金属における２つの表層部［鋼板Ａの板厚をｔとしたとき、ｔ／４部を表層部と呼ぶ。］の脆性破面遷移温度vＴrsが異なると考えた解析モデルに基づき、前記ＣＯ2溶接部の溶接金属における一方の板厚ｔ／４部の脆性破面遷移温度vＴrs1及び他方の板厚ｔ／４部の脆性破面遷移温度vＴrs2、前記ＣＯ2溶接部のＣＯ2溶接長ｌCO2、並びに前記鋼板Ｂの脆性き裂伝播停止性能Ｋcaの関係式を求める第１の工程と、前記関係式に基づき、前記鋼板Ａの突合せ溶接継手に沿って伝播する脆性き裂の停止に有用な、前記脆性破面遷移温度vＴrs1及びvＴrs2の範囲、前記ＣＯ2溶接長ｌCO2の範囲、または前記脆性き裂伝播停止性能Ｋcaの範囲のいずれかを決定する第２の工程と、を含むところに要旨を有している。
【００１３】
好ましい実施形態において、前記第１の工程は、
（１）前記鋼板Ａの表面付近に未破断で残るサイドリガメント部の長さｌslを、下記（３３）式から算出する工程と、
（２）前記工程によって算出されたサイドリガメント部の長さｌslと前記ＣＯ2溶接長ｌCO2の関係に基づき、
（ａ）サイドリガメント部の長さｌsl≦ＣＯ2溶接長ｌCO2の場合は下記（３４）式を、
（ｂ）サイドリガメント部の長さｌsl＞ＣＯ2溶接長ｌCO2の場合は下記（３５）式を、導出する工程と、
を含む。
（３３）式・・・
ｌsl＝２π・ｋs2・［１／（８π）・｛（−９２vＴrs1＋３２７００）2＋（−９２vＴrs2＋３２７００）2｝／２／８００2］2・εF2・Ｇ2／［Ｋ｛（３−ν）／（１＋ν）−１｝］2
（３４）式・・・
Ｋca≧Ｋnom・［１−｛１／（２π2）｝・［｛（−９２vＴrs1＋３２７００）2＋（−９２vＴrs2＋３２７００）2｝／２／８００2／ｔ］・（σY1／σ0）・ｃｏｓ-1｛（ａ−２π・ｋs2・［１／（８π）・｛（−９２vＴrs1＋３２７００）2＋（−９２vＴrs2＋３２７００）2｝／２／８００2］2・εF2・Ｇ2／［Ｋ｛（３−ν）／（１＋ν）−１｝］2）／ａ｝］
（３５）式・・・
Ｋca≧Ｋnom・［１−｛１／（２π2）｝・［｛（−９２vＴrs1＋３２７００）2＋（−９２vＴrs2＋３２７００）2｝／２／８００2／ｔ］・（σY1／σ0）・ｃｏｓ-1｛（ａ−ｌco2）／ａ｝］
上記式中、
ｔ：鋼板Ａの厚さ（ｍｍ）。
Ｋnom：サイドリガメントによる低減を考慮に入れない場合の応力拡大係数で
あり、
Ｋnom＝７０００Ｎ／ｍｍ3/2とする。
σY1：温度Ｔ0（＝−１０℃）における鋼板Ａの表層近傍の高速引張変形時の降伏
応力であり、σY1＝８００ＭＰａとする。
ν：ポアソン比であり、ν＝０．３とする。
ｋs：係数であり、ｋs＝１とする。
Ｇ：横弾性係数であり、Ｇ＝８×１０4Ｎ／ｍｍ2とする。
εF：延性破壊の限界ひずみであり、εF＝０．１とする。
Ｋ：外力から計算される応力拡大係数であり、
Ｋ＝σ0（３．１４ａ）0.5とする。
σ0：負荷応力であり、σ0＝２５２ＭＰａとする。
ａ：き裂長さであり、ａ＝７００ｍｍとする。
【００１４】
好ましい実施形態において、前記第２の工程は、下記（ア）〜（ウ）のいずれかを含んでいる。
（ア）予め与えられた脆性破面遷移温度vＴrsおよびＣＯ2溶接長ｌCO2を前記関係式に代入し、前記鋼板Ｂに必要な脆性き裂伝播停止性能Ｋcaの範囲を決定する工程。
（イ）予め与えられたＣＯ2溶接長ｌCO2および脆性き裂伝播停止性能Ｋcaを前記関係式に代入し、前記ＣＯ2溶接部の溶接金属における板厚ｔ／４部（ｔ：鋼板Ａの厚さ）に必要な脆性破面遷移温度vＴrsの範囲を決定する工程。
（ウ）予め与えられた前記脆性破面遷移温度vＴrsおよび前記脆性き裂伝播停止性能Ｋcaを前記関係式に代入し、前記ＣＯ2溶接部に必要なＣＯ2溶接長ｌCO2を決定する工程。
【００１５】
好ましい実施形態において、前記鋼板Ａの厚さは５０ｍｍ以上である。
【００１６】
好ましい実施形態において、前記溶接構造体は船舶であり、前記鋼板Ａはハッチコーミング部を構成する鋼板であり、前記鋼板Ｂはアッパーデッキ部を構成する鋼板である。
【発明の効果】
【００１７】
本発明によれば、ハッチコーミング材などの突合せ溶接鋼板と当該突合せ溶接鋼板と交差するように完全溶込みで接合されたアッパーデッキ材などの鋼板とを有するＴ字型完全溶込み溶接構造体において、Ｔ継手溶接部における脆性き裂の伝播を停止させることが可能な精度の高い品質管理方法（評価方法、予測方法または決定方法を含む）を提供することができた。本発明によれば、特に、板厚が５０ｍｍ以上の厚鋼板を有する溶接構造体において、鋼材性能（靱性およびアレスト特性）および溶接条件の両方の観点に基づき、精度の高い評価方法を提供できた点で、極めて有用である。
【図面の簡単な説明】
【００１８】
【図１】図１（ａ）は、上甲板部を有する船舶の概略図であり、図１（ｂ）は、図１（ａ）のＡの拡大図であり、図１（ｃ）は、厚鋼板中での脆性き裂の進展を示す模式図である。
【図２】図２は、Ｔ継手溶接部の脆性き裂伝播を停止するために必要な、脆性き裂伝播停止用鋼板（アッパーデッキ用鋼板）に要求されるアレスト特性Ｋcaを予測するための工程概略図である。
【図３Ａ】図３Ａは、ＣＯ2溶接部の溶接金属におけるｔ／４位置の脆性破面遷移温度vＴrsごとにおける、ＣＯ2溶接長ｌCO2とアッパーデッキ用鋼板のアレスト特性Ｋca（Ｋeff）との関係を示すグラフである。
【図３Ｂ】図３Ｂは、ＣＯ2溶接長ｌCO2ごとにおける、アッパーデッキ用鋼板のアレスト特性Ｋca（Ｋeff）とＣＯ2溶接部の溶接金属におけるｔ／４位置の脆性破面遷移温度vＴrsとの関係を示すグラフである。
【図３Ｃ】図３Ｃは、アッパーデッキ用鋼板のアレスト特性Ｋcaごとにおける、ＣＯ2溶接長ｌCO2とＣＯ2溶接部の溶接金属におけるｔ／４位置の脆性破面遷移温度vＴrsとの関係を示すグラフである。
【図４】図４は、σy0＝５００ＭＰａ、ハッチコーミング用鋼板の板厚ｔ＝６０ｍｍ、温度Ｔ0＝−１０℃のときの脆性破面遷移温度vＴrsと破壊靱性値Ｋciとの関係を示すグラフである。
【図５】図５は、ハッチコーミング用鋼板のＣＯ2溶接部断面を示す概略図である。
【図６Ａ】図６Ａは、関数Ｂの所定の値ごとにおける、ＣＯ2溶接長ｌCO2とアッパーデッキ用鋼板のアレスト特性Ｋca（Ｋeff）との関係を示すグラフである（Ｂ＝｛（−９２vＴrs1＋３２７００）2＋（−９２vＴrs2＋３２７００）2｝／２、vＴrs1及びＴrs2：ＣＯ2溶接部の溶接金属における各ｔ／４位置の脆性破面遷移温度）。
【図６Ｂ】図６Ｂは、ＣＯ2溶接長ｌCO2ごとにおける、アッパーデッキ用鋼板のアレスト特性Ｋca（Ｋeff）と関数Ｂとの関係を示すグラフである（Ｂ＝｛（−９２vＴrs1＋３２７００）2＋（−９２vＴrs2＋３２７００）2｝／２、vＴrs1及びＴrs2：ＣＯ2溶接部の溶接金属における各ｔ／４位置の脆性破面遷移温度）。
【図６Ｃ】図６Ｃは、アッパーデッキ用鋼板のアレスト特性Ｋcaごとにおける、関数ＢとＣＯ2溶接長ｌCO2との関係を示すグラフである（Ｂ＝｛（−９２vＴrs1＋３２７００）2＋（−９２vＴrs2＋３２７００）2｝／２、vＴrs1及びＴrs2：ＣＯ2溶接部の溶接金属における各ｔ／４位置の脆性破面遷移温度）。
【図７Ａ】図７Ａは、実施例で使用した試験体の形状を示す概略図である。
【図７Ｂ】図７Ｂは、実施例で使用した試験体の寸法を示す概略図である。
【図８】図８は、vＴrs＝−５０℃でのＫeff−ＣＯ2溶接長のグラフと、実施例で使用した試験体１のアレスト特性Ｋcaとの関係を示す図である。
【図９】図９は、vＴrs＝−６０℃でのＫeff−ＣＯ2溶接長のグラフと、実施例で使用した試験体２のアレスト特性Ｋcaとの関係を示す図である。
【発明を実施するための形態】
【００１９】
本発明者は、コンテナ船の上甲板のような、ハッチコーミング部とアッパーデッキ部とのＴ継手完全溶込み溶接構造体において、Ｔ継手溶接部に沿って発生する脆性き裂の伝播を停止させることが可能な品質管理方法を提供するため、検討を行なった。特に、ハッチコーミング部およびアッパーデッキ部の両方に、厚さが５０ｍｍ以上の厚鋼板が用いられているＴ継手溶接部における脆性き裂伝播停止特性（アレスト特性）について、鋼材性能および溶接条件の観点から詳細に検討を行なった。
【００２０】
検討に当たっては、下記（Ｉ）及び（ＩＩ）の２点を前提条件とした。
【００２１】
（Ｉ）溶接条件は、図１（ｂ）に示す条件とした。すなわち、ハッチコーミング部２を構成する複数のハッチコーミング用鋼板は、下端部近傍（完全溶込み溶接側）を残してＥＧ溶接（大入熱溶接）による突合せ溶接を行い、下端部近傍はＣＯ2溶接（小入熱溶接）を行なった。また、ハッチコーミング部２とアッパーデッキ部１とは、ＣＯ2溶接によって完全溶込み溶接を行なった。ＣＯ2溶接部は、大入熱溶接部に比べて靱性が高い傾向にあり、脆性き裂の進展に対してもより大きな抵抗として働く可能性がある。
【００２２】
（ＩＩ）アレスト特性の解析には、図１（ｃ）に示すシアリップとサイドリガメントを有する解析モデルを用いた。厚鋼板の脆性き裂伝播停止挙動に関する研究において、アレスト特性に大きく寄与するのは、脆性き裂伝播時において厚鋼板表層部に発生する「シアリップ」と呼ばれる塑性変形量の大きい延性破壊領域であり、脆性き裂の有する伝播エネルギーがシアリップの形成に費やされる場合には、脆性き裂が早期に停止してアレスト性が飛躍的に向上することが知られている。従って、鋼材全体のアレスト性を均一に高めなくても、鋼材表層部の一定領域のアレスト性を高めることによって鋼材全体のアレスト性が向上すると考えられる。
【００２３】
その結果、下記（ａ）〜（ｃ）のパラメータを用いた関係式により、Ｔ字型完全溶込み溶接構造体のＴ継手溶接部（具体的には、ハッチコーミング部におけるＣＯ2溶接部の溶接金属）における脆性き裂伝播停止挙動を精度良く把握できることが判明した。そして、上記の関係式を利用すれば、上記ハッチコーミング部のＴ継手溶接部における脆性き裂伝播を停止するためのアッパーデッキ用鋼材側の性能（アレスト特性や靱性）およびハッチコーミング部のＣＯ2溶接条件（溶接材料や入熱条件など）を正確に精度良く管理、評価、予測、または決定できることを突き止め、本発明を完成した。
（ａ）板厚ｔ／４部の脆性破面遷移温度vＴrs（℃）
ｔ：ハッチコーミング用鋼板の厚さ
（ｂ）ハッチコーミング部におけるＣＯ2溶接部のＣＯ2溶接長ｌCO2（ｍｍ）
（ｃ）アッパーデッキ用鋼板のアレスト特性Ｋca（Ｎ／ｍｍ3/2）
【００２４】
具体的には、ハッチコーミング部におけるＣＯ2溶接部の溶接金属における脆性き裂の伝播停止に必要な上記（ｃ）の「アッパーデッキ用鋼板のアレスト特性Ｋca」の範囲は、後に詳しく説明する定式化手順に従い、上記（ａ）の「板厚ｔ／４部の脆性破面遷移温度vＴrs」、および上記（ｂ）の「ＣＯ2溶接長ｌCO2」、更には他の既知のパラメータによって定式化することができる［後記する（２０）及び（２１）式、並びに（３４）及び（３５）式を参照］。これらの関係式を利用すれば、ハッチコーミング部の突合せ溶接継手から進展した脆性き裂がアッパーデッキ部にまで進展するか否かを正確に精度良く管理することができた（後記する実施例を参照）。
【００２５】
後に詳しく説明するが、後記する（２０）及び（２１）式は、アレスト特性に最も大きな影響を及ぼすＣＯ2溶接部の表層付近（詳細には、鋼板Ａの板厚ｔのｔ／４位置付近であり、２つの表層部が存在する）の各靱性が同一であると仮定したときに導き出された式であり、一方、後記する（３４）および（３５）式は、当該ＣＯ2溶接部の表層付近の各靱性が異なっていると仮定したときに導き出された式であり、それ以外は、すべて同じ条件下で導き出されたものである。ＣＯ2溶接部の表層付近の各靱性レベルは、溶接条件などによって相違する場合もあるし同じである場合もあり得る。本発明によれば、ＣＯ2溶接部の表層付近の靱性レベルが同じ場合には（２０）および（２１）式を、一方、ＣＯ2溶接部の表層付近の靱性レベルが異なる場合には（３４）および（３５）式を利用することにより、Ｔ継手溶接部に沿って伝播する脆性き裂の伝播を精度良く停止できるため、極めて有用である。
【００２６】
（２０）及び（２１）式、並びに（３４）及び（３５）式において、(ａ)ハッチコーミング部の脆性破面遷移温度vＴrs、(ｂ)ハッチコーミング部のＣＯ2溶接長ｌCO2、および(ｃ)アッパーデッキ部のアレスト特性Ｋca以外のパラメータは既知であり、式中に実数値を代入できる。実数値を代入した各式が、（２０−１）及び（２１−１）式、並びに（３４−１）及び（３５−１）式である（後記する）。よって、上記関係式の利用態様として、例えば、上記（ａ）〜（ｃ）の三つのパラメータのうち、二つが判明（既知）している場合は、当該既知のパラメータを上記（２０）及び（２１）式、又は（３４）及び（３５）式に代入することにより、残りのパラメータを決定することができる。
【００２７】
具体的には、（２０）及び（２１）式、又は（３４）及び（３５）式を利用して、例えば、下記（ア）または（イ）の品質管理システムに適用することができる。以下では（２０）及び（２１）式を中心に説明する。尚、（３４）及び（３５）式を利用する場合は、後述するvＴrsの代わりに、vＴrs1及びvＴrs2を用いればよい。
【００２８】
（ア）Ｔ継手溶接部の脆性き裂伝播を停止するために必要な、アッパーデッキ用鋼板に要求されるアレスト特性Ｋcaを評価、予測、決定するためのシステム
上記システムの工程概略図を図２に示す。このシステムは、上記（ａ）〜（ｃ）のパラメータのうち、（ａ）と（ｂ）が既知（測定可能）の場合に適用される。
【００２９】
詳細には、ハッチコーミング部に用いられる鋼板の種類（鋼種）およびＣＯ2溶接条件（ワイヤなどの溶接材料や入熱条件などを含む）が既知［すなわち、上記（ａ）の脆性破面遷移温度vＴrs、および上記（ｂ）のＣＯ2溶接長ｌCO2が既知］の場合、（２０）及び（２１）式に基づき、アッパーデッキ用鋼板に必要なアレスト特性Ｋca［上記（ｃ）］の範囲を決定することができる。このシステムによって算出されたＫcaを満足するアッパーデッキ用鋼板を用いれば、たとえ、ハッチコーミング部突合せ溶接継手に脆性き裂が発生したとしても、ＣＯ2溶接部分でき裂の伝播が停止するため、アッパーデッキ部へのき裂の進展が抑えられ、船体の破壊を防止することができる。その結果、従来のように、一律に非常に高いアレスト特性を有するアッパーデッキ用厚鋼板（例えば、Ｋca≧７０００Ｎ／ｍｍ3/2）を使用する必要がなくなり、コストを低減することができる。
【００３０】
図３Ａは、ハッチコーミング部におけるＣＯ2溶接部の溶接金属におけるｔ／４位置の脆性破面遷移温度vＴrsごとに、アッパーデッキ用鋼板に必要なアレスト特性Ｋcaとハッチコーミング部におけるＣＯ2溶接長ｌCO2との関係を示すグラフであり、後記する（２０−１）及び（２１−１）式をグラフ化したものである。図３Ａの縦軸は、非特許文献３に記載の、サイドリガメントの閉口効果により低減されたＫ値（Ｋeff）である。後に詳しく説明するが、アッパーデッキ材に必要なアレスト特性Ｋcaは、上記Ｋeffとの関係において、下記（１９）式を満足するように制御されていれば脆性き裂が停止することから、各vＴrsにおいて、Ｋeff−ｌCO2のラインよりもアッパーデッキ用鋼板のアレスト特性Ｋcaが上にくれば、ハッチコーミング部で発生した脆性き裂をアッパーデッキ部で停止させることができる。
Ｋca≧Ｋeff ・・・ （１９）
よって、上記システムでは、図３Ａに示すグラフに基づき、アッパーデッキ部に使用される厚鋼板に必要とされるアレスト特性Ｋca値を決定することができる。
【００３１】
（イ）Ｔ継手溶接部の脆性き裂伝播を停止するために必要な溶接条件を評価、予測、決定するためのシステム
このシステムは、上記（ア）とは異なって、上記（ａ）〜（ｃ）のパラメータのうち、（ｃ）と、（ａ）または（ｂ）のいずれか一方とが既知（算出可能）の場合に適用される。
【００３２】
詳細には、アッパーデッキ部に用いられる鋼板の種類（鋼種）が既知［すなわち、上記（ｃ）のアッパーデッキ用鋼板のアレスト特性Ｋcaが既知］で、ハッチコーミング部に用いられる鋼板の種類（鋼種）も既知であるが、ハッチコーミング部の溶接継手における溶接条件（上記（ｂ）のＣＯ2溶接長ｌCO2または上記（ａ）の溶接金属におけるｔ／４位置の脆性破面遷移温度vＴrs）のいずれか一方が既知で他方が未定の場合は、Ｔ継手溶接部の脆性き裂伝播を停止するために必要な他方のＣＯ2溶接条件［上記（ａ）の脆性破面遷移温度vＴrsの範囲、または上記（ｂ）のＣＯ2溶接長ｌCO2の範囲］を決定することができる。このことを、図３Ｂおよび図３Ｃを用いて説明する。詳細は後述する。
【００３３】
図３Ｂは、ハッチコーミング部におけるＣＯ2溶接長ｌCO2ごとに、Ｋeffとハッチコーミング部におけるＣＯ2溶接部の溶接金属におけるｔ／４位置の脆性破面遷移温度vＴrsとの関係を示すグラフである。各ｌCO2において、Ｋeff−vＴrsのグラフよりもvＴrsが下にくるようにＣＯ2溶接を行なえば、ハッチコーミング部で発生した脆性き裂をアッパーデッキ部で停止させることができる。よって、図３Ｂに示すグラフに基づき、脆性き裂の伝播を停止可能な、ハッチコーミング部におけるＣＯ2溶接部の溶接金属に必要とされる脆性破面遷移温度vＴrs（ｔ／４位置の値）を決定することができる。
【００３４】
図３Ｃは、アッパーデッキ用鋼板のアレスト特性Ｋcaごとに、ハッチコーミング部におけるＣＯ2溶接長ｌCO2とＣＯ2溶接部の溶接金属におけるｔ／４位置の脆性破面遷移温度vＴrsとの関係を示すグラフである。各Ｋcaにおいて、ｌCO2−vＴrsのグラフよりもｌCO2が上にくるようにＣＯ2溶接を行なえば、ハッチコーミング部で発生した脆性き裂をアッパーデッキ部で停止させることができる。よって、図３Ｃに示すグラフに基づき、脆性き裂の伝播を停止可能な、ハッチコーミング部に必要とされるＣＯ2溶接長ｌCO2を決定することができる。
【００３５】
本明細書において、「溶接構造体」とは、船舶のアッパーデッキ部とハッチコーミング部のようなＴ継手溶接部を有するＴ字型完全溶込み溶接構造体を意味する。また、本明細書において、「船舶」とは、上記の溶接構造体を有するものを意味する。上記の溶接構造体およびその溶接条件は、図１（ｂ）に示すとおりである。
【００３６】
本明細書において、鋼板Ａは、突合せ溶接継手によって接合されたものであり、代表的には、ハッチコーミング部を構成する鋼板が挙げられる。また、鋼板Ｂは、上記の突合せ溶接継手と交差するように完全溶込み溶接で接合された脆性き裂伝播停止用鋼板を意味し、代表的には、アッパーデッキ部を構成する鋼板が挙げられる。以下では、ハッチコーミング部を構成する鋼板をハッチコーミング用鋼板またはハッチコーミング材と呼び、アッパーデッキ部を構成する鋼板をアッパーデッキ用鋼板またはアッパーデッキ材と呼ぶ。
【００３７】
上記のアッパーデッキ材としては、例えば、ＪＩＳ規格ＳＭ５７０などに準拠する鋼材が挙げられ、ハッチコーミング材としては、例えば、ＪＩＳ規格ＳＭ５７０などに準拠する鋼材が挙げられる。
【００３８】
また、本明細書における「アレスト特性Ｋca」には、脆性き裂の伝播停止に必要なアレスト特性の範囲（要求範囲）と、実際の実測値の両方の意味を含んでいる。前者の要求範囲を意味するときは、適宜、「必要アレスト特性Ｋca」と記載する場合がある。
【００３９】
以下、本発明に到達した経緯および本発明の好ましい実施形態を、図面を用いて詳細に説明する。以下では、本発明の好ましい実施形態として、図１に示すハッチコーミング部とアッパーデッキ部からなるＴ溶接継手構造体を用いて説明するが、これに限定する趣旨ではない。
【００４０】
まず、図１（ｃ）に示す解析モデルについて、改めて説明する。
【００４１】
脆性き裂が厚鋼板中で進展する場合、き裂は板厚中央部を先頭に図１（ｃ）に示すように進展し、板表層部は破壊しないままの状態となる。この破壊しない表層部の領域は「サイドリガメント（ｓｌ）」と呼ばれている。
【００４２】
き裂は、き裂先端が開口することによって駆動力が発生し進展する。しかしサイドリガメントがあると、き裂先端の開口が抑制され、き裂進展の駆動力が低下する。これは、き裂先端開口に相反する効果であり、「き裂先端閉口効果」と呼ばれている。
【００４３】
そして、サイドリガメントの幅ｔslが大きいほど、またサイドリガメントの長さｌslが長いほど、き裂先端閉口効果は大きく、き裂進展の駆動力は低減する。
【００４４】
図１（ｂ）に示すハッチコーミング部２で脆性き裂進展の駆動力が低下すると、アッパーデッキ部１に到達するき裂の進展駆動力も小さくなり、その結果、アレスト特性Ｋcaが低い厚鋼板をアッパーデッキ部に使用しても、き裂を停止することができる。
【００４５】
次に、アッパーデッキ部に用いられる厚鋼板に必要なアレスト特性Ｋcaに影響する因子について説明する。
【００４６】
繰返し述べるように、本発明では、下記（ａ）〜（ｃ）のパラメータを用いているが、以下に説明するように、この（ａ）及び（ｂ）が、（ｃ）のアレスト特性に重要な影響を及ぼしている。
（ａ）板厚ｔ／４部（ｔ：ハッチコーミング材の厚さ）の脆性破面遷移温度vＴrs（℃）
（ｂ）ＣＯ2溶接長ｌCO2（ｍｍ）
（ｃ）アッパーデッキ材に必要なアレスト特性Ｋca（Ｎ／ｍｍ3/2）
【００４７】
上記図１（ｃ）に示す解析モデルにおいて、サイドリガメント幅ｔsl及びサイドリガメント長ｌslに対して、ハッチコーミングＣＯ2溶接部の溶接金属におけるｔ／４位置の靱性（脆性破面遷移温度vＴrs）が大きな影響を及ぼす。
【００４８】
なお、本発明において、「板厚ｔ／４部」の脆性破面遷移温度vＴrsを規定したのは、
アッパーデッキ材のアレスト特性向上のためには、ハッチコーミング材のＣＯ2溶接部の少なくとも表層部近傍（ｔ／４位置付近）の脆性破面遷移温度vＴrsを高く制御すれば良く、ハッチコーミング用鋼板の板厚全体に亘って、ＣＯ2溶接部のvＴrsを高める必要は必ずしもない、という観点に基づくものである。アレスト特性に最も大きな影響を及ぼすのは、ＣＯ2溶接部の表層付近だからである。すなわち、ＣＯ2溶接部に関していえば、図５のＣＯ2溶接部断面図に示すように、多層盛溶接を行ったＣＯ2溶接部のうち少なくともｔ／４位置のvＴrsが高く制御されたハッチコーミング用鋼板を用いれば充分であり、例えば、ｔ／２位置のvＴrsを高くする必要はない。従って、ＣＯ2溶接条件についても、そのようなハッチコーミング用鋼板が得られるように、適宜条件を変更すれば良い。このように本発明によれば、従来のように板厚全体に亘って高靭性のハッチコーミング用鋼板を用いる必要はなく、アッパーデッキ用鋼板に必要なアレスト特性も低減できるため、溶接材料費用の低コスト化を実現できる。
【００４９】
また、表層部は２面あるから、「板厚ｔ／４部」の脆性破面遷移温度も二つの値をとり得るが、本発明では、両者の脆性破面遷移温度の平均値が所定範囲に制御されていれば良いとの観点に基づき、後記する（２０）及び（２１）式、または後記する（３４）および（３５）式を導出した。（２０）及び（２１）式は、各表層部の脆性破面遷移温度が同じであると仮定し、vＴrsと規定したときの式である。これに対し、（３４）および（３５）式は、各表層部の脆性破面遷移温度が異なると仮定し、一方をvＴrs1、他方をvＴrs2と規定したときの式である。各式の詳細は、後に詳述する。
【００５０】
ハッチコーミング部の大入熱溶接部に発生した脆性き裂は、下部溶接部（ＣＯ2溶接部）に進展してアッパーデッキ部に達する。このＣＯ2溶接部の溶接金属におけるｔ／４位置の靱性が高いほど、サイドリガメント幅ｔslが大きくなり、アッパーデッキ到達時の脆性き裂の駆動力もより大幅に低下する。またＣＯ2溶接部の溶接金属におけるｔ／４位置の靱性が高いほど、サイドリガメント長ｌslも大きくなり、脆性き裂の駆動力が大幅に低下する。そのためＣＯ2溶接部の溶接金属におけるｔ／４位置の靱性が高いハッチコーミング材を用いた場合には、アッパーデッキ用材のアレスト特性Ｋcaを低く抑えることができる。
【００５１】
また、ＣＯ2溶接長ｌCO2も、アッパーデッキ部に使用される厚鋼板の必要アレスト特性Ｋcaに影響を及ぼしている。すなわち、脆性き裂がアッパーデッキ部に到達する時点において、ＣＯ2溶接部に発生するサイドリガメント長ｌslは、ＣＯ2溶接長ｌCO2より大きくならず、ｌslは、ｌCO2と等しいかｌCO2よりも小さくなり、常に、ｌsl≦ｌCO2の関係が成立する。そのため、後述する方法で計算されるｌslよりもｌCO2が大きい場合に比べて、計算ｌslよりもｌCO2が小さい場合の方が、脆性き裂進展の駆動力がより一層小さくなる。すなわちＣＯ2溶接長ｌCO2も、脆性き裂の駆動力に影響を及ぼし、その結果、アッパーデッキ部に使用される厚鋼板の必要アレスト特性Ｋcaに影響を及ぼすのである。
【００５２】
以上のようにアッパーデッキ用厚鋼板の必要アレスト特性Ｋcaは、ＣＯ2溶接部の靱性及びＣＯ2溶接長の影響を受けることが分かる。
【００５３】
上記の観点に基づき、本発明では、（ａ）脆性破面遷移温度vＴrs（靱性値の１つ）及び（ｂ）ＣＯ2溶接長ｌCO2と、（ｃ）アッパーデッキ部に使用される厚鋼板の必要Ｋcaとの定式化を試みることにした。なおハッチコーミング材のＣＯ2溶接部の表層部は、オモテ面および裏面の２つが存在する。そこで、各表層部の特性（脆性破面遷移温度vＴrs等）をまとめて同じであると考えた場合および別々に考えた場合の２通りの定式化を行った。定式化の手順を以下に示す。
【００５４】
〈脆性破面遷移温度vＴrs及びＣＯ2溶接長ｌCO2と、アッパーデッキ部に使用される厚鋼板の必要Ｋcaとの定式化について〉
Ｉ．各表層部の特性が同じであると考えた場合
上記の場合は、（１３）、（２０）および（２１）の各式が導き出される。以下、その手順を詳しく説明する。
【００５５】
（ア）vＴrsとサイドリガメント幅ｔslとの関係
サイドリガメント幅ｔsl（単位：ｍｍ）は、非特許文献３から下記（１）式のように表される。
ｔsl＝ｋsl・ｒp ・・・ （１）
【００５６】
ここでｋslは係数であり、ｔslの実測結果との比較よりｋsl＝０．７５とする。またｒpは塑性域寸法（単位：ｍｍ）であり、下記（２）式のように表される。
ｒp＝１／（６π）・（ＫD(B)／σY1）2 ・・・ （２）
【００５７】
ここでＫD(B)は表層部近傍の動的破壊靱性値［単位：ＭＰａ・ｍｍ1/2（＝Ｎ／ｍｍ3/2）］である。非特許文献３によると、シアリップ発生部ではき裂進展速度は極めて低速とのことから、ＫD(B)は、通常の破壊靱性値Ｋciと同等とする。即ち下記（３）式のとおりである。
ＫD(B)＝Ｋci ・・・ （３）
【００５８】
非特許文献４では、下記（４）〜（６）式のような破壊靱性値Ｋciと脆性破面遷移温度vＴrsとの相関が示されている。
Ｋci＝３．８１・σy0／９．８・ｅｘｐ｛ｋ0（１／iＴk−１／Ｔ0）｝ ・・・ （４）
ｋ0＝６．６５・iＴk−２９０ ・・・ （５）
iＴk＝（０．００３２１・σy0／９．８＋０．３９１）vＴrs＋２．７４（ｔ）1/2＋１７．３ ・・・ （６）
【００５９】
ここでσy0＝５００ＭＰａ、板厚ｔ＝６０ｍｍ、温度Ｔ0＝−１０℃のときの脆性破面遷移温度vＴrsと破壊靱性値Ｋciとの関係を求めると図４のようになる。この関係より、表層部のＫci（Ｋci(B)）を用いて下記（７）式が得られる。
ＫD(B)＝Ｋci(B)＝−９２vＴrs＋３２７００ ・・・ （７）
【００６０】
また上記（２）式中のσY1は、温度Ｔ0（＝−１０℃）におけるハッチコーミング用鋼材表層近傍の高速引張変形時の降伏応力（単位：ＭＰａ）であり、表層近傍のき裂進展速度に依存する。表層近傍のき裂進展速度を非特許文献３に基づき１００ｍ／ｓｅｃとすると、非特許文献３から降伏応力σY1＝８００ＭＰａが得られる。
【００６１】
以上より、サイドリガメント幅ｔslは、以下のようにＣＯ2溶接部の溶接金属におけるｔ／４位置の脆性破面遷移温度vＴrsの関数（下記（８）式）として定式化される。
ｔsl＝ｋsl・ｒp
＝０．７５・１／（６π）・（ＫD(B)／σY1）2
＝１／（８π）・｛（−９２vＴrs＋３２７００）／８００｝2 ・・・ （８）
【００６２】
（イ）脆性破面遷移温度vＴrsとサイドリガメント長ｌslとの関係
非特許文献３から、サイドリガメント長ｌslは、下記（９）式のように表される。
２ｕy［ａ−ｌsl］＝ｋs・ｔsl・εF ・・・ （９）
【００６３】
ここで２ｕy［ａ−ｌsl］は、き裂先端からき裂進展方向に対してｌslだけ後方でのき裂開口変位である。き裂開口変位２ｕy［ａ−ｌsl］は、サイドリガメントの影響を受けるため、サイドリガメントがない場合に比べてサイドリガメントがある場合の方が小さくなる。しかしサイドリガメント長ｌslは、き裂長さよりも充分に小さいため、き裂開口変位への影響は小さくて無視できると考えた。そのためサイドリガメントがない場合のき裂先端からｌslだけ後方でのき裂開口変位として、下記（１０）式が適用できると考えた。
２ｕy［ａ−ｌsl］
＝（（３−ν）／（１＋ν）−１）・（ｌsl／（２π））0.5・Ｋ／Ｇ ・・・ （１０）
【００６４】
上記（９）及び（１０）式から、下記（１１）式が得られる。
ｋs・ｔsl・εF
＝（（３−ν）／（１＋ν）−１）・（ｌsl／（２π））0.5・Ｋ／Ｇ ・・・ （１１）
【００６５】
上記（１１）式から、ｌslは下記（１２）式のように表される。
ｌsl＝２π・ｋs2・ｔsl2・εF2・Ｇ2／［Ｋ｛（３−ν）／（１＋ν）−１｝］2
・・・ （１２）
【００６６】
ここでサイドリガメント幅ｔslは、ＣＯ2溶接部の溶接金属におけるｔ／４位置の脆性破面遷移温度vＴrsと関連づけられているため（上記（８）式）、サイドリガメント長ｌslは下記（１３）式のように表される。
ｌsl＝２π・ｋs2・［１／（８π）・｛（−９２vＴrs＋３２７００）／８００｝2］2・εF2・Ｇ2／［Ｋ｛（３−ν）／（１＋ν）−１｝］2 ・・・ （１３）
【００６７】
ここで
ν：ポアソン比であり、ν＝０．３。
ｋs：係数であり、非特許文献３からｋs＝１とする。
Ｇ：横弾性係数であり、Ｇ＝８×１０4（Ｎ／ｍｍ2）。
εF：延性破壊の限界ひずみであり、非特許文献３からεF＝０．１とする。
Ｋ：外力から計算される応力拡大係数であり、Ｋ＝σ0（３．１４ａ）0.5で計算される。
σ0：負荷応力。船舶の場合、設計要件から設計応力が決められることが多く、この設計応力でのき裂停止性能を把握することが最も合理的である。そこでＡＢＳ規格（アメリカ船級協会規格）ＥＨ４０に対する設計使用応力を用いて、本発明ではσ0＝２５２ＭＰａとする。
ａ：き裂長さであり、非特許文献２のａ＝７００ｍｍのき裂長さの実験により実船相当のき裂進展駆動力を得られることが分かっていることから、本発明ではａ＝７００ｍｍとする。
【００６８】
上記（１３）式で示すように、サイドリガメント長ｌslは、ＣＯ2溶接部の溶接金属におけるｔ／４位置の脆性破面遷移温度vＴrs及び他の既知パラメータ（ν、Ｇ、εF、Ｋ、σ0、ａ）で定式化される。
【００６９】
また前述のＣＯ2溶接長ｌCO2との関連より、ハッチコーミング−アッパーデッキ溶接継手構造体のサイドリガメント長ｌsl’は、下記（１４）及び（１５）式のように表される。
【００７０】
（ａ）サイドリガメント長ｌsl≦ＣＯ2溶接長ｌCO2である場合
サイドリガメント長ｌsl’＝ｌsl ・・・ （１４）
【００７１】
（ｂ）サイドリガメント長ｌsl＞ＣＯ2溶接長ｌCO2である場合
サイドリガメント長ｌsl’＝ｌCO2 ・・・ （１５）
【００７２】
（ウ）脆性破面遷移温度vＴrs、サイドリガメント幅ｔsl及びサイドリガメント長ｌslとアッパーデッキ部に使用される厚鋼板の必要アレスト特性Ｋcaとの関係
非特許文献３から、サイドリガメントの閉口効果により低減されたＫ値（Ｋeff）は、
下記（１６）式のように表される（下記（１６）式中、ｒはＫ値の低減率である。）。
Ｋeff
＝Ｋnom・（１−ｒ）
＝Ｋnom・［１−（４／π）（ｔsl／ｔ）（σY1／σ0）ｃｏｓ-1｛（ａ−ｌsl）／ａ｝］
・・・ （１６）
【００７３】
ここで前述のｔslとvＴrsとの関係（上記（８）式）、ｌslとvＴrsとの関係（上記（１３）式）、及びｌsl’とｌCO2との関係（上記（１４）及び（１５）式）から、Ｋeffを表す上記（１６）式は、下記（１７）及び（１８）式のように変形できる。
【００７４】
（ａ）サイドリガメント長ｌsl≦ＣＯ2溶接長ｌCO2である場合
Ｋeff
＝Ｋnom・［１−（４／π）（ｔsl／ｔ）（σY1／σ0）ｃｏｓ-1｛（ａ−ｌsl’）／ａ｝］
＝Ｋnom・［１−（４／π）（ｔsl／ｔ）（σY1／σ0）ｃｏｓ-1｛（ａ−ｌsl）／ａ｝］
＝Ｋnom・［１−｛１／（２π2）｝・［｛（−９２vＴrs＋３２７００）／８００｝2／ｔ］・（σY1／σ0）・ｃｏｓ-1｛（ａ−２π・ｋs2・［１／（８π）・｛（−９２vＴrs＋３２７００）／８００｝2］2・εF2・Ｇ2／［Ｋ｛（３−ν）／（１＋ν）−１｝］2）／ａ｝］
・・・ （１７）
【００７５】
（ｂ）サイドリガメント長ｌsl＞ＣＯ2溶接長ｌCO2である場合
Ｋeff
＝Ｋnom・［１−（４／π）（ｔsl／ｔ）（σY1／σ0）ｃｏｓ-1｛（ａ−ｌsl’）／ａ｝］
＝Ｋnom・［１−（４／π）（ｔsl／ｔ）（σY1／σ0）ｃｏｓ-1｛（ａ−ｌCO2）／ａ｝］
＝Ｋnom・［１−｛１／（２π2）｝・［｛（−９２vＴrs＋３２７００）／８００｝2／ｔ］・（σY1／σ0）・ｃｏｓ-1｛（ａ−ｌCO2）／ａ｝］
・・・ （１８）
【００７６】
ここで、
Ｋnom：サイドリガメントによる低減を考慮に入れない場合の応力拡大係数。従来は６０００Ｎ／ｍｍ3/2と考えられていたが、非特許文献２から、厚みｔが５０ｍｍを超える厚鋼板の場合には７０００Ｎ／ｍｍ3/2とされている。
σ0：負荷応力。上述のように、本発明ではσ0＝２５２ＭＰａとする。
ａ：き裂長さ。上述のように、本発明ではａ＝７００ｍｍとする。
【００７７】
また、アッパーデッキ部に使用される厚鋼板のアレスト特性が、上式のＫeff以上であれば脆性き裂をアッパーデッキ部で停止できることから、脆性き裂の伝播停止に必要なアッパーデッキ材のアレスト特性Ｋcaは下記（１９）式のように表される。
Ｋca≧Ｋeff ・・・ （１９）
【００７８】
上記（１９）式に上記（１７）及び（１８）式を代入すると、Ｋcaは下記（２０）及び（２１）のように表される。
【００７９】
（ａ）サイドリガメント長ｌsl≦ＣＯ2溶接長ｌCO2である場合
Ｋca≧Ｋnom・［１−｛１／（２π2）｝・［｛（−９２vＴrs＋３２７００）／８００｝2／ｔ］・（σY1／σ0）・ｃｏｓ-1｛（ａ−２π・ｋs2・［１／（８π）・｛（−９２vＴrs＋３２７００）／８００｝2］2・εF2・Ｇ2／［Ｋ｛（３−ν）／（１＋ν）−１｝］2）／ａ｝］ ・・・ （２０）
【００８０】
（ｂ）サイドリガメント長ｌsl＞ＣＯ2溶接長ｌCO2である場合
Ｋca≧Ｋnom・［１−｛１／（２π2）｝・［｛（−９２vＴrs＋３２７００）／８００｝2／ｔ］・（σY1／σ0）・ｃｏｓ-1｛（ａ−ｌCO2）／ａ｝］ ・・・ （２１）
【００８１】
ここで上記（ａ）及び（ｂ）の場合分けのためにＣＯ2溶接長ｌCO2と対比されるサイドリガメント長ｌslは、上述したように、下記（１３）式（再掲する。）から計算される。
ｌsl＝２π・ｋs2・［１／（８π）・｛（−９２vＴrs＋３２７００）／８００｝2］2・εF2・Ｇ2／［Ｋ｛（３−ν）／（１＋ν）−１｝］2 ・・・ （１３）
【００８２】
また上記（２０）、（２１）及び（１３）式中の既知パラメータは、以下の通りである（再掲する。）。
上記式中、
ｔ：ハッチコーミング用鋼板の厚さ（ｍｍ）。
Ｋnom：サイドリガメントによる低減を考慮に入れない場合の応力拡大係数で
あり、
Ｋnom＝７０００Ｎ／ｍｍ3/2とする。
σY1：温度Ｔ0（＝−１０℃）におけるハッチコーミング用厚鋼板表層近傍の高速
引張変形時の降伏応力であり、σY1＝８００ＭＰａとする。
ν：ポアソン比であり、ν＝０．３とする。
ｋs：係数であり、ｋs＝１とする。
Ｇ：横弾性係数であり、Ｇ＝８×１０4Ｎ／ｍｍ2とする。
εF：延性破壊の限界ひずみであり、εF＝０．１とする。
Ｋ：外力から計算される応力拡大係数であり、
Ｋ＝σ0（３．１４ａ）0.5とする。
σ0：負荷応力であり、σ0＝２５２ＭＰａとする。
ａ：き裂長さであり、ａ＝７００ｍｍとする。
【００８３】
以上のように本発明によれば、アッパーデッキ部に使用される厚鋼板に脆性き裂が伝播しないために必要とされるＫca値は、上記（１３）、（２０）及び（２１）式から、ＣＯ2溶接部の溶接金属におけるｔ／４位置の脆性破面遷移温度vＴrs、ＣＯ2溶接長ｌCO2、及び他の既知パラメータ（ｔ、Ｋnom、σY1、ν、ｋs、Ｇ、εF、Ｋ、σ0、ａ）から決定することができる。
【００８４】
ここで、上記（１３）、（２０）及び（２１）式において、既知パラメータの数値を代入して計算したものを、参考のため、（１３−１）、（２０−１）及び（２１−１）式として示す。
【００８５】
（１３−１）式・・・
ｌsl＝２π・［１／（８π）・｛（−９２vＴrs＋３２７００）／８００｝2］2・０．３９１６
（２０−１）式・・・
Ｋca≧７０００・［１−｛１／（２π2）｝・［｛（−９２vＴrs＋３２７００）／８００｝2／ｔ］・３．１７５・ｃｏｓ-1｛（７００−２π・［１／（８π）・｛（−９２vＴrs＋３２７００）／８００｝2］2・０．３９１６）／７００｝］
（２１−１）式・・・
Ｋca≧７０００・［１−｛１／（２π2）｝・［｛（−９２vＴrs＋３２７００）／８００｝2／ｔ］・３．１７５・ｃｏｓ-1｛（７００−ｌCO2）／７００｝］
【００８６】
上記（２０−１）及び（２１−１）式を利用して、アッパーデッキ材に必要なアレスト特性Ｋca値の範囲や、ハッチコーミング部に必要とされるＣＯ2溶接条件（ＣＯ2溶接長ｌCO2または溶接金属におけるｔ／４位置の脆性破面遷移温度vＴrs）の範囲を決定することができる。以下に、図３Ａ〜図３Ｃを用いて説明する。
【００８７】
（図３Ａについて）
上記（２０−１）及び（２１−１）式を用いれば、ＣＯ2溶接部の溶接金属におけるｔ／４位置の脆性破面遷移温度vＴrsごとに、アッパーデッキ部に使用される厚鋼板に必要とされるアレスト特性Ｋcaの範囲を決定することができる。図３Ａは、上記（２０−１）式において、上記アレスト特性ＫcaとＣＯ2溶接長ｌCO2との関係を示すグラフであり、図３Ａの縦軸は、上記式の右辺であるＫeffを示している。各vＴrsにおいて、Ｋeff−ＣＯ2溶接長ｌCO2の線よりも厚鋼板のアレスト特性Ｋca値が上にくれば（即ち、（１９）式に規定するＫca値≧Ｋeffの関係を満たせば）、ハッチコーミング部で発生した脆性き裂をアッパーデッキ部で停止させることができる。
【００８８】
（図３Ｂについて）
また、上記（２０−１）及び（２１−１）式を用いれば、脆性き裂の伝播を停止可能な、ハッチコーミング部におけるＣＯ2溶接長ｌCO2ごとに、ハッチコーミング部におけるＣＯ2溶接部の溶接金属におけるｔ／４位置の脆性破面遷移温度vＴrsを決定することができる。図３Ｂは、これらの式を利用し、ハッチコーミング部におけるＣＯ2溶接長ｌCO2ごとに、Ｋeffとハッチコーミング部におけるＣＯ2溶接部の溶接金属におけるｔ／４位置の脆性破面遷移温度vＴrsとの関係を示すグラフである。各ｌCO2において、Ｋeff−vＴrsの線よりもvＴrsが下にくるようにＣＯ2溶接を行なえば、ハッチコーミング部で発生した脆性き裂をアッパーデッキ部で停止させることができる。なお、図３Ｂでは、参考のため、「ｌCO2＝０」のときのデータも併記した。
【００８９】
（図３Ｃについて）
また、上記（２０−１）及び（２１−１）式を用いれば、脆性き裂の伝播を停止可能な、ハッチコーミング部に必要とされるＣＯ2溶接長ｌCO2を決定することができる。図３Ｃは、これらの式を利用し、アッパーデッキ用鋼板のアレスト特性Ｋcaごとに、ハッチコーミング部におけるＣＯ2溶接長ｌCO2とＣＯ2溶接部の溶接金属におけるｔ／４位置の脆性破面遷移温度vＴrsとの関係を示すグラフである。各Ｋcaにおいて、ｌCO2−vＴrsのラインよりもｌCO2が上にくるようにＣＯ2溶接を行なえば、ハッチコーミング部で発生した脆性き裂をアッパーデッキ部で停止させることができる。
【００９０】
ＩＩ．各表層部の特性を別々に考えた場合
上記の場合は、（３３）、（３４）および（３５）の各式が導き出される。以下、その手順を詳しく説明する。
（ア）vＴrsとサイドリガメント幅ｔslとの関係
ハッチコーミング材のＣＯ2溶接部の表層部は、そのオモテ面と裏面とでシリアップ幅が大きく異なる可能性が考えられる。そこで表層部の１つの面のサイドリガメント幅をｔsl1（単位：ｍｍ）とし、もう１つの面のサイドリガメント幅ｔsl2（単位：ｍｍ）をとすると、上記（１）式と同様に、これらは下記（２２）及び（２３）式のように表される。
ｔsl1＝ｋsl1・ｒp1 ・・・ （２２）
ｔsl2＝ｋsl2・ｒp2 ・・・ （２３）
【００９１】
ここでｋsl1及びｋsl2は係数であり、ｔsl1及びｔsl2の実測結果との比較よりｋsl1＝ｋsl2＝０．７５とする。またｒp1及びｒp2は塑性域寸法（単位：ｍｍ）であり、上記（２）式と同様に、下記（２４）及び（２５）式のように表される。
ｒp1＝１／（６π）・（ＫD(B1)／σY1）2 ・・・ （２４）
ｒp2＝１／（６π）・（ＫD(B2)／σY1）2 ・・・ （２５）
【００９２】
ここでＫD(B1)及びＫD(B2)は各表層部近傍の動的破壊靱性値［単位：ＭＰａ・ｍｍ1/2（＝Ｎ／ｍｍ3/2）］である。上記（３）式と同様に、ＫD(B1)及びＫD(B2)は、各表層部の通常の破壊靱性値Ｋci(B1)及びＫci(B2)と同等とする。即ち下記（２６）及び（２７）式のとおりである。
ＫD(B1)＝Ｋci(B1) ・・・ （２６）
ＫD(B2)＝Ｋci(B2) ・・・ （２７）
【００９３】
上述したように、非特許文献４では、上記（４）〜（６）式のような破壊靱性値Ｋciと脆性破面遷移温度vＴrsとの相関が示されている。そしてσy0＝５００ＭＰａ、板厚ｔ＝６０ｍｍ、温度Ｔ0＝−１０℃のときの脆性破面遷移温度vＴrsと破壊靱性値Ｋciとの関係を求めると図４のようになる。この関係より、各表層部のＫci(B1)及びＫci(B2)を用いて下記（２８）及び（２９）式が得られる。
ＫD(B1)＝Ｋci(B1)＝−９２vＴrs＋３２７００ ・・・ （２８）
ＫD(B2)＝Ｋci(B2)＝−９２vＴrs＋３２７００ ・・・ （２９）
【００９４】
また上記と同様に、表層近傍のき裂進展速度を１００ｍ／ｓｅｃとすると、非特許文献３から降伏応力σY1＝８００ＭＰａが得られる。
【００９５】
以上より、ＣＯ2溶接部の溶接金属における各表層部のサイドリガメント幅ｔsl1及びｔsl2は、以下のように各表層部（ｔ／４位置）の脆性破面遷移温度vＴrs1及びvＴrs2の関数（下記（３０）及び（３１）式）として定式化される。
ｔsl1＝ｋsl1・ｒp1
＝０．７５・１／（６π）・（ＫD(B1)／σY1）2
＝１／（８π）・｛（−９２vＴrs1＋３２７００）／８００｝2 ・・・ （３０）
ｔsl2＝ｋsl2・ｒp2
＝０．７５・１／（６π）・（ＫD(B2)／σY1）2
＝１／（８π）・｛（−９２vＴrs2＋３２７００）／８００｝2 ・・・ （３１）
【００９６】
（イ）脆性破面遷移温度vＴrsとサイドリガメント長ｌslとの関係
上述したように、サイドリガメント長ｌslは、サイドリガメント幅ｔslを用いて下記（１２）式のように表される（再掲する。）。
ｌsl＝２π・ｋs2・ｔsl2・εF2・Ｇ2／［Ｋ｛（３−ν）／（１＋ν）−１｝］2
・・・ （１２）
【００９７】
但しｔslを、各表層部のｔsl1及びｔsl2を別々に考慮すると、これらの平均値がき裂先端の開口量に影響を及ぼし、非破壊領域（サイドリガメント長）にも影響を及ぼすと考えられることから、上記（１２）式は、下記（３２）式のように書き換えられる。
ｌsl＝２π・ｋs2・｛（ｔsl1＋ｔsl2）／２｝2・εF2・Ｇ2／［Ｋ｛（３−ν）／（１＋ν）−１｝］2 ・・・ （３２）
【００９８】
ここで各表層部のサイドリガメント幅ｔsl1及びｔsl2は、各表層部（ｔ／４位置）の脆性破面遷移温度vＴrs1及びvＴrs2と関連づけられているため（上記（３０）及び（３１）式）、サイドリガメント長ｌslは下記（３３）式のように表される。
ｌsl＝２π・ｋs2・［１／（８π）・｛（−９２vＴrs1＋３２７００）2＋（−９２vＴrs2＋３２７００）2｝／２／８００2］2・εF2・Ｇ2／［Ｋ｛（３−ν）／（１＋ν）−１｝］2 ・・・ （３３）
【００９９】
上記（３３）式で示すように、サイドリガメント長ｌslは、ＣＯ2溶接部の溶接金属における各表層部（ｔ／４位置）の脆性破面遷移温度vＴrs1及びvＴrs2、並びに他の既知パラメータで定式化される。
【０１００】
また前述のＣＯ2溶接長ｌCO2との関連より、ハッチコーミング−アッパーデッキ溶接継手構造体のサイドリガメント長ｌsl’は、上記（１４）及び（１５）式のように表される。
【０１０１】
（ウ）脆性破面遷移温度vＴrs、サイドリガメント幅ｔsl及びサイドリガメント長ｌslとアッパーデッキ部に使用される厚鋼板の必要アレスト特性Ｋcaとの関係
２つの表層部の特性を同じである考えた場合、Ｋcaは上記（２０）及び（２１）式のように表される。上記と同様に式を展開することによって、２つの表層部の特性を別々に考えた場合のＫcaは下記（３４）及び（３５）式のように表される。
【０１０２】
（ａ）サイドリガメント長ｌsl≦ＣＯ2溶接長ｌCO2である場合
Ｋca≧Ｋnom・［１−｛１／（２π2）｝・［｛（−９２vＴrs1＋３２７００）2＋（−９２vＴrs2＋３２７００）2｝／２／８００2／ｔ］・（σY1／σ0）・ｃｏｓ-1｛（ａ−２π・ｋs2・［１／（８π）・｛（−９２vＴrs1＋３２７００）2＋（−９２vＴrs2＋３２７００）2｝／２／８００2］2・εF2・Ｇ2／［Ｋ｛（３−ν）／（１＋ν）−１｝］2）／ａ｝］ ・・・ （３４）
【０１０３】
（ｂ）サイドリガメント長ｌsl＞ＣＯ2溶接長ｌCO2である場合
Ｋca≧Ｋnom・［１−｛１／（２π2）｝・［｛（−９２vＴrs1＋３２７００）2＋（−９２vＴrs2＋３２７００）2｝／２／８００2／ｔ］・（σY1／σ0）・ｃｏｓ-1｛（ａ−ｌco2）／ａ｝］ ・・・ （３５）
【０１０４】
上記（３３）〜（３５）式中の既知パラメータは、以下の通りである（再掲する。）。
上記式中、
ｔ：ハッチコーミング用鋼板の厚さ（ｍｍ）。
Ｋnom：サイドリガメントによる低減を考慮に入れない場合の応力拡大係数で
あり、
Ｋnom＝７０００Ｎ／ｍｍ3/2とする。
σY1：温度Ｔ0（＝−１０℃）におけるハッチコーミング用厚鋼板表層近傍の高速
引張変形時の降伏応力であり、σY1＝８００ＭＰａとする。
ν：ポアソン比であり、ν＝０．３とする。
ｋs：係数であり、ｋs＝１とする。
Ｇ：横弾性係数であり、Ｇ＝８×１０4Ｎ／ｍｍ2とする。
εF：延性破壊の限界ひずみであり、εF＝０．１とする。
Ｋ：外力から計算される応力拡大係数であり、
Ｋ＝σ0（３．１４ａ）0.5とする。
σ0：負荷応力であり、σ0＝２５２ＭＰａとする。
ａ：き裂長さであり、ａ＝７００ｍｍとする。
【０１０５】
以上のように本発明によれば、アッパーデッキ部に使用される厚鋼板に脆性き裂が伝播しないために必要とされるＫca値は、上記（３３）〜（３５）式から、ＣＯ2溶接部の溶接金属におけるｔ／４位置の脆性破面遷移温度vＴrs、ＣＯ2溶接長ｌCO2、及び他の既知パラメータ（ｔ、Ｋnom、σY1、ν、ｋs、Ｇ、εF、Ｋ、σ0、ａ）から決定することができる。
【０１０６】
ここで、上記（３３）〜（３５）式において、既知パラメータの数値を代入して計算したものを、参考のため、下記（３３−１）、（３４−１）及び（３５−１）式として示す。
【０１０７】
（３３−１）式・・・
ｌsl＝２π・［１／（８π）・｛（−９２vＴrs1＋３２７００）2＋（−９２vＴrs2＋３２７００）2｝／２／８００2］2・０．３９１６
（３４−１）式・・・
Ｋca≧７０００・［１−｛１／（２π2）｝・［｛（−９２vＴrs1＋３２７００）2＋（−９２vＴrs2＋３２７００）2｝／２／８００2／ｔ］・３．１７５・ｃｏｓ-1｛（７００−２π・［１／（８π）・｛（−９２vＴrs1＋３２７００）2＋（−９２vＴrs2＋３２７００）2｝／２／８００2］2・０．３９１６）／７００｝］
（３５−１）式・・・
Ｋca≧７０００・［１−｛１／（２π2）｝・［｛（−９２vＴrs1＋３２７００）2＋（−９２vＴrs2＋３２７００）2｝／２／８００2／ｔ］・３．１７５・ｃｏｓ-1｛（７００−ｌCO2）／７００｝］
【０１０８】
上記（２０−１）及び（２１−１）式と同様に、上記（３４−１）及び（３５−１）式を利用して、アッパーデッキ材に必要なアレスト特性Ｋca値の範囲や、ハッチコーミング部に必要とされるＣＯ2溶接条件（ＣＯ2溶接長ｌCO2または溶接金属におけるｔ／４位置の脆性破面遷移温度vＴrs1及びvＴrs2）の範囲を決定することができる。具体的には、図３Ａ〜図３Ｃの場合と同様に、図６Ａ〜図６Ｃを用いれば良い。
【実施例】
【０１０９】
以下、実施例を挙げて本発明をより具体的に説明するが、本発明は以下の実施例によって制限を受けるものではなく、上記・下記の趣旨に適合し得る範囲で適当に変更を加えて実施することも勿論可能であり、それらはいずれも本発明の技術的範囲に包含される。
【０１１０】
実施例
以下の実験例では、上記（１３）、（２０）及び（２１）式を用いる本発明の方法に基づいて決定されたアレスト特性Ｋcaを満足するアッパーデッキ材を用いれば、現実に、溶接構造体のＴ継手溶接部における脆性き裂の伝播を停止できることを実証する。
【０１１１】
具体的には、図７に示す形状（図７Ａ）および寸法（図７Ｂ、単位はすべてｍｍ）のハッチコーミング２とアッパーデッキ１の十字溶接試験体を用い、Ｔ字溶接部（ＣＯ2溶接部分）に脆性き裂を進展させたときのアッパーデッキ材への進展の有無を調べた。
【０１１２】
〈脆性き裂の進展〉
試験体を−１０℃に冷却し、矢印方向に２５２ＭＰａの応力を加えることによって、脆性き裂を進展させた。
【０１１３】
〈ＣＯ2溶接部の溶接金属におけるｔ／４位置の脆性破面遷移温度vＴrsの測定法〉
Ｖノッチシャルピー試験を行い、脆性破面遷移曲線から脆性破面遷移温度vＴrsを求めた。詳しくは、ＣＯ2溶接部の表層ｔ／４部からＮＫ Ｕ１４Ａ試験片を採取し、ＪＩＳ
Ｚ２２４２に従って試験を実施した。このとき各温度（最低４温度以上）の測定につきｎ＝３で試験を実施し、ｎ＝３で最も脆性破面率の高い点を通るように脆性破面遷移曲線を描き、脆性破面５０％の温度を脆性破面遷移温度vＴrsとして算出した。
【０１１４】
〈実験例１〉
下記のハッチコーミング材及びアッパーデッキ材を下記条件で溶接し、実験例１の試験体を作製した。
ハッチコーミング材：ＪＩＳ規格ＳＭ５７０に準拠する鋼材
ハッチコーミング材の厚み：６０ｍｍ
アッパーデッキ材：ＪＩＳ規格ＳＭ５７０に準拠する鋼材
アッパーデッキ材の厚み：６０ｍｍ
アッパーデッキ材のアレスト特性Ｋca：４２００Ｎ／ｍｍ3/2
溶接条件
ＥＧ（エレクトロガス）溶接：Ｖ開先による突合せ条件で１電極エレクトロガスアーク溶接（シールドガス：ＣＯ2）
ＣＯ2溶接：１２層のＣＯ2溶接
ＣＯ2溶接長：２００ｍｍ
ＣＯ2溶接部の溶接金属におけるｔ／４位置の脆性破面遷移温度vＴrs：−５０℃
【０１１５】
前述した（１３）式により、サイドリガメント部の長さｌsl＝７２ｍｍとなる。この値は、ＣＯ2溶接長ｌCO2に比べて小さいため、試験体のアッパーデッキ材１に必要なアレスト特性Ｋcaの算出値は、前述した（１７）式を用いて行った。その結果、Ｋca≧５０３９Ｎ／ｍｍ3/2を得た。一方、試験体のアッパーデッキ材１のアレスト特性Ｋcaは４２００Ｎ／ｍｍ3/2であり、これは、図８に示すようにvＴrs＝−５０℃でのＫeff−ＣＯ2溶接長のグラフよりも下に位置しており、上記（１９）式：Ｋca≧Ｋeffを満たさない。そのため本発明によれば、試験体は脆性き裂の進展を停止できないと予想される。そして予想通り、実験例１の試験体ではき裂進展が止まらなかった。
【０１１６】
〈実験例２〉
実験例２は、前述した実験例１において、アレスト特性Ｋca：５０００Ｎ／ｍｍ3/2のアッパーデッキ材を用いたこと、およびＣＯ2溶接部の溶接金属におけるｔ／４位置の脆性破面遷移温度vＴrs：−６０℃としたこと以外は、実験例１と同様にして溶接を行い、
実験例２の試験体を作製した。
【０１１７】
前述した（１３）式により、サイドリガメント部の長さｌsl＝９６ｍｍとなる。この値は、ＣＯ2溶接長ｌCO2に比べて小さいため、試験体のアッパーデッキ材に必要なアレスト特性Ｋcaの算出値は、前述した（１７）式を用いて行った。その結果、Ｋca≧４３６９Ｎ／ｍｍ3/2を得た。一方、試験体のアッパーデッキ材のアレスト特性Ｋcaは５０００Ｎ／ｍｍ3/2であり、これは、図９に示すようにvＴrs＝−６０℃でのＫeff−ＣＯ2溶接長のグラフよりも上に位置しており、上記（１９）式：Ｋca≧Ｋeffを満たす。そのため本発明によれば、試験体２は脆性き裂の進展を停止できると予想される。そして予想通り、実験例２の試験体ではき裂進展を停止できた。
【符号の説明】
【０１１８】
１ アッパーデッキ部（強力甲板）
２ ハッチコーミング部
ｔ ハッチコーミング部の厚み
ｔsl サイドリガメント幅
ｌsl サイドリガメント長
【特許請求の範囲】
【請求項１】
Ｔ字型完全溶込み溶接構造体の脆性き裂伝播停止性能の品質管理方法であって、
前記溶接構造体は、突合せ溶接継手によって接合された鋼板Ａと、前記突合せ溶接継手と交差するように完全溶込み溶接で接合された脆性き裂伝播停止用鋼板Ｂと、からなり、前記鋼板Ａの突合せ溶接継手における下端部近傍はＣＯ2溶接によってＣＯ2溶接部を形成しており、
前記鋼板Ａの表面に生じる延性破壊領域（シアリップ）および脆性破壊を生じない領域（サイドリガメント）を有し、前記ＣＯ2溶接部の溶接金属における２つの表層部［鋼板Ａの板厚をｔとしたとき、ｔ／４部を表層部と呼ぶ。］の脆性破面遷移温度vＴrsが同じであると考えた解析モデルに基づき、前記ＣＯ2溶接部の溶接金属における板厚ｔ／４部の脆性破面遷移温度vＴrsおよび前記ＣＯ2溶接部のＣＯ2溶接長ｌCO2、並びに前記鋼板Ｂの脆性き裂伝播停止性能Ｋcaの関係式を求める第１の工程と、
前記関係式に基づき、前記鋼板Ａの突合せ溶接継手に沿って伝播する脆性き裂の停止に有用な、前記脆性破面遷移温度vＴrsの範囲、前記ＣＯ2溶接長ｌCO2の範囲、または前記脆性き裂伝播停止性能Ｋcaの範囲のいずれかを決定する第２の工程と、
を含むことを特徴とする脆性き裂伝播停止性能の品質管理方法。
【請求項２】
前記第１の工程は、
（１）前記鋼板Ａの表面付近に未破断で残るサイドリガメント部の長さｌslを、下記（１３）式から算出する工程と、
（２）前記工程によって算出されたサイドリガメント部の長さｌslと前記ＣＯ2溶接長ｌCO2の関係に基づき、
（ａ）サイドリガメント部の長さｌsl≦ＣＯ2溶接長ｌCO2の場合は下記（２０）式を、
（ｂ）サイドリガメント部の長さｌsl＞ＣＯ2溶接長ｌCO2の場合は下記（２１）式を、導出する工程と、
を含むものである請求項１に記載の品質管理方法。
（１３）式・・・
ｌsl＝２π・ｋs2・［１／（８π）・｛（−９２vＴrs＋３２７００）／８００｝2］2・εF2・Ｇ2／［Ｋ｛（３−ν）／（１＋ν）−１｝］2
（２０）式・・・
Ｋca≧Ｋnom・［１−｛１／（２π2）｝・［｛（−９２vＴrs＋３２７００）／８００｝2／ｔ］・（σY1／σ0）・ｃｏｓ-1｛（ａ−２π・ｋs2・［１／（８π）・｛（−９２vＴrs＋３２７００）／８００｝2］2・εF2・Ｇ2／［Ｋ｛（３−ν）／（１＋ν）−１｝］2）／ａ｝］
（２１）式・・・
Ｋca≧Ｋnom・［１−｛１／（２π2）｝・［｛（−９２vＴrs＋３２７００）／８００｝2／ｔ］・（σY1／σ0）・ｃｏｓ-1｛（ａ−ｌCO2）／ａ｝］
上記式中、
ｔ：鋼板Ａの厚さ（ｍｍ）。
Ｋnom：サイドリガメントによる低減を考慮に入れない場合の応力拡大係数で
あり、
Ｋnom＝７０００Ｎ／ｍｍ3/2とする。
σY1：温度Ｔ0（＝−１０℃）における鋼板Ａの表層近傍の高速引張変形時の降伏
応力であり、σY1＝８００ＭＰａとする。
ν：ポアソン比であり、ν＝０．３とする。
ｋs：係数であり、ｋs＝１とする。
Ｇ：横弾性係数であり、Ｇ＝８×１０4Ｎ／ｍｍ2とする。
εF：延性破壊の限界ひずみであり、εF＝０．１とする。
Ｋ：外力から計算される応力拡大係数であり、
Ｋ＝σ0（３．１４ａ）0.5とする。
σ0：負荷応力であり、σ0＝２５２ＭＰａとする。
ａ：き裂長さであり、ａ＝７００ｍｍとする。
【請求項３】
Ｔ字型完全溶込み溶接構造体の脆性き裂伝播停止性能の品質管理方法であって、
前記溶接構造体は、突合せ溶接継手によって接合された鋼板Ａと、前記突合せ溶接継手と交差するように完全溶込み溶接で接合された脆性き裂伝播停止用鋼板Ｂと、からなり、前記鋼板Ａの突合せ溶接継手における下端部近傍はＣＯ2溶接によってＣＯ2溶接部を形成しており、
前記鋼板Ａの表面に生じる延性破壊領域（シアリップ）および脆性破壊を生じない領域（サイドリガメント）を有し、前記ＣＯ2溶接部の溶接金属における２つの表層部［鋼板Ａの板厚をｔとしたとき、ｔ／４部を表層部と呼ぶ。］の脆性破面遷移温度vＴrsが異なると考えた解析モデルに基づき、前記ＣＯ2溶接部の溶接金属における一方の板厚ｔ／４部の脆性破面遷移温度vＴrs1及び他方の板厚ｔ／４部の脆性破面遷移温度vＴrs2、前記ＣＯ2溶接部のＣＯ2溶接長ｌCO2、並びに前記鋼板Ｂの脆性き裂伝播停止性能Ｋcaの関係式を求める第１の工程と、
前記関係式に基づき、前記鋼板Ａの突合せ溶接継手に沿って伝播する脆性き裂の停止に有用な、前記脆性破面遷移温度vＴrs1及びvＴrs2の範囲、前記ＣＯ2溶接長ｌCO2の範囲、または前記脆性き裂伝播停止性能Ｋcaの範囲のいずれかを決定する第２の工程と、
を含むことを特徴とする脆性き裂伝播停止性能の品質管理方法。
【請求項４】
前記第１の工程は、
（１）前記鋼板Ａの表面付近に未破断で残るサイドリガメント部の長さｌslを、下記（３３）式から算出する工程と、
（２）前記工程によって算出されたサイドリガメント部の長さｌslと前記ＣＯ2溶接長ｌCO2の関係に基づき、
（ａ）サイドリガメント部の長さｌsl≦ＣＯ2溶接長ｌCO2の場合は下記（３４）式を、
（ｂ）サイドリガメント部の長さｌsl＞ＣＯ2溶接長ｌCO2の場合は下記（３５）式を、導出する工程と、
を含むものである請求項３に記載の品質管理方法。
（３３）式・・・
ｌsl＝２π・ｋs2・［１／（８π）・｛（−９２vＴrs1＋３２７００）2＋（−９２vＴrs2＋３２７００）2｝／２／８００2］2・εF2・Ｇ2／［Ｋ｛（３−ν）／（１＋ν）−１｝］2
（３４）式・・・
Ｋca≧Ｋnom・［１−｛１／（２π2）｝・［｛（−９２vＴrs1＋３２７００）2＋（−９２vＴrs2＋３２７００）2｝／２／８００2／ｔ］・（σY1／σ0）・ｃｏｓ-1｛（ａ−２π・ｋs2・［１／（８π）・｛（−９２vＴrs1＋３２７００）2＋（−９２vＴrs2＋３２７００）2｝／２／８００2］2・εF2・Ｇ2／［Ｋ｛（３−ν）／（１＋ν）−１｝］2）／ａ｝］
（３５）式・・・
Ｋca≧Ｋnom・［１−｛１／（２π2）｝・［｛（−９２vＴrs1＋３２７００）2＋（−９２vＴrs2＋３２７００）2｝／２／８００2／ｔ］・（σY1／σ0）・ｃｏｓ-1｛（ａ−ｌco2）／ａ｝］
上記式中、
ｔ：鋼板Ａの厚さ（ｍｍ）。
Ｋnom：サイドリガメントによる低減を考慮に入れない場合の応力拡大係数で
あり、
Ｋnom＝７０００Ｎ／ｍｍ3/2とする。
σY1：温度Ｔ0（＝−１０℃）における鋼板Ａの表層近傍の高速引張変形時の降伏
応力であり、σY1＝８００ＭＰａとする。
ν：ポアソン比であり、ν＝０．３とする。
ｋs：係数であり、ｋs＝１とする。
Ｇ：横弾性係数であり、Ｇ＝８×１０4Ｎ／ｍｍ2とする。
εF：延性破壊の限界ひずみであり、εF＝０．１とする。
Ｋ：外力から計算される応力拡大係数であり、
Ｋ＝σ0（３．１４ａ）0.5とする。
σ0：負荷応力であり、σ0＝２５２ＭＰａとする。
ａ：き裂長さであり、ａ＝７００ｍｍとする。
【請求項５】
前記第２の工程は、予め与えられた脆性破面遷移温度およびＣＯ2溶接長ｌCO2を前記関係式に代入し、前記鋼板Ｂに必要な脆性き裂伝播停止性能Ｋcaの範囲を決定する工程を含むものである請求項１〜４のいずれかに記載の品質管理方法。
【請求項６】
前記第２の工程は、予め与えられたＣＯ2溶接長ｌCO2および脆性き裂伝播停止性能Ｋcaを前記関係式に代入し、前記ＣＯ2溶接部の溶接金属における板厚ｔ／４部（ｔ：鋼板Ａの厚さ）に必要な脆性破面遷移温度の範囲を決定する工程を含むものである請求項１〜４のいずれかに記載の品質管理方法。
【請求項７】
前記第２の工程は、予め与えられた前記脆性破面遷移温度および前記脆性き裂伝播停止性能Ｋcaを前記関係式に代入し、前記ＣＯ2溶接部に必要なＣＯ2溶接長ｌCO2を決定する工程を含むものである請求項１〜４のいずれかに記載の品質管理方法。
【請求項８】
前記鋼板Ａの厚さは５０ｍｍ以上である請求項１〜７のいずれかに記載の品質管理方法。
【請求項９】
前記溶接構造体は船舶であり、前記鋼板Ａはハッチコーミング部を構成する鋼板であり、前記鋼板Ｂはアッパーデッキ部を構成する鋼板である請求項１〜８のいずれかに記載の品質管理方法。
【請求項１】
Ｔ字型完全溶込み溶接構造体の脆性き裂伝播停止性能の品質管理方法であって、
前記溶接構造体は、突合せ溶接継手によって接合された鋼板Ａと、前記突合せ溶接継手と交差するように完全溶込み溶接で接合された脆性き裂伝播停止用鋼板Ｂと、からなり、前記鋼板Ａの突合せ溶接継手における下端部近傍はＣＯ2溶接によってＣＯ2溶接部を形成しており、
前記鋼板Ａの表面に生じる延性破壊領域（シアリップ）および脆性破壊を生じない領域（サイドリガメント）を有し、前記ＣＯ2溶接部の溶接金属における２つの表層部［鋼板Ａの板厚をｔとしたとき、ｔ／４部を表層部と呼ぶ。］の脆性破面遷移温度vＴrsが同じであると考えた解析モデルに基づき、前記ＣＯ2溶接部の溶接金属における板厚ｔ／４部の脆性破面遷移温度vＴrsおよび前記ＣＯ2溶接部のＣＯ2溶接長ｌCO2、並びに前記鋼板Ｂの脆性き裂伝播停止性能Ｋcaの関係式を求める第１の工程と、
前記関係式に基づき、前記鋼板Ａの突合せ溶接継手に沿って伝播する脆性き裂の停止に有用な、前記脆性破面遷移温度vＴrsの範囲、前記ＣＯ2溶接長ｌCO2の範囲、または前記脆性き裂伝播停止性能Ｋcaの範囲のいずれかを決定する第２の工程と、
を含むことを特徴とする脆性き裂伝播停止性能の品質管理方法。
【請求項２】
前記第１の工程は、
（１）前記鋼板Ａの表面付近に未破断で残るサイドリガメント部の長さｌslを、下記（１３）式から算出する工程と、
（２）前記工程によって算出されたサイドリガメント部の長さｌslと前記ＣＯ2溶接長ｌCO2の関係に基づき、
（ａ）サイドリガメント部の長さｌsl≦ＣＯ2溶接長ｌCO2の場合は下記（２０）式を、
（ｂ）サイドリガメント部の長さｌsl＞ＣＯ2溶接長ｌCO2の場合は下記（２１）式を、導出する工程と、
を含むものである請求項１に記載の品質管理方法。
（１３）式・・・
ｌsl＝２π・ｋs2・［１／（８π）・｛（−９２vＴrs＋３２７００）／８００｝2］2・εF2・Ｇ2／［Ｋ｛（３−ν）／（１＋ν）−１｝］2
（２０）式・・・
Ｋca≧Ｋnom・［１−｛１／（２π2）｝・［｛（−９２vＴrs＋３２７００）／８００｝2／ｔ］・（σY1／σ0）・ｃｏｓ-1｛（ａ−２π・ｋs2・［１／（８π）・｛（−９２vＴrs＋３２７００）／８００｝2］2・εF2・Ｇ2／［Ｋ｛（３−ν）／（１＋ν）−１｝］2）／ａ｝］
（２１）式・・・
Ｋca≧Ｋnom・［１−｛１／（２π2）｝・［｛（−９２vＴrs＋３２７００）／８００｝2／ｔ］・（σY1／σ0）・ｃｏｓ-1｛（ａ−ｌCO2）／ａ｝］
上記式中、
ｔ：鋼板Ａの厚さ（ｍｍ）。
Ｋnom：サイドリガメントによる低減を考慮に入れない場合の応力拡大係数で
あり、
Ｋnom＝７０００Ｎ／ｍｍ3/2とする。
σY1：温度Ｔ0（＝−１０℃）における鋼板Ａの表層近傍の高速引張変形時の降伏
応力であり、σY1＝８００ＭＰａとする。
ν：ポアソン比であり、ν＝０．３とする。
ｋs：係数であり、ｋs＝１とする。
Ｇ：横弾性係数であり、Ｇ＝８×１０4Ｎ／ｍｍ2とする。
εF：延性破壊の限界ひずみであり、εF＝０．１とする。
Ｋ：外力から計算される応力拡大係数であり、
Ｋ＝σ0（３．１４ａ）0.5とする。
σ0：負荷応力であり、σ0＝２５２ＭＰａとする。
ａ：き裂長さであり、ａ＝７００ｍｍとする。
【請求項３】
Ｔ字型完全溶込み溶接構造体の脆性き裂伝播停止性能の品質管理方法であって、
前記溶接構造体は、突合せ溶接継手によって接合された鋼板Ａと、前記突合せ溶接継手と交差するように完全溶込み溶接で接合された脆性き裂伝播停止用鋼板Ｂと、からなり、前記鋼板Ａの突合せ溶接継手における下端部近傍はＣＯ2溶接によってＣＯ2溶接部を形成しており、
前記鋼板Ａの表面に生じる延性破壊領域（シアリップ）および脆性破壊を生じない領域（サイドリガメント）を有し、前記ＣＯ2溶接部の溶接金属における２つの表層部［鋼板Ａの板厚をｔとしたとき、ｔ／４部を表層部と呼ぶ。］の脆性破面遷移温度vＴrsが異なると考えた解析モデルに基づき、前記ＣＯ2溶接部の溶接金属における一方の板厚ｔ／４部の脆性破面遷移温度vＴrs1及び他方の板厚ｔ／４部の脆性破面遷移温度vＴrs2、前記ＣＯ2溶接部のＣＯ2溶接長ｌCO2、並びに前記鋼板Ｂの脆性き裂伝播停止性能Ｋcaの関係式を求める第１の工程と、
前記関係式に基づき、前記鋼板Ａの突合せ溶接継手に沿って伝播する脆性き裂の停止に有用な、前記脆性破面遷移温度vＴrs1及びvＴrs2の範囲、前記ＣＯ2溶接長ｌCO2の範囲、または前記脆性き裂伝播停止性能Ｋcaの範囲のいずれかを決定する第２の工程と、
を含むことを特徴とする脆性き裂伝播停止性能の品質管理方法。
【請求項４】
前記第１の工程は、
（１）前記鋼板Ａの表面付近に未破断で残るサイドリガメント部の長さｌslを、下記（３３）式から算出する工程と、
（２）前記工程によって算出されたサイドリガメント部の長さｌslと前記ＣＯ2溶接長ｌCO2の関係に基づき、
（ａ）サイドリガメント部の長さｌsl≦ＣＯ2溶接長ｌCO2の場合は下記（３４）式を、
（ｂ）サイドリガメント部の長さｌsl＞ＣＯ2溶接長ｌCO2の場合は下記（３５）式を、導出する工程と、
を含むものである請求項３に記載の品質管理方法。
（３３）式・・・
ｌsl＝２π・ｋs2・［１／（８π）・｛（−９２vＴrs1＋３２７００）2＋（−９２vＴrs2＋３２７００）2｝／２／８００2］2・εF2・Ｇ2／［Ｋ｛（３−ν）／（１＋ν）−１｝］2
（３４）式・・・
Ｋca≧Ｋnom・［１−｛１／（２π2）｝・［｛（−９２vＴrs1＋３２７００）2＋（−９２vＴrs2＋３２７００）2｝／２／８００2／ｔ］・（σY1／σ0）・ｃｏｓ-1｛（ａ−２π・ｋs2・［１／（８π）・｛（−９２vＴrs1＋３２７００）2＋（−９２vＴrs2＋３２７００）2｝／２／８００2］2・εF2・Ｇ2／［Ｋ｛（３−ν）／（１＋ν）−１｝］2）／ａ｝］
（３５）式・・・
Ｋca≧Ｋnom・［１−｛１／（２π2）｝・［｛（−９２vＴrs1＋３２７００）2＋（−９２vＴrs2＋３２７００）2｝／２／８００2／ｔ］・（σY1／σ0）・ｃｏｓ-1｛（ａ−ｌco2）／ａ｝］
上記式中、
ｔ：鋼板Ａの厚さ（ｍｍ）。
Ｋnom：サイドリガメントによる低減を考慮に入れない場合の応力拡大係数で
あり、
Ｋnom＝７０００Ｎ／ｍｍ3/2とする。
σY1：温度Ｔ0（＝−１０℃）における鋼板Ａの表層近傍の高速引張変形時の降伏
応力であり、σY1＝８００ＭＰａとする。
ν：ポアソン比であり、ν＝０．３とする。
ｋs：係数であり、ｋs＝１とする。
Ｇ：横弾性係数であり、Ｇ＝８×１０4Ｎ／ｍｍ2とする。
εF：延性破壊の限界ひずみであり、εF＝０．１とする。
Ｋ：外力から計算される応力拡大係数であり、
Ｋ＝σ0（３．１４ａ）0.5とする。
σ0：負荷応力であり、σ0＝２５２ＭＰａとする。
ａ：き裂長さであり、ａ＝７００ｍｍとする。
【請求項５】
前記第２の工程は、予め与えられた脆性破面遷移温度およびＣＯ2溶接長ｌCO2を前記関係式に代入し、前記鋼板Ｂに必要な脆性き裂伝播停止性能Ｋcaの範囲を決定する工程を含むものである請求項１〜４のいずれかに記載の品質管理方法。
【請求項６】
前記第２の工程は、予め与えられたＣＯ2溶接長ｌCO2および脆性き裂伝播停止性能Ｋcaを前記関係式に代入し、前記ＣＯ2溶接部の溶接金属における板厚ｔ／４部（ｔ：鋼板Ａの厚さ）に必要な脆性破面遷移温度の範囲を決定する工程を含むものである請求項１〜４のいずれかに記載の品質管理方法。
【請求項７】
前記第２の工程は、予め与えられた前記脆性破面遷移温度および前記脆性き裂伝播停止性能Ｋcaを前記関係式に代入し、前記ＣＯ2溶接部に必要なＣＯ2溶接長ｌCO2を決定する工程を含むものである請求項１〜４のいずれかに記載の品質管理方法。
【請求項８】
前記鋼板Ａの厚さは５０ｍｍ以上である請求項１〜７のいずれかに記載の品質管理方法。
【請求項９】
前記溶接構造体は船舶であり、前記鋼板Ａはハッチコーミング部を構成する鋼板であり、前記鋼板Ｂはアッパーデッキ部を構成する鋼板である請求項１〜８のいずれかに記載の品質管理方法。
【図１】
【図２】
【図３Ａ】
【図３Ｂ】
【図３Ｃ】
【図４】
【図５】
【図６Ａ】
【図６Ｂ】
【図６Ｃ】
【図７Ａ】
【図７Ｂ】
【図８】
【図９】
【図２】
【図３Ａ】
【図３Ｂ】
【図３Ｃ】
【図４】
【図５】
【図６Ａ】
【図６Ｂ】
【図６Ｃ】
【図７Ａ】
【図７Ｂ】
【図８】
【図９】
【公開番号】特開２０１０−１０５０４２（Ｐ２０１０−１０５０４２Ａ）
【公開日】平成２２年５月１３日（２０１０．５．１３）
【国際特許分類】
【出願番号】特願２００９−１０５３５１（Ｐ２００９−１０５３５１）
【出願日】平成２１年４月２３日（２００９．４．２３）
【出願人】（０００００１１９９）株式会社神戸製鋼所 (5,860)
【Ｆターム（参考）】
【公開日】平成２２年５月１３日（２０１０．５．１３）
【国際特許分類】
【出願日】平成２１年４月２３日（２００９．４．２３）
【出願人】（０００００１１９９）株式会社神戸製鋼所 (5,860)
【Ｆターム（参考）】
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