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】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、高靭性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）の脆性破面遷移温度vＴrs(L)および低靱性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(X)と、高靭性ＣＯ2溶接部のＣＯ2溶接長Ｌおよび前記低靱性ＣＯ2溶接部のＣＯ2溶接長Ｘと、鋼板Ｂの脆性き裂伝播停止性能Ｋcaと、の関係式を求める第１の工程と、この関係式に基づき、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、脆性破面遷移温度vＴrs(L)および脆性破面遷移温度vＴrs(X)などの範囲を決定する第２の工程と、を含む。
【解決手段】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、高靭性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）の脆性破面遷移温度vＴrs(L)および低靱性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(X)と、高靭性ＣＯ2溶接部のＣＯ2溶接長Ｌおよび前記低靱性ＣＯ2溶接部のＣＯ2溶接長Ｘと、鋼板Ｂの脆性き裂伝播停止性能Ｋcaと、の関係式を求める第１の工程と、この関係式に基づき、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、脆性破面遷移温度vＴrs(L)および脆性破面遷移温度vＴrs(X)などの範囲を決定する第２の工程と、を含む。
【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、前記ＣＯ2溶接部のＣＯ2溶接長の全長をｌCO2としたとき、ｌCO2は、靱性レベルがＬ＞Ｘの関係を満足する高靭性ＣＯ2溶接部のＣＯ2溶接長Ｌと低靭性ＣＯ2溶接部のＣＯ2溶接長Ｘとから構成され、ｌCO2＝Ｌ＋Ｘであり、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）を有する解析モデルに基づき、（ア）前記高靭性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）の脆性破面遷移温度vＴrs(L)および前記低靱性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(X)と、（イ）前記高靭性ＣＯ2溶接部のＣＯ2溶接長Ｌおよび前記低靱性ＣＯ2溶接部のＣＯ2溶接長Ｘと、（ウ）前記鋼板Ｂの脆性き裂伝播停止性能Ｋcaと、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、（ア）前記脆性破面遷移温度vＴrs(L)および前記脆性破面遷移温度vＴrs(X)の範囲、（イ）前記ＣＯ2溶接長Ｌおよび前記ＣＯ2溶接長Ｘの範囲、または（ウ）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（但しｌCO2＝Ｌ＋Ｘ）
（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）・｛（−９２・（Ｌ・vＴrs(L)＋Ｘ・vＴrs(X)）／（Ｌ＋Ｘ）＋３２７００）／８００｝2］2・εF2・Ｇ2／［Ｋ｛（３−ν）／（１＋ν）−１｝］2
（２０）式・・・
Ｋca≧Ｋnom・［１−｛１／（２π2）｝・［｛（−９２・（Ｌ・vＴrs(L)＋Ｘ・vＴrs(X)）／（Ｌ＋Ｘ）＋３２７００）／８００｝2／ｔ］・（σY1／σ0）・ｃｏｓ-1｛（ａ−２π・ｋs2・［１／（８π）・｛（−９２・（Ｌ・vＴrs(L)＋Ｘ・vＴrs(X)）／（Ｌ＋Ｘ）＋３２７００）／８００｝2］2・εF2・Ｇ2・／［Ｋ｛（３−ν）／（１＋ν）−１｝］2）／ａ｝］
（２１）式・・・
Ｋca≧Ｋnom・［１−｛１／（２π2）｝・［｛（−９２・（Ｌ・vＴrs(L)＋Ｘ・vＴrs(X)）／（Ｌ＋Ｘ）＋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】
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。
【００１３】
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】
【００１４】
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】
【００１５】
【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、ＣＯ2溶接部のＣＯ2溶接長ｌCO2（全長）と、高靭性ＣＯ2溶接部のＣＯ2溶接長Ｌと、低靭性ＣＯ2溶接部のＣＯ2溶接長Ｘとの関係を模式的に示す図である。
【図３】図３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４Ａ】図４Ａは、ハッチコーミング部におけるＣＯ2溶接長ｌCO2＝２００ｍｍ、アッパーデッキ材のアレスト特性Ｋca：５０００Ｎ／ｍｍ3/2、ハッチコーミング部における低靭性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(X) ＝−４０℃の条件下において、低靱性ＣＯ2溶接長Ｘ１（下端部からの距離）ごとに、ハッチコーミング部における高靱性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((L)と高靱性ＣＯ2溶接長Ｌとの関係を示すグラフである。
【図４Ｂ】図４Ｂは、ハッチコーミング部におけるＣＯ2溶接長ｌCO2＝２００ｍｍ、ハッチコーミング部における低靭性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(X) ＝−４０℃、低靱性ＣＯ2溶接長Ｘ１＝８０ｍｍの条件下において、高靱性ＣＯ2溶接長Ｌごとに、Ｋeffと、ハッチコーミング部における高靱性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((L)との関係を示すグラフである。
【図５】図５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６】図６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、実験例１〜３における、高靱性ＣＯ2溶接部の脆性破面遷移温度vＴrs((L)と高靱性ＣＯ2溶接長Ｌとの関係を示すグラフである。
【発明を実施するための形態】
【００１６】
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（本発明における鋼板Ａ）とアッパーデッキ部（本発明における鋼板Ｂ）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。
【００１７】
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、こ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、先に出願を行なった（特願２００９−１０５３５１、以下、先願発明と呼ぶ場合がある。）。
（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）
【００１８】
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、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り、下記（ｉ）または（ｉｉ）のように定式化できることが判明した。そして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ることを実証した。
【００１９】
（ｉ）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（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場合
下記（１３）で表される、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と、ＣＯ2溶接長ｌCO2の関係に基づき、
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、
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）式を利用する。
（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）／８０
０｝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。
【００２０】
（ｉｉ）上記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場合
下記（３３）で表される、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と、ＣＯ2溶接長ｌCO2の関係に基づき、
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、
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）式を利用する。
（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｝］
上記式中の各パラメメータ（ｔ、Ｋnom、σY1、ν、ｋs、Ｇ、εF、Ｋ、σ0、ａ）は、前と同じ意味である。
【００２１】
本発明者は、上記の出願後も更に検討を進めてきた。その結果、先願発明では、ＣＯ2溶接部のＣＯ2溶接長ｌCO2（全長）に亘って靱性レベルが一律に高くなるように、ＣＯ2溶接条件を一定にしたときの関係式を導き出したが、ＣＯ2溶接条件はこれに限定されず、ＣＯ2溶接条件を変えてＣＯ2溶接長ｌCO2に靱性レベルが異なる領域（ＬとＸ）が存在している場合であっても、先願発明に記載の定式化手段を利用できること；そして、このようにして導き出される関係式［本発明に規定する式（２０）および（２１）式］を活用すれば、先願発明と同様に、アッパーデッキ用鋼材側の性能およびハッチコーミング部のＣＯ2溶接条件を精度良く管理などできることを見出し、本発明を完成した。
【００２２】
すなわち、本発明は、ＣＯ2溶接長ｌCO2中、靱性が高い領域Ｌと、それよりも靱性が低い領域Ｘが混在するようにＣＯ2溶接条件を変えたことに伴い、（ア）先願発明に記載のＣＯ2溶接部のＣＯ2溶接長ｌCO2を、高靭性ＣＯ2溶接部のＣＯ2溶接長Ｌと、低靱性ＣＯ2溶接部のＣＯ2溶接長Ｘに置き換えた点(ｌCO2＝Ｌ＋Ｘ)、（イ）先願発明に記載の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を、高靭性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(L)と、低靱性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(X)に置き換えた点でのみ、先願発明と相違しており、それ以外の基本的思想（定式化のための導出方法）は、先願発明と全く同じである。
【００２３】
関係式について言えば、先願発明で規定する式（１３）、（２０）、および(２１)はそれぞれ、本発明で規定する式（１３）、（２０）、および（２１）に対応する。定式化の詳細は後に詳述する。
【００２４】
以下、本発明について詳しく説明する。
【００２５】
まず、本発明では先願発明と同様、下記（Ｉ）及び（ＩＩ）の２点を前提条件とした。
【００２６】
（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（鋼板Ａ）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。
【００２７】
なお、本発明では、ＣＯ2溶接部のＣＯ2溶接長の全長ｌCO2は、靱性レベルが異なるＬとＸとから構成されるようにＣＯ2溶接条件を変えている点で、先願発明と相違している。
【００２８】
参考のため、本発明におけるＣＯ2溶接長ｌCO2の代表的な態様を図２（ａ）および（ｂ）に示す。このうち図２（ａ）では、ＣＯ2溶接長ｌCO2は、鋼板Ａと鋼板Ｂの交差点（下端部）から上方に向って順に、低靱性ＣＯ2溶接部Ｘと高靭性ＣＯ2溶接部Ｌとから構成されている（ｌCO2＝Ｌ＋Ｘ）。あるいは、低靱性ＣＯ2溶接部Ｘは不連続に構成されていても良く、図２（ｂ）では、ＣＯ2溶接長ｌCO2は、上記下端部から上方に向って順に、低靱性ＣＯ2溶接部Ｘ１（下端部からの距離）と高靭性ＣＯ2溶接部Ｌと低靱性ＣＯ2溶接部Ｘ２とから構成されている（ｌCO2＝Ｘ１＋Ｌ＋Ｘ２）。Ｘ１とＸ２の靱性レベルは同じである。後記する図４Ａおよび図４Ｂでは、この下端部からの距離Ｘ１ごとの関係式を示している。
【００２９】
（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。
【００３０】
その結果、下記（ａ）〜（ｃ）のパラメータ［詳細には、先願発明で規定する３つのパラメーターとは異なって、（ａ１）、（ａ２）、（ｂ１）、（ｂ２）、（ｃ）の５つのパラメーター］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（℃）、詳細には、（ａ１）高靭性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(L)および（ａ２）低靱性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(X)と、
（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）、詳細には、（ｂ１）高靭性ＣＯ2溶接部のＣＯ2溶接長Ｌ、および（ｂ２）前記低靱性ＣＯ2溶接部のＣＯ2溶接長Ｘ、
（ｃ）アッパーデッキ用鋼板のアレスト特性Ｋca（Ｎ／ｍｍ3/2）
【００３１】
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（ａ１）および（ａ２）の板厚ｔ／４部の脆性破面遷移温度vＴrs(L)およびvＴrs(X)、並びに上記（ｂ１）および（ｂ２）のＣＯ2溶接長ＬおよびＸ、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）。
【００３２】
（２０）及び（２１）式において、(ａ１)および（ａ２）で規定するハッチコーミング部の脆性破面遷移温度vＴrs(L)およびvＴrs(X)、(ｂ１)および(ｂ２)で規定するハッチコーミング部のＣＯ2溶接長ｌCO2を構成するＬおよびＸ、並びに(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）に規定する合計５つのパラメータのうち、一つのみが不明で残りが判明（既知）している場合は、当該既知のパラメータを上記（２０−１）及び（２１−１）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。
【００３３】
具体的には、（２０−１）及び（２１−１）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。
【００３４】
（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３に示す。このシステムは、上記（ａ）〜（ｃ）の合計５つのパラメータのうち、（ｃ）が不明で、残りの（ａ）と（ｂ）の４つのパラメータが既知（測定可能）の場合に適用される。
【００３５】
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(L)およびvＴrs(X)、並びに上記（ｂ）のＣＯ2溶接長ＬおよびＸ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。
【００３６】
（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）の合計５つのパラメータのうち、（ａ）または（ｂ）の合計４つのパラメータのうちいずれか一つが不明で、残りが既知（算出可能）の場合に適用される。
【００３７】
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（ｂ１）、(ｂ２)で規定するＣＯ2溶接長ＬとＸ、および上記（ａ１）、（ａ２）で規定する溶接金属におけるｔ／４位置の脆性破面遷移温度vＴrs(L)とvＴrs(X)］のいずれか一つが未定で残りが既知の場合は、Ｔ継手溶接部の脆性き裂伝播を停止するために必要な残りの条件（範囲）を決定することができる。
【００３８】
以下、図４Ａおよび図４Ｂを用い、本発明法の活用方法を説明する。
【００３９】
（図４Ａ）
上記の関係式を利用し、高靭性ＣＯ2溶接部のＣＯ2溶接長Ｌ（高靭性部の施工長さ）を決定することができる。
【００４０】
図４Ａは、ハッチコーミング部におけるＣＯ2溶接長ｌCO2＝２００ｍｍ、アッパーデッキ材のアレスト特性Ｋca：５０００Ｎ／ｍｍ3/2、ハッチコーミング部における低靭性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(X) ＝−４０℃の条件下において、下端部からの低靱性ＣＯ2溶接長の距離Ｘ１ごとに、ハッチコーミング部における高靱性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((L)と高靱性ＣＯ2溶接長Ｌ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。
【００４１】
参考のため、図４Ａの見方を説明する。例えば下端部からの低靱性ＣＯ2溶接長の距離Ｘ１＝１２０ｍｍの場合を例に挙げて説明すると、ＣＯ2溶接長ｌCO2（全長）＝２００ｍｍであるから、高低靱性ＣＯ2溶接長Ｌは、最大で８０ｍｍ（＝２００ｍｍ−１２０ｍｍ）であり、このときｌCO2は、図２（ａ）の態様となる（ｌCO2＝Ｘ１＋Ｌ）。あるいは、ｌCO2は、図２（ｂ）のように下端部から順にＸ１とＬとＸ２とから構成されていても良く（ｌCO2＝Ｘ１＋Ｌ＋Ｘ２）、この場合、Ｌは８０ｍｍ未満となる。例えば、図４Ａにおいて、Ｌ＝６０ｍｍの場合、Ｘ２＝２０ｍｍ（＝２００ｍｍ−１２０ｍｍ−６０ｍｍ）である。図４Ａでは、便宜上、Ｌ＝６０〜８０ｍｍのときのグラフのみを示している。Ｘ１＝２０ｍｍ以外のグラフ（Ｘ１＝４０ｍｍ、６０ｍｍ、８０ｍｍ、１００ｍｍ）についても同様であり、計算上有し得る全てのＬの範囲をグラフ化したものではない。
【００４２】
そして、図４Ａに示すように、各Ｘ１ごとに、vＴrs((L)−ＬのラインよりもＬが上にくるような条件で高靭性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４Ａ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高靱性ＣＯ2溶接長Ｌを決定することができる。図４Ａより、下端部からの低靱性ＣＯ2溶接長の距離Ｘ１が短くなるほど（従って、高靱性ＣＯ2溶接長Ｌは相対的に長くなる）、vＴrs((L)を高く設定でき靱性を低減できることが分かる。
【００４３】
（図４Ｂ）
上記の関係式を利用し、高靭性ＣＯ2溶接部の溶接金属に必要とされる脆性破面遷移温度を決定することができる。
【００４４】
図４Ｂは、ハッチコーミング部におけるＣＯ2溶接長ｌCO2＝２００ｍｍ、ハッチコーミング部における低靭性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(X) ＝−４０℃、下端部からの低靱性ＣＯ2溶接長の距離Ｘ１＝８０ｍｍの条件下において、高靱性ＣＯ2溶接長Ｌごとに、Ｋeffと、ハッチコーミング部における高靱性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((L)との関係を示すグラフである。ここで、Ｋeff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Ｌにおいて、Ｋeff−vＴrs((L)のラインよりもvＴrs((L)が下にくるような条件で高靱性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４Ｂ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高靭性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(L)（ｔ／４位置の値）を決定することができる。
Ｋca≧Ｋeff ・・・ （１９）
【００４５】
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。
【００４６】
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。
【００４７】
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。
【００４８】
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。
【００４９】
また、本明細書では、ＣＯ2溶接部のＣＯ2溶接長（全長）をｌCO2、高靭性ＣＯ2溶接部のＣＯ2溶接長（高靭性ＣＯ2溶接長）をＬ、低靱性ＣＯ2溶接部のＣＯ2溶接長（低靭性ＣＯ2溶接長）をＸとする。ｌCO2＝Ｌ＋Ｘである。Ｘは、例えば図２（ｂ）に代表されるように不連続に構成されていても良く、下端部からの距離をＸ１とする。図２（ｂ）において、Ｘ＝Ｘ１＋Ｘ２である。
【００５０】
また、本明細書では、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において、高靭性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をvＴrs(L)、低靱性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をvＴrs(X)とする。以下では、vＴrs(L)を、「高靭性ＣＯ2溶接部の脆性破面遷移温度」、vＴrs(X)を「低靭性ＣＯ2溶接部の脆性破面遷移温度」と呼ぶ場合がある。
【００５１】
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。
【００５２】
まず、図１（ｃ）に示す解析モデルについて、改めて説明する。
【００５３】
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。
【００５４】
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。
【００５５】
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。
【００５６】
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。
【００５７】
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。
【００５８】
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）の高靭性ＣＯ2溶接部の脆性破面遷移温度vＴrs(L)、および低靭性ＣＯ2溶接部の脆性破面遷移温度vＴrs(X)
（ｂ）ＣＯ2溶接長ｌCO2（ｍｍ）において、高靭性ＣＯ2溶接部のＣＯ2溶接長Ｌ、低靱性ＣＯ2溶接部のＣＯ2溶接長Ｘ
（ｃ）アッパーデッキ材に必要なアレスト特性Ｋca（Ｎ／ｍｍ3/2）
【００５９】
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。
【００６０】
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６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。
【００６１】
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。
【００６２】
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。
【００６３】
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。
【００６４】
上記の観点に基づき、本発明では、（ａ）高靭性ＣＯ2溶接部の脆性破面遷移温度vＴrs(L)、および低靭性ＣＯ2溶接部の脆性破面遷移温度vＴrs(X)、（ｂ）ＣＯ2溶接長ｌCO2、高靭性ＣＯ2溶接部のＣＯ2溶接長Ｌ、低靱性ＣＯ2溶接部のＣＯ2溶接長Ｘ、及び（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。定式化の手順を以下に示す。
【００６５】
〈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〉
【００６６】
（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）
【００６７】
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）
【００６８】
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）
【００６９】
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）
【００７０】
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５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）
【００７１】
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。
【００７２】
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）
【００７３】
（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）
【００７４】
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）
【００７５】
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）
【００７６】
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）
【００７７】
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(L)、vＴrs(X)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）・［｛（−９２・（Ｌ・ｔsl(L)＋Ｘ・ｔsl(X)）／（Ｌ＋Ｘ）＋３２７００）／８００｝2］2・εF2・Ｇ2／［Ｋ｛（３−ν）／（１＋ν）−１｝］2 ・・・ （１３）
【００７８】
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。
【００７９】
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(L)、vＴrs(X)及び他の既知パラメータ（ν、Ｇ、εF、Ｋ、σ0、ａ）で定式化される。
【００８０】
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。
【００８１】
（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）
【００８２】
（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）
【００８３】
（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）
【００８４】
ここで前述のｔslとvＴrsとの関係（上記（８）式）、ｌslとvＴrsとの関係（上記式（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。
【００８５】
（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）｝・［｛（−９２・ｔsl＋３２７００）／８００｝2／ｔ］・（σY1／σ0）・ｃｏｓ-1｛（ａ−２π・ｋs2・［１／（８π）・｛（−９２・ｔsl＋３２７００）／８００｝2］2・εF2・Ｇ2・／［Ｋ｛（３−ν）／（１＋ν）−１｝］2）／ａ｝］
・・・ （１７）
【００８６】
（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）｝・［｛（−９２・ｔsl＋３２７００）／８００｝2／ｔ］（σY1／σ0）・ｃｏｓ-1｛（ａ−ｌCO2）／ａ｝］
・・・ （１８）
【００８７】
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。
【００８８】
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）
【００８９】
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）式のように表される。
【００９０】
（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）｝・［｛（−９２・ｔsl＋３２７００）／８００｝2／ｔ］（σY1／σ0）・ｃｏｓ-1｛（ａ−２π・ｋs2・［１／（８π）・｛（−９２・ｔsl＋３２７００）／８００｝2］2・εF2・Ｇ2・／［Ｋ｛（３−ν）／（１＋ν）−１｝］2）／ａ｝］
・・・ （２０）
【００９１】
（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）｝・［｛（−９２・ｔsl＋３２７００）／８００｝2／ｔ］（σY1／σ0）・ｃｏｓ-1｛（ａ−ｌCO2）／ａ｝］ ・・・ （２１）
【００９２】
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）・｛（−９２・（Ｌ・vＴrs(L)＋Ｘ・vＴrs(X)）／（Ｌ＋Ｘ）＋３２７００）／８００｝2］2・εF2・Ｇ2／［Ｋ｛（３−ν）／（１＋ν）−１｝］2 ・・・ （１３）
【００９３】
また上記式（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。
【００９４】
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、高靱性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）の脆性破面遷移温度vＴrs(L)、低靱性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(X)、ＣＯ2溶接長ｌCO2、、高靱性ＣＯ2溶接部のＣＯ2溶接長Ｌ、低靱性ＣＯ2溶接部のＣＯ2溶接長Ｘ、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。
【００９５】
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。
【００９６】
（１３−１）式・・・
ｌsl＝２π・［１／（８π）・｛（−９２・（Ｌ・vＴrs(L)＋Ｘ・vＴrs(X)）／（Ｌ＋Ｘ）＋３２７００）／８００｝2］2・０．３９１６
（２０−１）式・・・
Ｋca≧７０００・［１−｛１／（２π2）｝・［｛（−９２・（Ｌ・vＴrs(L)＋Ｘ・vＴrs(X)）／（Ｌ＋Ｘ）＋３２７００）／８００｝2／ｔ］・３．１７５・ｃｏｓ-1｛（７００−２π・［１／（８π）・｛（−９２・（Ｌ・vＴrs(L)＋Ｘ・vＴrs(X)）／（Ｌ＋Ｘ）＋３２７００）／８００｝2］2・０．３９１６）／７００｝］
（２１−１）式・・・
Ｋca≧７０００・［１−｛１／（２π2）｝・［｛（−９２・（Ｌ・vＴrs(L)＋Ｘ・vＴrs(X)）／（Ｌ＋Ｘ）＋３２７００）／８００｝2／ｔ］・３．１７５・ｃｏｓ-1｛（７００−ｌCO2）／７００｝］
【００９７】
上記式（２０−１）および（２１−１）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。
【００９８】
なお、上記では、ＣＯ2溶接長（全長）ｌCO2＝Ｌ＋Ｘとして定式化を行なったが、低靱性ＣＯ2溶接長Ｘは、例えば図２（ｂ）に示すようにＸ１とＸ２から構成されていても良い（Ｘ＝Ｘ１＋Ｘ２）。その場合は、上記（２０）、（２１）、（２０−１）、（２１−１）式において、（Ｌ・vＴrs(L)＋Ｘ・vＴrs(X)）／（Ｌ＋Ｘ）を、（Ｌ・vＴrs(L)＋Ｘ１・vＴrs(X1)＋Ｘ２・vＴrs(X2)）／（Ｌ＋Ｘ１＋Ｘ２）とすれば良い（ただし、vＴrs(X1)＝vＴrs(X2)である。）。
【実施例】
【００９９】
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。
【０１００】
実施例
（実験例１〜３）
以下の実験例では、本発明によって導き出される前述した図４Ａに示すグラフに従えば、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。詳細には、ハッチコーミング部におけるＣＯ2溶接長ｌCO2、ハッチコーミング部における低靭性ＣＯ2溶接部の脆性破面遷移温度vＴrs(X)および下端部からの低靱性ＣＯ2溶接長の距離Ｘ１、アッパーデッキ材のアレスト特性Ｋcaがすべて判明している場合において、前述した図４に示すグラフ（高靱性ＣＯ2溶接部の脆性破面遷移温度vＴrs(L)と高靱性ＣＯ2溶接長Ｌのライン)よりも上にくるように高靭性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ことを実証する。
【０１０１】
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。
【０１０２】
〈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。
【０１０３】
〈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。
【０１０４】
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１〜３の試験体を作製した。実験例１〜３は、以下に示すようにＣＯ2溶接部の溶接条件［下記（３）の（イ）］が異なること以外は、すべて同じである。
（１）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
（２）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：５０００Ｎ／ｍｍ3/2
（３）溶接条件
（ア）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）
（イ）ＣＯ2溶接：合計１２層のＣＯ2溶接
ＣＯ2溶接長ｌCO2：２００ｍｍ
シールドガス：ＣＯ2
実験例１〜３における高靭性・低靱性ＣＯ2溶接部の詳細は表１を参照
（なお、合計１２層のＣＯ2溶接中、上記実施例１〜３における高靱性ＣＯ2溶
接部Ｌ、低靱性ＣＯ2溶接長部の距離Ｘ１、及び低靱性ＣＯ2溶接長部の距離
Ｘ２におけるＣＯ2溶接層はいずれも、４層である。）
【０１０５】
前述した（１３）式により、サイドリガメント部の長さｌsl＝６９〜８１ｍｍとなる。この値は、ＣＯ2溶接長ｌCO2に比べて小さいため、試験体のハッチコーミング材２の高靭性ＣＯ2溶接長Ｌの算出は、前述した（１７）式を用いて行った。
【０１０６】
その結果、図８に示すvＴrs(L)−ＬのラインよりもＬが上にくるような条件で高靭性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。一方、実験例１のＬは６０ｍｍであり、vＴrs((L)−Ｌのラインよりも下に位置しており、脆性き裂の進展を停止できないと予想される。そして予想どおり、実験例１の試験体ではき裂の進展が止まらなかった（表１の結果×）。
【０１０７】
これに対し、実験例２のＬは１００ｍｍ、実験例３のＬは４０ｍｍであり、vＴrs(L)−Ｌのラインよりも上に位置しており、脆性き裂の進展を停止できると予想される。そして予想どおり、実験例２および３の試験体ではき裂の進展を停止できた（表１の結果○）。
【０１０８】
【表１】
【符号の説明】
【０１０９】
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、前記ＣＯ2溶接部のＣＯ2溶接長の全長をｌCO2としたとき、ｌCO2は、靱性レベルがＬ＞Ｘの関係を満足する高靭性ＣＯ2溶接部のＣＯ2溶接長Ｌと低靭性ＣＯ2溶接部のＣＯ2溶接長Ｘとから構成され、ｌCO2＝Ｌ＋Ｘであり、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）を有する解析モデルに基づき、（ア）前記高靭性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）の脆性破面遷移温度vＴrs(L)および前記低靱性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(X)と、（イ）前記高靭性ＣＯ2溶接部のＣＯ2溶接長Ｌおよび前記低靱性ＣＯ2溶接部のＣＯ2溶接長Ｘと、（ウ）前記鋼板Ｂの脆性き裂伝播停止性能Ｋcaと、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、（ア）前記脆性破面遷移温度vＴrs(L)および前記脆性破面遷移温度vＴrs(X)の範囲、（イ）前記ＣＯ2溶接長Ｌおよび前記ＣＯ2溶接長Ｘの範囲、または（ウ）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（但しｌCO2＝Ｌ＋Ｘ）
（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）・｛（−９２・（Ｌ・vＴrs(L)＋Ｘ・vＴrs(X)）／（Ｌ＋Ｘ）＋３２７００）／８００｝2］2・εF2・Ｇ2／［Ｋ｛（３−ν）／（１＋ν）−１｝］2
（２０）式・・・
Ｋca≧Ｋnom・［１−｛１／（２π2）｝・［｛（−９２・（Ｌ・vＴrs(L)＋Ｘ・vＴrs(X)）／（Ｌ＋Ｘ）＋３２７００）／８００｝2／ｔ］・（σY1／σ0）・ｃｏｓ-1｛（ａ−２π・ｋs2・［１／（８π）・｛（−９２・（Ｌ・vＴrs(L)＋Ｘ・vＴrs(X)）／（Ｌ＋Ｘ）＋３２７００）／８００｝2］2・εF2・Ｇ2・／［Ｋ｛（３−ν）／（１＋ν）−１｝］2）／ａ｝］
（２１）式・・・
Ｋca≧Ｋnom・［１−｛１／（２π2）｝・［｛（−９２・（Ｌ・vＴrs(L)＋Ｘ・vＴrs(X)）／（Ｌ＋Ｘ）＋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】
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。
【００１３】
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】
【００１４】
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】
【００１５】
【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、ＣＯ2溶接部のＣＯ2溶接長ｌCO2（全長）と、高靭性ＣＯ2溶接部のＣＯ2溶接長Ｌと、低靭性ＣＯ2溶接部のＣＯ2溶接長Ｘとの関係を模式的に示す図である。
【図３】図３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４Ａ】図４Ａは、ハッチコーミング部におけるＣＯ2溶接長ｌCO2＝２００ｍｍ、アッパーデッキ材のアレスト特性Ｋca：５０００Ｎ／ｍｍ3/2、ハッチコーミング部における低靭性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(X) ＝−４０℃の条件下において、低靱性ＣＯ2溶接長Ｘ１（下端部からの距離）ごとに、ハッチコーミング部における高靱性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((L)と高靱性ＣＯ2溶接長Ｌとの関係を示すグラフである。
【図４Ｂ】図４Ｂは、ハッチコーミング部におけるＣＯ2溶接長ｌCO2＝２００ｍｍ、ハッチコーミング部における低靭性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(X) ＝−４０℃、低靱性ＣＯ2溶接長Ｘ１＝８０ｍｍの条件下において、高靱性ＣＯ2溶接長Ｌごとに、Ｋeffと、ハッチコーミング部における高靱性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((L)との関係を示すグラフである。
【図５】図５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６】図６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、実験例１〜３における、高靱性ＣＯ2溶接部の脆性破面遷移温度vＴrs((L)と高靱性ＣＯ2溶接長Ｌとの関係を示すグラフである。
【発明を実施するための形態】
【００１６】
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（本発明における鋼板Ａ）とアッパーデッキ部（本発明における鋼板Ｂ）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。
【００１７】
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、こ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、先に出願を行なった（特願２００９−１０５３５１、以下、先願発明と呼ぶ場合がある。）。
（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）
【００１８】
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、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り、下記（ｉ）または（ｉｉ）のように定式化できることが判明した。そして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ることを実証した。
【００１９】
（ｉ）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（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場合
下記（１３）で表される、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と、ＣＯ2溶接長ｌCO2の関係に基づき、
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、
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）式を利用する。
（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）／８０
０｝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。
【００２０】
（ｉｉ）上記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場合
下記（３３）で表される、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と、ＣＯ2溶接長ｌCO2の関係に基づき、
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、
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）式を利用する。
（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｝］
上記式中の各パラメメータ（ｔ、Ｋnom、σY1、ν、ｋs、Ｇ、εF、Ｋ、σ0、ａ）は、前と同じ意味である。
【００２１】
本発明者は、上記の出願後も更に検討を進めてきた。その結果、先願発明では、ＣＯ2溶接部のＣＯ2溶接長ｌCO2（全長）に亘って靱性レベルが一律に高くなるように、ＣＯ2溶接条件を一定にしたときの関係式を導き出したが、ＣＯ2溶接条件はこれに限定されず、ＣＯ2溶接条件を変えてＣＯ2溶接長ｌCO2に靱性レベルが異なる領域（ＬとＸ）が存在している場合であっても、先願発明に記載の定式化手段を利用できること；そして、このようにして導き出される関係式［本発明に規定する式（２０）および（２１）式］を活用すれば、先願発明と同様に、アッパーデッキ用鋼材側の性能およびハッチコーミング部のＣＯ2溶接条件を精度良く管理などできることを見出し、本発明を完成した。
【００２２】
すなわち、本発明は、ＣＯ2溶接長ｌCO2中、靱性が高い領域Ｌと、それよりも靱性が低い領域Ｘが混在するようにＣＯ2溶接条件を変えたことに伴い、（ア）先願発明に記載のＣＯ2溶接部のＣＯ2溶接長ｌCO2を、高靭性ＣＯ2溶接部のＣＯ2溶接長Ｌと、低靱性ＣＯ2溶接部のＣＯ2溶接長Ｘに置き換えた点(ｌCO2＝Ｌ＋Ｘ)、（イ）先願発明に記載の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を、高靭性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(L)と、低靱性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(X)に置き換えた点でのみ、先願発明と相違しており、それ以外の基本的思想（定式化のための導出方法）は、先願発明と全く同じである。
【００２３】
関係式について言えば、先願発明で規定する式（１３）、（２０）、および(２１)はそれぞれ、本発明で規定する式（１３）、（２０）、および（２１）に対応する。定式化の詳細は後に詳述する。
【００２４】
以下、本発明について詳しく説明する。
【００２５】
まず、本発明では先願発明と同様、下記（Ｉ）及び（ＩＩ）の２点を前提条件とした。
【００２６】
（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（鋼板Ａ）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。
【００２７】
なお、本発明では、ＣＯ2溶接部のＣＯ2溶接長の全長ｌCO2は、靱性レベルが異なるＬとＸとから構成されるようにＣＯ2溶接条件を変えている点で、先願発明と相違している。
【００２８】
参考のため、本発明におけるＣＯ2溶接長ｌCO2の代表的な態様を図２（ａ）および（ｂ）に示す。このうち図２（ａ）では、ＣＯ2溶接長ｌCO2は、鋼板Ａと鋼板Ｂの交差点（下端部）から上方に向って順に、低靱性ＣＯ2溶接部Ｘと高靭性ＣＯ2溶接部Ｌとから構成されている（ｌCO2＝Ｌ＋Ｘ）。あるいは、低靱性ＣＯ2溶接部Ｘは不連続に構成されていても良く、図２（ｂ）では、ＣＯ2溶接長ｌCO2は、上記下端部から上方に向って順に、低靱性ＣＯ2溶接部Ｘ１（下端部からの距離）と高靭性ＣＯ2溶接部Ｌと低靱性ＣＯ2溶接部Ｘ２とから構成されている（ｌCO2＝Ｘ１＋Ｌ＋Ｘ２）。Ｘ１とＸ２の靱性レベルは同じである。後記する図４Ａおよび図４Ｂでは、この下端部からの距離Ｘ１ごとの関係式を示している。
【００２９】
（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。
【００３０】
その結果、下記（ａ）〜（ｃ）のパラメータ［詳細には、先願発明で規定する３つのパラメーターとは異なって、（ａ１）、（ａ２）、（ｂ１）、（ｂ２）、（ｃ）の５つのパラメーター］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（℃）、詳細には、（ａ１）高靭性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(L)および（ａ２）低靱性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(X)と、
（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）、詳細には、（ｂ１）高靭性ＣＯ2溶接部のＣＯ2溶接長Ｌ、および（ｂ２）前記低靱性ＣＯ2溶接部のＣＯ2溶接長Ｘ、
（ｃ）アッパーデッキ用鋼板のアレスト特性Ｋca（Ｎ／ｍｍ3/2）
【００３１】
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（ａ１）および（ａ２）の板厚ｔ／４部の脆性破面遷移温度vＴrs(L)およびvＴrs(X)、並びに上記（ｂ１）および（ｂ２）のＣＯ2溶接長ＬおよびＸ、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）。
【００３２】
（２０）及び（２１）式において、(ａ１)および（ａ２）で規定するハッチコーミング部の脆性破面遷移温度vＴrs(L)およびvＴrs(X)、(ｂ１)および(ｂ２)で規定するハッチコーミング部のＣＯ2溶接長ｌCO2を構成するＬおよびＸ、並びに(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）に規定する合計５つのパラメータのうち、一つのみが不明で残りが判明（既知）している場合は、当該既知のパラメータを上記（２０−１）及び（２１−１）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。
【００３３】
具体的には、（２０−１）及び（２１−１）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。
【００３４】
（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３に示す。このシステムは、上記（ａ）〜（ｃ）の合計５つのパラメータのうち、（ｃ）が不明で、残りの（ａ）と（ｂ）の４つのパラメータが既知（測定可能）の場合に適用される。
【００３５】
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(L)およびvＴrs(X)、並びに上記（ｂ）のＣＯ2溶接長ＬおよびＸ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。
【００３６】
（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）の合計５つのパラメータのうち、（ａ）または（ｂ）の合計４つのパラメータのうちいずれか一つが不明で、残りが既知（算出可能）の場合に適用される。
【００３７】
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（ｂ１）、(ｂ２)で規定するＣＯ2溶接長ＬとＸ、および上記（ａ１）、（ａ２）で規定する溶接金属におけるｔ／４位置の脆性破面遷移温度vＴrs(L)とvＴrs(X)］のいずれか一つが未定で残りが既知の場合は、Ｔ継手溶接部の脆性き裂伝播を停止するために必要な残りの条件（範囲）を決定することができる。
【００３８】
以下、図４Ａおよび図４Ｂを用い、本発明法の活用方法を説明する。
【００３９】
（図４Ａ）
上記の関係式を利用し、高靭性ＣＯ2溶接部のＣＯ2溶接長Ｌ（高靭性部の施工長さ）を決定することができる。
【００４０】
図４Ａは、ハッチコーミング部におけるＣＯ2溶接長ｌCO2＝２００ｍｍ、アッパーデッキ材のアレスト特性Ｋca：５０００Ｎ／ｍｍ3/2、ハッチコーミング部における低靭性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(X) ＝−４０℃の条件下において、下端部からの低靱性ＣＯ2溶接長の距離Ｘ１ごとに、ハッチコーミング部における高靱性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((L)と高靱性ＣＯ2溶接長Ｌ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。
【００４１】
参考のため、図４Ａの見方を説明する。例えば下端部からの低靱性ＣＯ2溶接長の距離Ｘ１＝１２０ｍｍの場合を例に挙げて説明すると、ＣＯ2溶接長ｌCO2（全長）＝２００ｍｍであるから、高低靱性ＣＯ2溶接長Ｌは、最大で８０ｍｍ（＝２００ｍｍ−１２０ｍｍ）であり、このときｌCO2は、図２（ａ）の態様となる（ｌCO2＝Ｘ１＋Ｌ）。あるいは、ｌCO2は、図２（ｂ）のように下端部から順にＸ１とＬとＸ２とから構成されていても良く（ｌCO2＝Ｘ１＋Ｌ＋Ｘ２）、この場合、Ｌは８０ｍｍ未満となる。例えば、図４Ａにおいて、Ｌ＝６０ｍｍの場合、Ｘ２＝２０ｍｍ（＝２００ｍｍ−１２０ｍｍ−６０ｍｍ）である。図４Ａでは、便宜上、Ｌ＝６０〜８０ｍｍのときのグラフのみを示している。Ｘ１＝２０ｍｍ以外のグラフ（Ｘ１＝４０ｍｍ、６０ｍｍ、８０ｍｍ、１００ｍｍ）についても同様であり、計算上有し得る全てのＬの範囲をグラフ化したものではない。
【００４２】
そして、図４Ａに示すように、各Ｘ１ごとに、vＴrs((L)−ＬのラインよりもＬが上にくるような条件で高靭性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４Ａ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高靱性ＣＯ2溶接長Ｌを決定することができる。図４Ａより、下端部からの低靱性ＣＯ2溶接長の距離Ｘ１が短くなるほど（従って、高靱性ＣＯ2溶接長Ｌは相対的に長くなる）、vＴrs((L)を高く設定でき靱性を低減できることが分かる。
【００４３】
（図４Ｂ）
上記の関係式を利用し、高靭性ＣＯ2溶接部の溶接金属に必要とされる脆性破面遷移温度を決定することができる。
【００４４】
図４Ｂは、ハッチコーミング部におけるＣＯ2溶接長ｌCO2＝２００ｍｍ、ハッチコーミング部における低靭性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(X) ＝−４０℃、下端部からの低靱性ＣＯ2溶接長の距離Ｘ１＝８０ｍｍの条件下において、高靱性ＣＯ2溶接長Ｌごとに、Ｋeffと、ハッチコーミング部における高靱性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((L)との関係を示すグラフである。ここで、Ｋeff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Ｌにおいて、Ｋeff−vＴrs((L)のラインよりもvＴrs((L)が下にくるような条件で高靱性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４Ｂ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高靭性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(L)（ｔ／４位置の値）を決定することができる。
Ｋca≧Ｋeff ・・・ （１９）
【００４５】
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。
【００４６】
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。
【００４７】
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。
【００４８】
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。
【００４９】
また、本明細書では、ＣＯ2溶接部のＣＯ2溶接長（全長）をｌCO2、高靭性ＣＯ2溶接部のＣＯ2溶接長（高靭性ＣＯ2溶接長）をＬ、低靱性ＣＯ2溶接部のＣＯ2溶接長（低靭性ＣＯ2溶接長）をＸとする。ｌCO2＝Ｌ＋Ｘである。Ｘは、例えば図２（ｂ）に代表されるように不連続に構成されていても良く、下端部からの距離をＸ１とする。図２（ｂ）において、Ｘ＝Ｘ１＋Ｘ２である。
【００５０】
また、本明細書では、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において、高靭性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をvＴrs(L)、低靱性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をvＴrs(X)とする。以下では、vＴrs(L)を、「高靭性ＣＯ2溶接部の脆性破面遷移温度」、vＴrs(X)を「低靭性ＣＯ2溶接部の脆性破面遷移温度」と呼ぶ場合がある。
【００５１】
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。
【００５２】
まず、図１（ｃ）に示す解析モデルについて、改めて説明する。
【００５３】
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。
【００５４】
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。
【００５５】
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。
【００５６】
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。
【００５７】
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。
【００５８】
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）の高靭性ＣＯ2溶接部の脆性破面遷移温度vＴrs(L)、および低靭性ＣＯ2溶接部の脆性破面遷移温度vＴrs(X)
（ｂ）ＣＯ2溶接長ｌCO2（ｍｍ）において、高靭性ＣＯ2溶接部のＣＯ2溶接長Ｌ、低靱性ＣＯ2溶接部のＣＯ2溶接長Ｘ
（ｃ）アッパーデッキ材に必要なアレスト特性Ｋca（Ｎ／ｍｍ3/2）
【００５９】
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。
【００６０】
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６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。
【００６１】
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。
【００６２】
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。
【００６３】
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。
【００６４】
上記の観点に基づき、本発明では、（ａ）高靭性ＣＯ2溶接部の脆性破面遷移温度vＴrs(L)、および低靭性ＣＯ2溶接部の脆性破面遷移温度vＴrs(X)、（ｂ）ＣＯ2溶接長ｌCO2、高靭性ＣＯ2溶接部のＣＯ2溶接長Ｌ、低靱性ＣＯ2溶接部のＣＯ2溶接長Ｘ、及び（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。定式化の手順を以下に示す。
【００６５】
〈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〉
【００６６】
（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）
【００６７】
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）
【００６８】
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）
【００６９】
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）
【００７０】
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５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）
【００７１】
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。
【００７２】
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）
【００７３】
（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）
【００７４】
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）
【００７５】
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）
【００７６】
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）
【００７７】
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(L)、vＴrs(X)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）・［｛（−９２・（Ｌ・ｔsl(L)＋Ｘ・ｔsl(X)）／（Ｌ＋Ｘ）＋３２７００）／８００｝2］2・εF2・Ｇ2／［Ｋ｛（３−ν）／（１＋ν）−１｝］2 ・・・ （１３）
【００７８】
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。
【００７９】
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(L)、vＴrs(X)及び他の既知パラメータ（ν、Ｇ、εF、Ｋ、σ0、ａ）で定式化される。
【００８０】
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。
【００８１】
（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）
【００８２】
（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）
【００８３】
（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）
【００８４】
ここで前述のｔslとvＴrsとの関係（上記（８）式）、ｌslとvＴrsとの関係（上記式（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。
【００８５】
（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）｝・［｛（−９２・ｔsl＋３２７００）／８００｝2／ｔ］・（σY1／σ0）・ｃｏｓ-1｛（ａ−２π・ｋs2・［１／（８π）・｛（−９２・ｔsl＋３２７００）／８００｝2］2・εF2・Ｇ2・／［Ｋ｛（３−ν）／（１＋ν）−１｝］2）／ａ｝］
・・・ （１７）
【００８６】
（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）｝・［｛（−９２・ｔsl＋３２７００）／８００｝2／ｔ］（σY1／σ0）・ｃｏｓ-1｛（ａ−ｌCO2）／ａ｝］
・・・ （１８）
【００８７】
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。
【００８８】
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）
【００８９】
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）式のように表される。
【００９０】
（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）｝・［｛（−９２・ｔsl＋３２７００）／８００｝2／ｔ］（σY1／σ0）・ｃｏｓ-1｛（ａ−２π・ｋs2・［１／（８π）・｛（−９２・ｔsl＋３２７００）／８００｝2］2・εF2・Ｇ2・／［Ｋ｛（３−ν）／（１＋ν）−１｝］2）／ａ｝］
・・・ （２０）
【００９１】
（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）｝・［｛（−９２・ｔsl＋３２７００）／８００｝2／ｔ］（σY1／σ0）・ｃｏｓ-1｛（ａ−ｌCO2）／ａ｝］ ・・・ （２１）
【００９２】
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）・｛（−９２・（Ｌ・vＴrs(L)＋Ｘ・vＴrs(X)）／（Ｌ＋Ｘ）＋３２７００）／８００｝2］2・εF2・Ｇ2／［Ｋ｛（３−ν）／（１＋ν）−１｝］2 ・・・ （１３）
【００９３】
また上記式（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。
【００９４】
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、高靱性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）の脆性破面遷移温度vＴrs(L)、低靱性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(X)、ＣＯ2溶接長ｌCO2、、高靱性ＣＯ2溶接部のＣＯ2溶接長Ｌ、低靱性ＣＯ2溶接部のＣＯ2溶接長Ｘ、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。
【００９５】
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。
【００９６】
（１３−１）式・・・
ｌsl＝２π・［１／（８π）・｛（−９２・（Ｌ・vＴrs(L)＋Ｘ・vＴrs(X)）／（Ｌ＋Ｘ）＋３２７００）／８００｝2］2・０．３９１６
（２０−１）式・・・
Ｋca≧７０００・［１−｛１／（２π2）｝・［｛（−９２・（Ｌ・vＴrs(L)＋Ｘ・vＴrs(X)）／（Ｌ＋Ｘ）＋３２７００）／８００｝2／ｔ］・３．１７５・ｃｏｓ-1｛（７００−２π・［１／（８π）・｛（−９２・（Ｌ・vＴrs(L)＋Ｘ・vＴrs(X)）／（Ｌ＋Ｘ）＋３２７００）／８００｝2］2・０．３９１６）／７００｝］
（２１−１）式・・・
Ｋca≧７０００・［１−｛１／（２π2）｝・［｛（−９２・（Ｌ・vＴrs(L)＋Ｘ・vＴrs(X)）／（Ｌ＋Ｘ）＋３２７００）／８００｝2／ｔ］・３．１７５・ｃｏｓ-1｛（７００−ｌCO2）／７００｝］
【００９７】
上記式（２０−１）および（２１−１）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。
【００９８】
なお、上記では、ＣＯ2溶接長（全長）ｌCO2＝Ｌ＋Ｘとして定式化を行なったが、低靱性ＣＯ2溶接長Ｘは、例えば図２（ｂ）に示すようにＸ１とＸ２から構成されていても良い（Ｘ＝Ｘ１＋Ｘ２）。その場合は、上記（２０）、（２１）、（２０−１）、（２１−１）式において、（Ｌ・vＴrs(L)＋Ｘ・vＴrs(X)）／（Ｌ＋Ｘ）を、（Ｌ・vＴrs(L)＋Ｘ１・vＴrs(X1)＋Ｘ２・vＴrs(X2)）／（Ｌ＋Ｘ１＋Ｘ２）とすれば良い（ただし、vＴrs(X1)＝vＴrs(X2)である。）。
【実施例】
【００９９】
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。
【０１００】
実施例
（実験例１〜３）
以下の実験例では、本発明によって導き出される前述した図４Ａに示すグラフに従えば、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。詳細には、ハッチコーミング部におけるＣＯ2溶接長ｌCO2、ハッチコーミング部における低靭性ＣＯ2溶接部の脆性破面遷移温度vＴrs(X)および下端部からの低靱性ＣＯ2溶接長の距離Ｘ１、アッパーデッキ材のアレスト特性Ｋcaがすべて判明している場合において、前述した図４に示すグラフ（高靱性ＣＯ2溶接部の脆性破面遷移温度vＴrs(L)と高靱性ＣＯ2溶接長Ｌのライン)よりも上にくるように高靭性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ことを実証する。
【０１０１】
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。
【０１０２】
〈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。
【０１０３】
〈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。
【０１０４】
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１〜３の試験体を作製した。実験例１〜３は、以下に示すようにＣＯ2溶接部の溶接条件［下記（３）の（イ）］が異なること以外は、すべて同じである。
（１）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
（２）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：５０００Ｎ／ｍｍ3/2
（３）溶接条件
（ア）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）
（イ）ＣＯ2溶接：合計１２層のＣＯ2溶接
ＣＯ2溶接長ｌCO2：２００ｍｍ
シールドガス：ＣＯ2
実験例１〜３における高靭性・低靱性ＣＯ2溶接部の詳細は表１を参照
（なお、合計１２層のＣＯ2溶接中、上記実施例１〜３における高靱性ＣＯ2溶
接部Ｌ、低靱性ＣＯ2溶接長部の距離Ｘ１、及び低靱性ＣＯ2溶接長部の距離
Ｘ２におけるＣＯ2溶接層はいずれも、４層である。）
【０１０５】
前述した（１３）式により、サイドリガメント部の長さｌsl＝６９〜８１ｍｍとなる。この値は、ＣＯ2溶接長ｌCO2に比べて小さいため、試験体のハッチコーミング材２の高靭性ＣＯ2溶接長Ｌの算出は、前述した（１７）式を用いて行った。
【０１０６】
その結果、図８に示すvＴrs(L)−ＬのラインよりもＬが上にくるような条件で高靭性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。一方、実験例１のＬは６０ｍｍであり、vＴrs((L)−Ｌのラインよりも下に位置しており、脆性き裂の進展を停止できないと予想される。そして予想どおり、実験例１の試験体ではき裂の進展が止まらなかった（表１の結果×）。
【０１０７】
これに対し、実験例２のＬは１００ｍｍ、実験例３のＬは４０ｍｍであり、vＴrs(L)−Ｌのラインよりも上に位置しており、脆性き裂の進展を停止できると予想される。そして予想どおり、実験例２および３の試験体ではき裂の進展を停止できた（表１の結果○）。
【０１０８】
【表１】
【符号の説明】
【０１０９】
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、前記ＣＯ2溶接部のＣＯ2溶接長の全長をｌCO2としたとき、ｌCO2は、靱性レベルがＬ＞Ｘの関係を満足する高靭性ＣＯ2溶接部のＣＯ2溶接長Ｌと低靭性ＣＯ2溶接部のＣＯ2溶接長Ｘとから構成され、ｌCO2＝Ｌ＋Ｘであり、
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）を有する解析モデルに基づき、
（ア）前記高靭性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）の脆性破面遷移温度vＴrs(L)および前記低靱性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(X)と、
（イ）前記高靭性ＣＯ2溶接部のＣＯ2溶接長Ｌおよび前記低靱性ＣＯ2溶接部のＣＯ2溶接長Ｘと、
（ウ）前記鋼板Ｂの脆性き裂伝播停止性能Ｋcaと、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、（ア）前記脆性破面遷移温度vＴrs(L)および前記脆性破面遷移温度vＴrs(X)の範囲、（イ）前記ＣＯ2溶接長Ｌおよび前記ＣＯ2溶接長Ｘの範囲、または（ウ）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（但しｌCO2＝Ｌ＋Ｘ）、
（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）・｛（−９２・（Ｌ・vＴrs(L)＋Ｘ・vＴrs(X)）／（Ｌ＋Ｘ）＋３２７００）／８００｝2］2・εF2・Ｇ2／［Ｋ｛（３−ν）／（１＋ν）−１｝］2
（２０）式・・・
Ｋca≧Ｋnom・［１−｛１／（２π2）｝・［｛（−９２・（Ｌ・vＴrs(L)＋Ｘ・vＴrs(X)）／（Ｌ＋Ｘ）＋３２７００）／８００｝2／ｔ］・（σY1／σ0）・ｃｏｓ-1｛（ａ−２π・ｋs2・［１／（８π）・｛（−９２・（Ｌ・vＴrs(L)＋Ｘ・vＴrs(X)）／（Ｌ＋Ｘ）＋３２７００）／８００｝2］2・εF2・Ｇ2・／［Ｋ｛（３−ν）／（１＋ν）−１｝］2）／ａ｝］
（２１）式・・・
Ｋca≧Ｋnom・［１−｛１／（２π2）｝・［｛（−９２・（Ｌ・vＴrs(L)＋Ｘ・vＴrs(X)）／（Ｌ＋Ｘ）＋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】
前記鋼板Ａの厚さは５０ｍｍ以上である請求項１または２に記載の品質管理方法。
【請求項４】
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１〜３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、前記ＣＯ2溶接部のＣＯ2溶接長の全長をｌCO2としたとき、ｌCO2は、靱性レベルがＬ＞Ｘの関係を満足する高靭性ＣＯ2溶接部のＣＯ2溶接長Ｌと低靭性ＣＯ2溶接部のＣＯ2溶接長Ｘとから構成され、ｌCO2＝Ｌ＋Ｘであり、
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）を有する解析モデルに基づき、
（ア）前記高靭性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）の脆性破面遷移温度vＴrs(L)および前記低靱性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(X)と、
（イ）前記高靭性ＣＯ2溶接部のＣＯ2溶接長Ｌおよび前記低靱性ＣＯ2溶接部のＣＯ2溶接長Ｘと、
（ウ）前記鋼板Ｂの脆性き裂伝播停止性能Ｋcaと、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、（ア）前記脆性破面遷移温度vＴrs(L)および前記脆性破面遷移温度vＴrs(X)の範囲、（イ）前記ＣＯ2溶接長Ｌおよび前記ＣＯ2溶接長Ｘの範囲、または（ウ）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（但しｌCO2＝Ｌ＋Ｘ）、
（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）・｛（−９２・（Ｌ・vＴrs(L)＋Ｘ・vＴrs(X)）／（Ｌ＋Ｘ）＋３２７００）／８００｝2］2・εF2・Ｇ2／［Ｋ｛（３−ν）／（１＋ν）−１｝］2
（２０）式・・・
Ｋca≧Ｋnom・［１−｛１／（２π2）｝・［｛（−９２・（Ｌ・vＴrs(L)＋Ｘ・vＴrs(X)）／（Ｌ＋Ｘ）＋３２７００）／８００｝2／ｔ］・（σY1／σ0）・ｃｏｓ-1｛（ａ−２π・ｋs2・［１／（８π）・｛（−９２・（Ｌ・vＴrs(L)＋Ｘ・vＴrs(X)）／（Ｌ＋Ｘ）＋３２７００）／８００｝2］2・εF2・Ｇ2・／［Ｋ｛（３−ν）／（１＋ν）−１｝］2）／ａ｝］
（２１）式・・・
Ｋca≧Ｋnom・［１−｛１／（２π2）｝・［｛（−９２・（Ｌ・vＴrs(L)＋Ｘ・vＴrs(X)）／（Ｌ＋Ｘ）＋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】
前記鋼板Ａの厚さは５０ｍｍ以上である請求項１または２に記載の品質管理方法。
【請求項４】
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１〜３のいずれかに記載の品質管理方法。
【図１】
【図２】
【図３】
【図４Ａ】
【図４Ｂ】
【図５】
【図６】
【図７Ａ】
【図７Ｂ】
【図８】
【図２】
【図３】
【図４Ａ】
【図４Ｂ】
【図５】
【図６】
【図７Ａ】
【図７Ｂ】
【図８】
【公開番号】特開２０１０−２７９９６３（Ｐ２０１０−２７９９６３Ａ）
【公開日】平成２２年１２月１６日（２０１０．１２．１６）
【国際特許分類】
【出願番号】特願２００９−１３３８６６（Ｐ２００９−１３３８６６）
【出願日】平成２１年６月３日（２００９．６．３）
【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１２月１６日（２０１０．１２．１６）
【国際特許分類】
【出願日】平成２１年６月３日（２００９．６．３）
【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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