JPH0331742A - 鋼の相対的ｈａｚ靭性の測定方法 - Google Patents

Abstract

(57)【要約】本公報は電子出願前の出願データであるた
め要約のデータは記録されません。

Description

【発明の詳細な説明】 （産業上の利用分野） 本発明は溶接鋼の分野に関し、より詳細には、限定して
いるわけではなく、鋼の相対的熱影響部（ＨＡＺ）の測
定方法に関する。

（従来技術） 海洋採油作業においては、海底に係留されているトラス
鋼の骨組み即ち外装とその外装の頂部に設けた甲板とか
ら成るプラットフォームは、通常、石油及び天然ガスを
掘削採取するのに用いられる。

このような海洋構造物は、その製造上の特徴として、高
い応力のかかる領域にかなりの数の溶接鋼継手が用いら
れる。これらの溶接部には小さい区域の低破壊領域靭性
、即ち、低脆化域（ＬＢＺｓ）があり、これらによって
脆性破壊に対する局部感受性が生じる。製造工業はこれ
らのＬＢＺｓによって破壊の確立が増すという事実に関
わっている。

鋼の溶接過程において、極めて高い溶接熱に起因して、
溶接部の隣接領域にＨＡＺが生じる。第１．２．３図は
、溶接金属２０、母材２２及びＨＡＺ１８から成る代表
的な溶接部の概略図である。第１図は鋼板上に溶接され
た単一バス・ビードの代表例を示す。図に示すように、
このタイプの溶接部ではＨＡＺ１８は溶着金属２０に隣
接し、粗大粒領域ＩＯ１微細粒領域１２、中間領域１４
及び亜臨界領域１６から成る。第２図で示すように、代
表的なマルチ・バス溶接部においては、各溶接バスのＨ
ＡＺ１８はオーバラップし付加的な粗大粒領域を生成す
る。その粗大粒領域は単一熱サイクル領域（ｃＧＨＡＺ
）１０．２回熱サイクル中間再加熱領域（ＩＲＣＧ）２
６及び亜臨界再加熱領域（ＳＲＣＧ）２８から成る。Ｈ
ＡＺが低靭性を示すのは、ＨＡＺ内に存在するＬＢＺｓ
による。ＨＡＺの粗大粒領域はＬＢＺｓが主に占めてい
る。ＬＢＺｓは鋼母材をその融点に近いピーク温度に加
熱する溶接熱サイクルが直接的にもたらす結果である。

ＬＢＺｓの組織学的な重要性はまだまだ工業界において
認識されていないが、多くのユーザは鋼の購入に先立っ
て、その鋼のＨＡＺＵＪ性を測定している。−殻内に低
靭性はＨＡＺの粗大粒領域において最も顕著に現われる
ことが知られている。

しかし、これらの粗大粒領域のＬＢＺｓは小さくかつ不
連続であり、その為、ＨＡＺ靭性の測定は困難である。

即ち、これらの小さい領域に対して定量的な靭性試験を
行なうのは困難である。第３図はＬＢＺ　ｓ　３０標準
Ｊち低靭性粗大粒領域が実際の溶接部においてどのよう
に位置するかを示している。代表的なＬＢＺｓの厚みは
０．２５乃至０．５報であり、高さは１．０乃至５．０
市である。

種々の鋼のＨＡＺ靭性を測定する為に、種々の試験が工
業界において一般的に行なわれている。

この試験法の１つは割れ尖端開口変位試験（ｃＴＯＤ）
であるＣＴＯＤ試験は鋼試料において疲れ割れを開始、
伝播させ、続いてその試料を最終的に破壊する。その試
験で得られるＣＴＯＤ値は、破壊に先立つ鈍角の疲れ割
れ尖端部の幅を表わし、鋼の破壊靭性を特徴づける。０
．１０　ｍｍ以下のＣＴＯＤ値は一般的に破壊に対する
抵抗が低い、即ち低靭性を示し、０．２５　ｍｍ以上の
ＣＴＯＤ値は破壊に対する抵抗が高い、即ち高靭性を示
すと考えられている。ＬＢＺｓを有する粗大粒破壊靭性
を評価する為には、疲れ割れ尖端部は粗大粒領域内で＃
結していなければならない。前述したように、これらの
領域は小さく、従って疲れ割れをその領域内に位置させ
るのは困難である。さらに、溶接方向における溶接ビー
ドのうねり及び厚み方向における溶は込み線のうねりに
よって、所望する正しい領域に疲れ割れ尖端部を位置さ
せるのは極めて困難である。また、疲れ割れが、ＨＡＺ
内の正しい位置にあったとしても、母材あるいは溶着金
属から逸脱している可能性もある。疲れ割れ尖端部の配
置の間層に対して、種々の基準、例えば、当業者には公
知の、＾ｍｅｒｉｃａｎ　Ｐｅｔｒｏｌｅｕｍ　Ｉｎ５
ｔｉｔｕｔｅＲｅｒ□＋ｍｍｅｎｄｅｄＰｒａｃｔｉｃ
ｅ２Ｚ（ＡＰＩ　　　　ＲＰ　　　　２Ｚ）、Ｅｎｇｉ
ｎｅｅｒｉｎｇ　　ａｎｄ　　Ｅｑｕｉｐｍｅｎｔ　　
Ｍａｔｅｒｉａｌ　　ＩＪｓｅｒ＾５ｓｏｃｉａｔｉｏ
ｎ　５ｔａｎｄａｒｄ　（Ｅ　Ｅ　Ｍ　Ｕ　Ａ　　１５
０　）が以下の規定を設けている。即ち、試験結果の精
度を確保するために、最小数の試料において、最小割り
合いの試料厚みに対して疲れ割れ尖端部が粗大粒領域に
あることが示されねばならない。この規定を満足させる
為に、詳細な金属組織学上の検査が少なくとも３０から
６０の溶接部に対して行なわれる必要があり、その結果
、ＣＴＯＤ試験は６ケ月以上の期間を要し、非常に費用
がかかる。

本発明の目的は、前記の問題点を解決し、鋼の購入に先
立って、鋼の相対的なＨＡＺ１１１性を測定する実用的
な方法を提供することにある。さらに本発明の目的は、
試験時間と費用を節約し、ＨＡＺ靭性を改善するのに、
鋼の化学的性質の影響と施行法を経済的に評価すること
にある。

（発明の概要） 本発明は鋼の相対的ＨＡＺ靭性を測定する方法に関する
。溶接を行なうと、鋼に種々の溶接入熱に関連するＨＡ
Ｚと熱サイクルが生じる。４つの破壊特性、即ち、全破
壊エネルギー、開始エネルギー、伝播エネルギー及び動
的破壊靭性と関連する中間遷移温度は溶接熱サイクルの
各々と関連している。試験される鋼は予知標準最大中間
遷移温度と予知標準最小ＣＴＯＤ値を有する鋼の範囲内
にある。

試験方法の第１段階において、少なくとも１つの人熱値
に対して少なくとも２つの鋼の熱サイクルを測定する。

これらの熱サイクルに基づいてその鋼を加熱、冷却して
ＨＡＺをシュミレートする。

鋼を破壊するに要する全破壊エネルギー、開始エネルギ
ー、伝播エネルギー、あるいは動的破壊靭性は複数の温
度に対して測定され、温度の関数としてプロットされる
。熱サイクルの中間遷移温度はそのプロットによって求
められ、予知標準最大中間遷移温度と比較される。もし
中間遷移温度が標準最大中間遷移温度よりも高い場合に
は、その鋼の靭性は低く、もし中間遷移温度が標準最大
中間遷移温度よりも低ければ、その鋼の靭性は高い。

ある範囲の鋼に対する標準の最大中間遷移温度は、前述
した方法により測定された各鋼に対する中間遷移温度と
、各鋼の予知標準最小ＣＴＯＤ値を互いに関連づけるこ
とによって求めることができる。

（発明の詳細な説明） 海洋プラットフォームが建造される時、例えば、約５０
ｋｓｉの最小降伏強さ及び約７０ｋｓｉの最小引張強さ
を有する高張力鋼を試験し、それらの靭性即ち対破壊性
が十分であることが確認される。溶接鋼においては、母
材、溶着金属および溶接熱影響部（ＨＡＺ）いずれもが
高靭性値を有するこよが要求される。概して母材の靭性
は十分であるが、前述したように、ＨＡＺの靭性は工業
の広い分野にふいて議論されるべき課題となっている。

本発明は鋼の相対的ＨＡＺ靭性の測定方法に関するもの
である。本発明は海洋プラットフォームの建造に使用さ
れる鋼の相対的ＨＡＺ靭性の測定に関して記述するが、
圧力容器及びパイプ・ラインの建造に使用される鋼等他
の構造物のＨＡＺ靭性の測定にも利用できる。従って、
これらの用途はすべて本発明の範囲に含まれるのは当然
である。

鋼の相対的ＨＡＺ靭性を測定する第１段階において、少
なくとも１つの溶接入熱値に対して少なくとも２つの鋼
の熱サイクルを測定する。−船釣に、熱サイクルは特殊
な溶接条件下における１（ＡＺの温度と時間の関数であ
る。測定される２つの熱サイクルはＣＧＨＡＺ及びＩ　
ＲＣＧに対する熱サイクルであることが好ましい。ＬＢ
ＺｓはＣＧＨＡＺあるいは／及びｒ　ＲＣＧに現われる
。従って、ＬＢＺｓは低い靭性を示すので、前記の２つ
の熱サイクルは所望の溶接入熱値に対して測定されるべ
きであり、これによって、鋼の相対的ＨＡＺ靭性を正確
に測定できる。第３および第４の溶接熱サイクルもまた
測定することができる。しかし、第３及び第４溶接バス
によるこれらの熱サイクルは通常鋼のＨＡＺ靭性を減少
させることはなく、従って、通常は相対的ＨＡＺ靭性の
測定に必要ではない。−度、熱サイクルは測定されると
、それらは、それらの熱サイクルに基づいて実際に溶接
される鋼において生じるＣＧＨＡＺ及びＩ　ＲＣＧを含
むＨＡＺのシュミレーションとして利用できる。

熱サイクルは当業者にとって公知の技術を用いて測定さ
れ、ＣＧＨＡＺ及びＩ　ＲＣＧの溶接温度を時間の関数
としてプロットすることによって表わされる。これらの
技術の１つは熱電対を利用し、それらの熱電対は鋼試料
に溶着線から種々の距離だけ離して穿たれた穴に挿入さ
れ、溶接棒が試料を横断する時、ＨＡＺの温度を測定す
る。いくつかの溶接変数、即ち、溶接形状、板厚、溶接
入熱、ピーク温度及び予熱温度は溶接熱サイクルの測定
において重要な因子である。−船釣に溶接入熱は単位溶
接長さ当たりの溶着部に滞積するエネルギー量の尺度で
ある。ピーク温度は溶接熱サイクルの最高温度である。

予熱温度は水素割れ即ち冷間割れを防ぐために母材を溶
接前に加熱する温度である。これらの変数は溶接方法及
び建造方法に依存する。

第４図及び第５図は海洋プラットフォーム鋼の溶接熱サ
イクルのデータをプロットしたものである。第４図にお
いて、溶接入熱を３及び５ｋｊ／ｍｍとした時の溶接熱
サイクルが比較され、これはＣＧＨＡＺのシュミレーシ
ョンに利用される。溶接入熱５ｋｊ／ｍｍの熱サイクル
は上部の曲線３２によって示され、溶接入熱３ｋｊ／ｍ
ｍの熱サイクルは下部の曲線３４によって示される。こ
れらの熱サイクルは板厚２インチ以上の鋼板上にピーク
温度１３５０℃の条件で溶接した溶着ビードに対して測
定される。第５図においてＣＧＨＡＺ及びＩ　ＲＣＧの
シュミレーションに利用される溶接入熱を３ｋｊ／ｍｍ
とした時の２つの溶接熱サイクルが比較される。ＣＧＨ
ＡＺのシュミレーションに利用される熱サイクルは、溶
接入熱３ｋｊ／ｍｍとした時の熱サイクルを示す第４図
の下部の曲線３４と同一である。同一の溶接形状及び板
厚を用いて両者の熱サイクルが測定される。第２の熱サ
イクルは第５図の下部の曲線３６で示される。

Ｉ　ＲＣＧのシュミレーションに利用される第２の熱サ
イクルのピーク温度は７７０℃で、第２の溶接バスに対
する開始温度を示す溶接バス間温度は２５０℃である。

第４図及び第５図で示される熱サイクルの測定に用いら
れる鋼は水素割れ即ち冷間割れを防ぐために９３℃で予
熱される。この温度はプラットフォーム建造時の最も一
般的な予熱温度である。

本発明の好ましい実施例において、各熱サイクルにおけ
る時間に対する測定温度のブロコトは、ピーク温度を変
化させた熱サイクルのモデル予測値と比較され、これに
よって各熱サイクルの精度を確保する。このようなモデ
ル予測値は当業者にとって公知の種々の式を使って求め
ることができる。以下に述べるように、溶接入熱の関数
として各熱サイクルの冷却時間がまたモデル予測値と比
較され、それらの熱サイクルの精度をさらに高めること
ができる。

８００℃から５００℃間における冷却時間はＨＡＺの金
相学的顕微鏡組織即ちＨＡＺ靭性に影響を及ぼす。第６
図はこのような比較を示す。

８００℃から５００℃間において測定された冷却時間は
１インチ及び２インキ厚の鋼板の各々に対して溶接入熱
の関数としてプロットされる。１インチ厚鋼板に対する
データ４０は四角のマークでプロットされ、２インキ厚
鋼板に対するデータ３８は丸のマークでプロットされる
。厚鋼板のモデルに対する冷却時間の計算値はまた溶接
入熱の関数としてプロットされ、線４２で示されている
。

図示するように、溶接入熱が約３．５　ｋ　ｊ　／ｍｍ
以下の場合は、厚鋼板モデルは１インチ及び２インチ厚
鋼板に対するデータとよく一致する。しかし、溶接入熱
が３．５　ｋ　ｊ　／ｍｍ以上になると、１インチ厚鋼
板に対するデータ４０は厚鋼板モデル４２に対して冷却
時間が著しく長くなる。従って、冷却時間は所望の鋼板
厚と冷却時間の関係に基づいて選ばれるべきで、これに
より熱サイクルの精度を高め、即ち、所望の溶接パラメ
ータに対するＨＡＺのシュミレーションを精度よく行な
うことができる。例えば、第６図において、溶接入熱５
ｋｊ／ｆｆ１ｆｆｌでの１インチ厚鋼板に対する正しい
冷却時間は約４３秒であるが、２インチ厚鋼板に対する
正しい冷却時間は３１秒である。

所望の溶接パラメータに対する溶接熱サイクルがいった
ん測定されると、ＣＧＨＡＺ及びＩＲＣＧを含むＨＡＺ
をシュミレートする為に、鋼試料はその測定された熱サ
イクルに従って力紙熱・冷却される。溶接熱サイクル・
シュミレータはこれらの領域をシュミレートするのに用
いることができる。このシュミレータの１つは市販され
ている公知のグリ−プル１５００である。所望の熱サイ
クルに従って加熱し、続いて冷却するどのような方法も
シュミレーションの精度が以下に述べるように制御され
るなら、ＨＡＺのシュミレーションに用いることができ
る。測定された熱サイクルはグリ−プル・コンピュータ
のソフトウェアで変換されシュミレーションが制御され
る。試料の寸法と形状、合金組織及びシュミレーション
領域の幅を試験要求に合致させるように変化させること
ができる。

前述したように、基幹となるＨＡＺ熱サイクルに影響を
及ぼす溶接パラメータはピーク温度、溶接入熱、予熱及
び鋼板厚である。好ましい実施例において、海洋プラッ
トフォーム鋼のＣＧＨＡＺｓ及びＩＲＣＧｓを含むＨＡ
Ｚをシュミレートするのに以下の溶接パラメータが用い
られる。ＣＧＨＡＺｓ及びＩ　ＲＣＧをシュミレートす
る時のピーク温度は、ＣＧＨＡＺｓに対して１２００℃
乃至１４５０℃、好ましくは１３５０℃であり、ＩＲＣ
Ｇに対しては６８０℃乃至８００℃、好ましくは７７０
℃である。これらのピーク温度は最悪即ち最小の靭性を
有するＨＡＺを生じ、かつ熱電対が操作不能にならない
ような温度に選択される。

溶接入熱１．５．３及び５ｋｊ／ｍｍはプラットフォー
ム建造に通常用いられ、かつＡＰＴ　　ＲＰ２Ｚに規定
されている広範囲の溶接入熱に対応するように選択され
た値である。板厚２インチ以上は海洋構造物に用いられ
る鋼板厚に相当するように選択された値である。シュミ
レートされた大きな幅のＨＡＺは小さな不連続ＬＢＺｓ
を伴う極めて小さなＨＡＺ　（例えば３乃至４叩幅）を
有する実際の溶接部において発生する疲れ割れの問題を
軽減する。

グリ−プル・シュミレータにおいて、鋼試料は２つの水
冷銅製顎部に挟持され、ＡＣ電源制御装置によって供給
される低電圧ＡＣ出力によって加熱される。好ましい実
施例において、２つの銅製顎部間の距離は１６順に設定
され、約５乃至８ｍｍ幅の均一なシュミレーション領域
を確保できる。

顎部間隔は広いシュミレーション領域を生じるに十分な
だけ広く、そして熱サイクルの冷却特性の精度を確保す
るに十分なだけ狭く選択されるべきである。もし、間隔
が余り広すぎると、試料は必要な冷却程度で冷却されな
い。

各試料の温度はそれらの試料にスポット溶接された熱電
対を用いて１秒間に約１２０回測定される。測定された
グループル試料温度はシュミレータに予めプログラムさ
れた温度と比較される。試料温度とプログラムされた温
度は、データ取得システムを用いて１秒間に３０回測定
及び記録される。ここで、データ取得システムは、グレ
ープル・シュミレータによって自動的に誘発され、そし
てプログラムされ、監視装置に基幹変数うをプロットし
各シュミレーションの終了時には試験レポートを印刷す
るシステムである。そのレポートは主要な変数及び試験
プロットのすべてを要約し、文書とし、各ＨＡＺシコミ
レーションの品質管理を行なう。測定されたピーク温度
及び測定された冷却温度が予めプログラムされた溶接温
度と±１５℃異なっている場合はその試料を排除するこ
とによって精度が調整される。

好ましい実施例において、以下に述べるように、試料の
硬度が測定され、また試料の顕微鏡組織が検査され、こ
れにより、シュミレートされたＨＡＺｓは実際の溶接部
に現われる顕微鏡組織を正確に反映する。当業者にとっ
ては公知であるが、ＨＡＺの硬度はマイクロ・ヴイカー
ス硬さ測定法によって測定され、他の硬さ数及び引張強
度に換算される。シュミレートされた試料と対応する溶
接鋼板における各々のマイクロ・ヴイカース硬度を比較
することにより、シュミレーション領域の均一性と精度
を確保することができる。さらにシュミレーション領域
の均一性と精度を確保するには、光学的、走査電子及び
透過電子顕微鏡検査によって、シュミレートされた試料
と対応する溶接鋼板における各々の結晶粒度及び微細構
造成分を比較する。

ＣＧＨＡＺ及びＩ　ＲＣＧを含むＨＡＺが所望の溶接パ
ラメータに対してシュミレートされたら、鋼のＨＡＺ靭
性を測定する次の段階において、複数の試験温度におい
て鋼を破壊するに必要な全破壊エネルギーを測定する。

これらの破壊エネルギーは各試料に計装予備割れシャル
ピー試験（ＩＰＣ）を行なうことにより測定される。全
破壊エネルギーだけではなく、開始エネルギー、伝播エ
ネルギー及び動的破壊靭性を含む３つの破壊特性のいず
れもが測定され、これにより、鋼のＨＡＺ靭性を測定で
きる。−船釣に、全破壊エネルギーは特定の温度におけ
る試料を破壊するに必要な全エネルギーである。さらに
、開始エネルギーは破壊を開始するに必要なエネルギー
であり、伝播エネルギーは破壊を伝播するに必要なエネ
ルギーである。

以下にＩＰＣ試験法について述べるが、この試験法は３
つの破壊特性のいずれかを測定するよりも鋼を破壊する
に必要な全破壊エネルギーを測定する方法である。しか
し、この方法は全破壊エネルギーの測定に限定されるも
のではなく、３つの破壊特性のいずれかを測定すること
もできる。

ＩＰＣ試験方法は、中性衝撃による脆化傾向のある原子
力格納容器に用いられる原子力用鋼の動的破壊靭性を測
定する為に、核産業において発展してきた。ＩＰＣ試験
は低温あるいは極低温下での耐破壊性材料を開発するこ
とを目的として航空機及び宇宙産業にも用いられてきた
。ＩＰＣ試験は疲れ割れのある試料を用い、従って、以
下に述べるように、Ｖノツチのある試料を用いる標準の
シャルピー試験に比べて感度が高い。■ノツチは切れ込
みが鈍く、その結果として生じる応力集中は、疲れ割れ
のある試料に生じる応力集中よりも低く、またその幅が
広い。従って、疲れ割れのある試料は、■ノツチのある
試料よりも、例えば、ＬＢＺｓ等のような局部的脆化を
検出するに好適である。ＩＰＣ試験はシャルピーＶノツ
チ試験にいくつかの付加的な長所を与え、その試験は、
他の破壊特性、即ち、破壊の開始エネルギー、伝播エネ
ルギー及び動的破壊靭性を測定する手段から成る。ＩＰ
Ｃ試験はまたＣＴＯＤ試験に対して、データのばらつき
を少なくし、試料寸法、試験時間及び費用を削減すると
いう点において長所を有する。

好ましい実施例において、海洋プラットフォーム鋼を破
壊させるに要する全破壊エネルギーは、少なくとも同一
鋼種から成る１２個の試料に対して試験を行ない、各試
料は一１５０下乃至３００下の温度範囲にある複数のＩ
ＰＣ試験温度に対して同一のシュミレートされたＨＡＺ
ｓを有する。

ＩＰＣ試験を行なうのに、各試料を好ましくはシャルピ
ー寸法（ｌＯＸ１０Ｘ５５ｍｍ＞に加工し、狭い幅、好
ましくは約０．００５インチ幅のノツチを刻み、このノ
ツチが予備疲れ割れを開始するのに利用される。この予
備疲れ割れは、＾ｍｅｒｉｃａｎ　５ｏ−ｃｉｅｔｙ　
ｆｏｒ　Ｔｅｓｔｉｎｇ　ａｎｄ　Ｍａｔｅｒｉａｌ（
ＡＳＴＭ）Ｓｔａｎｄａｒｄε３９９とおおよそ合致す
るＢｒ１ｔｉｓｈ　５ｔａｎｄａｒｄＢＳ　５７６２に
基づく自動変位制御子歯割れ生成機によって生成される
。これらの規格は破壊靭性試験に用いられる予備割れ試
料に適用される。実際の予備割れ深さは約５１１１１１
で、３点曲げ装置は、開始最大負荷を約８００ポンド及
び開始最小負荷を２５０ボンドとする。これらの変数は
同一の平面で窪みのない、即ち、過度のストレスのない
疲れ割れを生じる。さらに、これらの変数はＨＡＺをシ
ュミレートした試料に代表的には４５．０００乃至６０
０．０００の疲れサイクルを有する良好な品質の疲れ割
れを生じ、１乃至２ｍｍの最終的割れ成長間に、Ｂ５５
７６２で規定されるその応力度を越えることはない。鋼
試料の各々に予備割れを施した後、続いて複数の試験温
度に対する全破壊エネルギーを測定する為に、ＩＰＣ装
置を用いて、それらの温度で鋼試料を破壊する。使用さ
れる装置の概略図を第７図に示す。落下錘といくつかの
歪ゲージを有する計装打金が試料を打ち、Ａ　Ｓ　Ｔ　
Ｍ規格に基づいて設計されているアンビルによって２つ
の端部に拘束される。打金力センサは校正されたロード
・セルを用いて約１０．０００ポンドまでの負荷に対し
て約±７ポンドの精度で校正される。

試料を破壊するに要する荷重は、広幅（約１２５ｋＨ２
）のブリッジ平衡形動的増幅器を用いて歪ゲージの信号
を増幅し、ＨＰ波形解析器を用いて数字式に記録する。

波形解析器は０．２５乃至１０マイクロ秒、代表的には
１マイクロ秒の試料間隔を用いて１２ビツトの解像度で
１６，３８４示度を記録する。ヒユーレット・パラカー
ド・ヴエクトラ・コンピュータは波形解析変数を自動的
に設定し、落下変数、例えば、試験温度、衝撃速度、増
幅ゲイン、増幅帯域幅等に基づいて最適の設定値を選択
する。他の基幹変数は、疲れ割れ深さであり、これは各
試料に対して±０．００１インチの精度で５か所測定さ
れる。その疲れ割れ深さの平均値は、破壊試験中に生じ
る単位面積当たりの破壊エネルギーを計算しプロットす
るのに用いられる。

このエネルギーは正規化破壊エネルギーと呼ばれる。落
下錘を有する打金が試料に衝撃を与える時、その試料に
加えられるエネルギーは時間に依存する。打金において
測定される力Ｆ　（ｔ）はこのエネルギーを計算するの
に利用される。落下錘によって加えられるエネルギーは
以下の式によって計算される。

Ｅ（ｔ）＝Ｖ、１．（ｔ）＋ｇｌｔ（ｔ）−１２（ｔ）
／２Ｍ　　　　　（ｔ）ここで、Ｅ　（ｔ）は時間に依
存する、全破壊エネルギー、開始エネルギーあるいは伝
播エネルギーであり、Ｖｏは開始衝撃速度、Ｍは落下錘
の質量、そしてｇは重力加速度である。

］。　　＝　　ｆ　Ｆ（む）ｄｔ＝衝撃（２） Ｉｔ　＝　！　ｔＦ（ｔ）ｄｔ＝衝撃の第１モーメント
（３） これらの式の誘導及び動的破壊靭性を決定する式は付録
へに示す。鋼試料の破壊に要する荷重の測定に加えて、
打金の速度が衝撃時及び試料の破壊後の落下錘に取りつ
けた金属標識の通過時間を測定することによって得られ
、２つの赤外検出器によって検出される。従って全破壊
エネルギーの２つの独立した測定値を算出でき、記録さ
れるデータの信頼性を高める。全破壊エネルギーを以下
の式から求めることができる。

ここで、Ｅは全破壊エネルギー、Ｍは落下錘の質量、Ｖ
ｏは衝撃時の落下打金の速度、Ｖｌは試料が破壊した後
の落下打金の速度、Ｇは重力加速度、そしてＸ、は赤外
検出器間の距離である。この式の誘導は付録に示す。信
頼出来る正確な結果を得る為に、落下錘試験は米国陸軍
材料試験研究所から提供される校正された鋼試料に基づ
いてなされる。校正されたアルミ鋼の試料は破壊荷重の
精度を検定するのに用いられる。信頼できかつ再現性の
ある結果を与える代表的な落下変数は、落下錘が５００
ボンドで落下高さが６インチである。

標準シャルピー衝撃振り子試験機は、前述したＩＰＣ装
置よりも、予備割れのある試料の全破壊エネルギーを測
定するのに好適である。しかし、標準シャルピー振り子
試験機は破壊開始エネルギー及び破壊伝播エネルギーを
測定できず、また５ｆｔＸ１ｂ以下の全破壊エネルギー
に対して測定の感度と精度に欠けるという欠点がある。

他の欠点は、慣性効果によって生じる振動に関連して測
定が不安定なことである。シャルピー振り子衝撃試験機
は質量は小さいが高い装置であり、慣性効果を起こす蓋
然性を増加させる。ＩＰＣ装置は質量が大きく低速の装
置であり、シャルピー振り子衝撃試験機と比べて、ばら
つきの少ない良好なデータをもたらす。

ＩＰＣ試験によって得られた全破壊エネルギーは試験温
度の関数としてプロットされる。第８図はこのプロット
を示し、データは曲線４４上にある。この特定の鋼に対
して、約３０下以下の温度では、全破壊エネルギーは小
さく　（約５００１ｎｘＩｂ／１ｎ２）そしてほぼ一定
である。この低束縛エネルギーは低部棚と呼ばれ、開裂
即ち脆性破壊を表わす。それは時に線状の弾性破壊機構
と関連づけられる。約２００下以上の試験温度では、全
破壊エネルギーは大きく　　（９Ｑ　００　ｉｎＸ　１
　ｂ／ｉｎ’）そしてほぼ一定である。これを上部棚と
呼ぶ。上部棚領域の破壊は柔軟な破壊伝播を構成し、そ
の領域において、破壊面は伸長あるいは歪を伴い、明確
な剪断リップを有する。遷移域のデータは時に混合モー
ド破壊と呼ばれ、その領域において、破壊面の異なった
部分に脆性破壊成長と柔軟破壊成長を生じる。

中間遷移温度は、全破壊エネルギーが中間点にあるよう
な温度であり、試験温度に対する全破壊エネルギーのプ
ロットから求めることができる。

その中間遷移温度を正確に求める為に、少なくとも２つ
の試料が上部棚の領域においてＩＰＣ試験に供され、少
なくとも１つの試料が上部棚の領域においてＩＰＣ試験
に供され、そして６乃至８個の試料が中間領域において
ＩＰＣ試験に供される。

第８図の破線４６で示すように、この特定の曲線の中間
遷移温度は約１３２．６下である。中間遷移温度を求め
るには、データはまず最小自乗回帰による滑らかなＳ字
状曲線に適合しなければならない。そのデータの適合に
用いられる式は以下の通りである。

Ｅ＝Ａ＋Ｂ本ＴＡＮＨ［：（Ｔ−Ｔ、）／Ｃ］ここで、
Ｅは関心のある破壊特性（開始エネルギー、伝播エネル
ギー、全破壊エネルギーあるいは動的破壊靭性）のいず
れかであり、Ａ、Ｂ、Ｃ及びＴｏは回帰変数である、上
部棚エネルギー及び上部棚エネルギーは各々、（Ａ十Ｂ
）、（Ａ−Ｂ）に等しく、Ｔｏは中間遷移温度である。

遷移温度域は２Ｃに等しい。データを適合させる変数の
最適な組み合わせは、遷移温度域の破壊特性を数学的に
線形にし、最小自乗線形回帰を用いることによって得ら
れる。曲線への適合の精度及びデータのばらつき量を特
定する為に、全温度領域及び遷移温度域に亘って、統計
的な曲線適合変数、例えば標準偏差が定められる。温度
はこれらの測定において重要な変数なので、試料温度は
正確に±１Ｔ以内で測定され、攪拌温度浴で制御される
ことが重要である。

開始エネルギー、伝播エネルギー及び動的破壊靭性から
なる他の３つの破壊特性はＩＰＣ試験によって測定され
、ＩＰＣ試験温度の関数としてプロットされる。これら
のプロットは一般的に全エネルギーをプロットした曲線
に類似の曲線を示す。

中間遷移温度はこれらのプロットのいずれかによって得
ることができる。プロットの各々は概略同一の中間遷移
温度を有する。第９図は全エネルギーに関連する中間温
度に対する動的破壊測定に関連する中間遷移温度の１つ
のプロットである。第９図において破線５０はこれら２
つの破壊特性の中間遷移温度が広い温度域に亘って関連
づけられ、従って中間遷移温度ＩＰＣ試験温度に対する
４つの破壊特性のプロットのいずれか１つから得られる
ことを示す。中間遷移温度のこの相関関係は降伏強さが
５０ｋｓｉの母材でシュミレートされたＨＡＺの降伏強
さが７０乃至１００ｋｓｉの鋼に５対して適用される。

全破壊エネルギー、開始エネルギー、伝播エネルギーあ
るいは動的破壊靭性のデータが滑らかなＳ字状の曲線の
適合し、中間遷移温度が決定された後、その中間遷移温
度はある範囲にある鋼の試料が有する予知標準最大中間
遷移温度と比較される。もし中間遷移温度がその標準最
大中間遷移温度より高いと、その鋼の靭性は低い、即ち
破壊抵抗が低く、もし中間遷移温度がその標準最大中間
遷移温度より低ければ、その鋼の靭性は高い、即ち破壊
抵抗が高い。ある範囲にある鋼の試料において、最小降
伏強さ、引っ張り強さ、板厚、化学的成分、製造方法及
び製造における変数が求められる。例えば、最小降伏強
さが５０ｋｓｉ、引っ張り強さが７０乃至８０ｋｓｉそ
して板厚が２乃至３．５インチで、化学成分、製造方法
及び製造上の変数は可変とする海洋プラットフォーム鋼
に対して、標準最大中間遷移温度は約９５下である。

好ましい実施例において、材料特性がある範囲にある海
洋プラットフォーム鋼に対する標準最大中間遷移温度を
求める為に、前記の如く、溶接入熱を３．５．３／３及
び５１５ｋｊ／ｍｍとして、各鋼の中間遷移温度が求め
られる。ＩＲＣＧをシュミレートする為に用いられる２
パス溶接サイクルは３／３あるいは５１５ｋｊ／＋＋ｏ
ｎと規定される。

従って、特定の鋼に対して、中間遷移温度の４つの値が
得られ、その最大値はその鋼の最悪の状態を表わす。各
鋼に対する最大中間遷移温度は、各鋼の予知標準最小Ｃ
ＴＯＤ値と関連づけられ、標準最大遷移温度を誘導する
。

種々の溶接条件に対する最大中間遷移温度は、表１にお
いて、ＡＰＩ　　ＲＰ　　２Ｚと同様に行なわれる予備
認定ＣＴＯＤ値と比較される。溶接鋼に対する最小ＣＴ
ＯＤ値を測定するこの方法は当業者にとって公知である
。もし、０．２５　ｍｍ以下の表 ＣＴＯＤ値が２つ以上あれば、その鋼はＡＰＩの予備認
定をパスしない。前述したように、０．１０ｍｍ以下の
ＣＴＯＤ値を有する鋼はＨＡＺ靭性が低い。

表１に示される最小ＣＴＯＤ値は１０以上の試料におけ
るＣＴＯＤ値を表わす。０．１　ｍｍ以下のＣＴ［ｌＤ
値を有する試料の百分率も示されている。

表１はＬＢＺに敏感な鋼、即ち、０．１　ｍｍ以下のＣ
ＴＯＤ値を有スル鋼（ＰＳ５、ＰＳ６及びＰＳ７）はｌ
　３０　’Ｆ以上の最大遷移温度を有し、すべての予備
認定された鋼、即ち、０．２５　ｍｍ以上のＣＴＯＤ値
を有する鋼（Ｐｓｉ、ＰＳ２、ＰＳ３及びＰＳ４）は８
９″Ｆ以下の最大遷移温度を有することを示している。

従って、ある範囲にある鋼の試料に対する標準最大中間
遷移温度は約８９下から１３０下の間に存在する。

標準最大遷移温度の良好な推定値を第１Ｏ図で示す。第
１０図は、７つのプラットフォーム鋼に対するすべての
溶接条件にふける中間全エネルギー（式４におけるＡ値
）に対応する中間遷移温度の関数としてプロットしたも
のである。このようなデータの１点が第１０図の５２で
ある。鉛直線５４の右側にある領域５３の鋼は約９５°
Ｆにおける２５ｍｍ以上の高いＣＴＯＤ値を有する。そ
して、０、１　ｍｍ以下の最小ＣＴＯＤ値を有する鋼は
鉛直線５４の左側の領域５１内にある。従って、これら
のプラットフォーム鋼の標準最大中間温度は９０下乃至
１００　’Ｆ即ち約９５゛Ｆである。

鋼の相対的ＨＡＺ靭性を評価する他の許容できる技術に
おいては、まず予知標準全破壊エネルギーを第１１図に
示すようにプロットする。前述した方法を用いて、ある
範囲にある鋼に対して全破壊エネルギー曲線を得ること
ができる。全破壊エネルギー曲線（即ち温度の関数とし
てプロットされた全破壊エネルギー）は各鋼に対して溶
接入熱値を３．５．３／３及び５１５ＫＪ／紺として得
られる。

０、　ｌ　Ｏ＋ｎｍ以下のＣＴＯＤ値を有する鋼に対し
て、すべての曲線の中で、最も高い中間遷移温度を有す
る全破壊エネルギー曲線が、プロットされる。

この曲線は第１１図において曲線５６として示される。

Ｏ，ｌ　Ｏｍｍ以下のＣＴＯＤ値を有する鋼に対して、
すべての曲線の中で最も低い中間遷移温度を有する全破
壊エネルギーがまた同じ図に示される。この曲線は第１
１図において曲線５８として示される。もし、ある鋼に
対して、全破壊エネルギーが曲線５６と５８内にあれば
、その鋼は５５で示すように低いＣＴＯＤ値、従って低
いＨＡＺ靭性を有する。

０、２５　ｍ以上のＣＴＯＤ値を有する鋼に対して、す
べての曲線の中で最も低い中間遷移温度を有する全破壊
エネルギーはまた同じ図に示される。この曲線は第１１
図において６２として示される。

０、２５　ｍｍ以上のＣＴＯＤ値を有する鋼に対して、
すべての曲線の中で最も高い中間遷移温度を有する全破
壊エネルギーはまた同じ図に示される。この曲線は第１
１図において６０として示される。

もし、ある鋼に対して、全破壊エネルギー曲線が曲線６
０と６２内にあれば、その鋼は５７で示すように高いＣ
ＴＯＤ値、従って高いＨＡＺ靭性を有する。

第１１図において曲線６０及び５８はほぼ同じ上部及び
上部棚を有することは注意を要する。これら２つの標準
の曲線は各々約９０下及び１００下の中間遷移温度を有
している。従って、標準最大中間遷移温度は第１１図に
おいて破線６４で示すように約９５±５　”Ｆである。

これと同じ解析が温度の関数としてプロットされた他の
破壊特性を用いても行なうことができる。

鋼のＨＡＺ靭性を測定する本発明の方法は６週間の期間
で行なうことができ、費用を削減する。

従って、本発明は鋼のＨＡＺ靭性を測定する実用的な方
法に対する必要性を満たすことができる。

本発明は前記の保証された目的に不当に制限されるべき
ではないことは明らかである。本発明に種々の修正及び
変更を行なっても、それが特許請求の範囲で定められて
いる本発明の真の範囲から逸脱しないことは当業者にと
っては明らかである。

付　　録　　Ａ １、式１の誘導（この付録では式６ａ）落下錘の打金が
試料に衝撃を与えると、その試料に加えられるエネルギ
ーＥ　（ｔ）は時間に依存する。そのエネルギーを計算
する為に、打金において測定される力Ｆ　（ｔ）が利用
される。ニュートンの第３法則から、打金において測定
される力は試料が受ける力と大きさが同じで符号が反対
である。

落下錘によって加えられるエネルギーを計算する為に、
エネルギーを定義する。

Ｅ　（Ｘ）　＝　、ｌ’　標準Ｘ）　ｄ　ｘ　　　　　
　　　（１）ここで、Ｘは試料の変位である。変位を時
間に変換する為に、打金の瞬間速度Ｖ（ｔ）を知る必要
がある。

Ｅ（ｔ）＝、ｆ’　Ｆ（ｔ）Ｖ（ｔ）ｄ　ｔ（２ａ） ただし、 Ｖ（ｔ）＝ｄｘ／ｄｔ （２ｂ） 打金の速度は時間の関数として測定されないので、その
打金の速度を求める為に、ニュートンの運動第１法則を
解かねばならない。

Ｍｄ２ｘ／ｄｔ”＝Ｍｇ　−Ｆ　（ｔ）　　　　　　（
３）ここで、Ｍは落下錘の質量であり、ｇは重力による
加速度である。

式３を解くと、以下の通りである。

ここで、■は初期の衝撃速度である。式４と式２ａから
以下の式が導かれる。

Ｅ（ｔ）＝ 部分ごとに積分すると、式５は以下のように簡素化され
る。

Ｅ　（ｔ）　＝Ｖ、＋Ｉｏ（ｔ）＋ｇｌ　ｌ　（ｔ）−
１２（ｔ）／２Ｍ（６ａ） ただし、 １．＝　ｆ　Ｆ（ｔ）ｄｔ＝衝撃　　　　　　　（６ｂ
）！、＝　Ｊ’　ｔＦ（ｔ）ｄｔ　＝衝撃の第１モーメ
ント（６Ｃ） 打金の速度及び試料の変位もまた計算できる。

Ｖ　　（ｔ）＝Ｖ、＋ｇｔ−１，（ｔ）／Ｍ　　　　　
　　　　　　　（７）ｘ（ｊ）＝Ｖ０ｔ＋１／２ｇｔ”
　　　　１ｏ（ｔ）ｔ／Ｍ＋Ｉ　　＋　　（ｔ）／Ｍ　
　　（８）式６ａ、６ｂ、６ｃ及び８は近似されて（＋
）なし）。

２、動的破壊靭性の測定に用いられる式の誘導（この付
録では式１５） 弐６は試料に加えられた全エネルギーを計算する。この
エネルギーの殆どは試料に吸収され、破壊を生じる。し
かし、このエネルギーのシ）＜ら力１は、試料がこのエ
ネルギーをアン・ビルに伝達するので、浪費される。即
ち、エネルギーは打金１こ吸収される。機械に吸収され
るエネルギーＥ１（ま、試料に吸収されるエネルギーＥ
、を求める為に、式６から減算されねばならない。

Ｅ　、　＝　Ｅ　−Ｅ、　　　　　　　　（９）ただし
、 Ｅ　、＝　Ｐ　２［：Ｃｙ−Ｃｘｏｚｌ−−−］　／２
　　　　αＱここで、Ｐ、は最大即ちピーク荷重、Ｃ７
は全システム・コンプライアンス、Ｙはヤング率＝３０
Ｘ１０６ｐｓｉ、Ｂは試料厚み＝０．３９４、そしてＣ
，ＩＩ］は無次元試料コンプライアンス−割れ深さ、ａ
／ｗ＝０．５に対して５６．７５である。

全システム・コンプライアンスは動的荷重データから計
算することができる。

Ｃｒ”　ｔ＋　（Ｖｏ／Ｐ＋−ｇｔ＋／４Ｗ）　　　　
　　　　（１，１ａ）ここで、Ｐｌは試料の一般的な降
伏荷重であり、Ｔ、は降伏が生じる時間である。最初の
項は次の項より常にかなり大きい。従って、以下の近似
式％式％ （） 一定の割れ深さに対して、試料コンプライアンスは一定
である。

Ｃ、／１２ＹＢ＝４．００ｘ　１０−’ｆｔ／ｌｂｊの
積分値Ｊ　ＬｎＬ及び降伏応力σアもまた計算できる。

Ｊ　＋ｎｔ＝１２Ｅ　ｔＣＦ　（ａ／ｗ）／ｂｅ　　　
　　　Ｇ２）σア＝２．８５ｘｌＯ−３Ｐ、Ｗ／Ｂｂ”
　　　　　　α■ここで、Ｅ　ｉｃは訂正された開始エ
ネルギー、Ｂは試料幅、そしてＢは割れのない靭帯部の
幅である。変形応力σ、及び動的破壊靭性Ｋ　ｌｄもま
た計算できる。

σｒ＝２．８５Ｘ　１Ｏ−３（Ｐ　＋＋Ｐ−）Ｗ／２Ｂ
ｂ’　　　　　Ｇ４）ここで、試験条件す及びａ〉２５
Ｉ、ＩＴ７σ、が式１５に適用される。

３、式４の誘導（付録では式１６） 衝撃時の落下錘の速度をｖｏ、そして試料の破壊後の速
度Ｖ、とすると、衝撃中に吸収されるエネルギーを計算
する為に、エネルギー保存の法則を利用することができ
る。

Ｅ　＝Ｍ（Ｖ２−　Ｖ２）／２　＋　ｕｇｘｄ　　　　
　　　（ＩＥ＋ここで、ｘｄは赤外検出器間の距離であ
り、重力速度ｇは３２．１２９１　ｆｔ／５ｅｃ２であ
る。式１６において計算されるエネルギーの精度δＥは
以下の式で評価される。

δＥ　＝Ｍ　（Ｖ、−Ｖ、）Ｖ、（δＶ／Ｖｏ）　　　
　　　　ＱＴ）ここで、δＶ／Ｖ、は速度測定値の精度
である。

速度測定値の精度はＩＲ赤外検出器ビーム幅における不
確定性によってのみ制限され、±１％以内に校正される
。従って、赤外検出器はエネルギーを±０．４　ｆｔ−
１ｂ以内の精度で測定できる。

【図面の簡単な説明】

本発明の長所は以下の詳細な説明及び添付図面を参照し
てより理解されるであろう。 第１図は、鋼板上の単１パス・ビードにおける種々のＨ
ＡＺ領域を示す。 第２図は、マルチパス・ビードにおける種々のＨＡＺ領
域を示す。 第３図は、ルマチパス溶接部におけるＬＢＺ　ｓの配置
と相対的な大きさを示す。 第４図は、ＣＧＨＡＺをシュミレートするのに用いられ
る溶接入熱値を３及び５ｋｊ／ｍｍとする溶接熱サイク
ルである。 第５図は、ＩＲＣＧをシュミレートするのに用いられる
溶接入熱値を３／３ｋｊ／ｎ＋ｍとする第１及び第２熱
サイクルである。 第６図は、溶接入熱値の関数としてプロットされた、２
つの板厚に対する測定による冷却時間及び厚板モデルに
対する計算による冷却時間を示す。 第７図は、本発明の実施例において用いられる計装予備
割れチャルビー装置を示す。 第８図は、温度の関数としてプロットされた、溶接入熱
値を５ｋｊ／ｍｍとする項の全破壊エネルギーを示す。 第９図は、全破壊エネルギーに対する中間遷移温度の関
数としてプロットされた動的破壊靭性に対する中間遷移
温度を示す。 第１０図は、中間遷移温度の関数としてブ０７トされた
中間遷移温度を示す。 第１１図は、いくつかの鋼の種々の溶接人力に対して、
温度の関数としてプロットされた全エネルギーを示す。 標準Ｇ、　／ 標準Ｇ、　２ 標準Ｇ、　３ 標準Ｇ、　５ 溶接入熱ｉｋＪ／ｍｍ） 標準Ｇ、　６ 温度［°Ｆ］ Ｆｌに、＃ 全エネルギ 温度［°Ｆ］

Claims (1)

1. 【特許請求の範囲】 １、鋼の相対的靭性を測定する方法であって、前記鋼が
   、熱影響部、種々の溶接入熱値に関連する熱サイクル及
   び前記熱サイクルの各々に対する４つの破壊特性に関連
   する中間遷移温度を有し、また前記鋼が、予知最大中間
   遷移温度及び予知最小割れ尖端開口変位値を有するある
   範囲の鋼に含まれる前記方法において、 （ａ）前記溶接入熱値の少なくとも１つの値に対して前
   記鋼の少なくとも２つの熱サイクルを測定するステップ
   と、 （ｂ）前記熱影響部をシュミレートするのに、前記熱サ
   イクルに基づいて前記鋼を加熱冷却するステップと、 （ｃ）前記４つの破壊特性の少なくとも１つに対して前
   記中間遷移温度を測定するステップと、（ｄ）前記中間
   遷移温度を標準最大中間遷移温度と比較し、もし、前記
   中間遷移温度が前記標準最大中間遷移温度より高ければ
   、前記鋼の靭性は低く、若し前記中間遷移温度が前記最
   大遷移温度より低ければ、前記鋼の靭性は高いことを判
   定するステップとから成ることを特徴とする方法。 ２、前記の範囲にある鋼に対する予知標準最大中間遷移
   温度が、 （ａ）前記の範囲にある鋼に含まれる前記の各鋼に対し
   て請求項１のステップ（ａ）乃至（ｃ）を行なうステッ
   プと、 （ｂ）前記の各鋼に対する前記中間遷移温度と前記各鋼
   に対する予知標準ＣＴＯＤ値を関連づけ、それにより前
   記の範囲にある鋼に対する前記標準最大中間遷移温度を
   誘導するステップとによって決定されることを特徴とす
   る請求項１記載の方法。