(57)【要約】【課題】落重破壊特性値の予測精度を上げることにより、落重破壊特性を実測することなく落重破壊特性に優れた厚鋼板の開発効率を向上させること。【解決手段】熱影響部における旧オーステナイト粒径（ｄ）と降伏応力（σＹ）により決定される脆性破壊エネルギーと、母材表層部における降伏応力（σｙ）と脆性破面遷移温度（ｖＴｒｓ）により決定される延性破壊エネルギーとの積を少なくとも因数とする落重破壊特性評価指数（ＩＮＤＮＤＴ）を引数とし、落重破壊特性（ＮＤＴ）を戻り値とする一次関数を検量線として準備する。評価対象とする鋼材の、熱影響部における旧オーステナイト粒径（ｄ）と降伏応力（σＹ，ＨＡＺ）、母材表層部における降伏応力（σｙ）と脆性破面遷移温度（ｖＴｒｓ）を測定することにより前記落重破壊特性評価指数（ＩＮＤＮＤＴ）を求め、前記検量線に基づき落重破壊特性を求める。【選択図】なし【特許請求の範囲】
【請求項１】
溶接ビードが形成された鋼材の落重破壊特性（ＮＤＴ）の評価方法であって、
熱影響部における旧オーステナイト粒径（ｄ）と降伏応力（σＹ）により決定される脆性破壊エネルギーと、母材表層部における降伏応力（σｙ）と脆性破面遷移温度（ｖＴｒｓ）により決定される延性破壊エネルギーとの積を少なくとも因数とする落重破壊特性評価指数（ＩＮＤＮＤＴ）を引数とし、落重破壊特性（ＮＤＴ）を戻り値とする一次関数を検量線として準備するステップと、
評価対象とする鋼材の、熱影響部における旧オーステナイト粒径（ｄ）と降伏応力（σＹ，ＨＡＺ）、母材表層部における降伏応力（σｙ）と脆性破面遷移温度（ｖＴｒｓ）を測定することにより前記落重破壊特性評価指数（ＩＮＤＮＤＴ）を求めるステップと、前記検量線に基づき落重破壊特性を求めるステップを有することを特徴とする落重破壊特性の評価方法。
【請求項２】
前記落重破壊特性評価指数（ＩＮＤＮＤＴ）が下記（Ａ）式で表される請求項１に記載の落重破壊特性の評価方法。
【数１】
2011179984.tif 000008
【請求項３】
前記検量線である一次関数が下記（Ｂ）式である請求項１または２に記載の落重破壊特性の評価方法。
ＮＤＴ＝−８．４×１０−９×ＩＮＤＮＤＴ  ＋２６          ・・・（Ｂ）
【発明の詳細な説明】
【技術分野】
【０００１】
本発明は、脆性破壊特性の一つとして知られる落重破壊特性を評価する方法に関するものである。具体的には、鋼材の降伏応力等の諸実測値を用いて落重破壊特性を推定する方法に関するものである。
【背景技術】
【０００２】
大型溶接構造物に用いられる厚鋼板の分野で要求される特性として、落重破壊特性がある。落重破壊特性の測定は、試験片に対し溶接ビードを形成することにより溶接部を模擬した試験体を作製し、試験体に衝撃を加えた際に溶接ビードに導入した切り欠きが試験体の端部にまで到達しなくなる温度を特定するものである。すなわち落重破壊特性は、溶接ビードに導入した切り欠きから発生する脆性き裂の停止のしやすさを表す指標であり、いわば、試験体に対する脆性破壊抵抗である。
【０００３】
図１は、落重破壊特性を測定するための落重試験機の概要を示すものである。まず、試験台１上に、スペーサー２を介して、溶接ビード３を下側に向けた試験片４が載置される。次に、架台５に設置された重錘６を試験片４上に落下させ、大きな衝撃を与える。このとき溶接ビード３に予め設けておいた切り欠き３ａを起点とした脆性き裂の進展度合いを観察する。温度を様々に変えて試験を行うことにより、溶接ビード３に導入した切り欠き３ａが試験片４の端部にまで到達しなくなる温度を特定する。なお、脆性き裂の進展する方向の試験片４の幅は、通常、４０〜５０ｍｍである。溶接ビード３は、１８０〜２００アンペアの電流を用い、５０〜１００ｍｍ／分のスピードで、１パスで形成される。
【０００４】
落重破壊特性を実測することは、上記のような諸準備と大掛かりな試験が必要であるため、厚鋼板の開発には非常に多くの時間とコストがかかっていた。落重破壊特性を実測せず間接的に評価する方法として、低温じん性（鋼材の脆性破面遷移温度）を測定する方法もあった。これは、厚鋼板の落重破壊特性と低温じん性とが概ね比例関係にあることを利用するものであり、一般的に、落重破壊特性を向上させるためには厚鋼板の低温じん性を向上させることが有効であるとされていた。
【発明の概要】
【発明が解決しようとする課題】
【０００５】
しかし、落重破壊のメカニズムは現在のところ完全に解明されているわけでなく、落重破壊特性と低温じん性とが定量的に関連付けられていない。したがって、鋼板の落重破壊特性を正確に把握するためには、現在のところ落重破壊特性そのものを実測するしかなく、鋼板を試作するたびに落重破壊試験を実施する必要がある。落重破壊試験を行うためには、上記のように試験片へ溶接ビード３を形成し、溶接ビードへの切り欠き３ａを導入する等の諸準備を行う必要がある。さらに、１つの落重破壊特性値を決定するためには多数（通常は６本以上）の試験を行う必要があり、落重破壊特性に優れた厚鋼板の開発が効率的になされなかった。そこで本発明は、落重破壊特性値の予測精度を上げることにより、落重破壊特性を実測することなく落重破壊特性に優れた厚鋼板の開発を効率的に行うことを目的とする。
【課題を解決するための手段】
【０００６】
上記課題を解決し得た本発明の落重破壊特性の評価方法は、
溶接ビードが形成された鋼材の落重破壊特性（ＮＤＴ）の評価方法であって、
熱影響部における旧オーステナイト粒径（ｄ）と降伏応力（σＹ）により決定される脆性破壊エネルギーと、母材表層部における降伏応力（σｙ）と脆性破面遷移温度（ｖＴｒｓ）により決定される延性破壊エネルギーとの積を少なくとも因数とする落重破壊特性評価指数（ＩＮＤＮＤＴ）を引数とし、落重破壊特性（ＮＤＴ）を戻り値とする一次関数を検量線として準備するステップと、
評価対象とする鋼材の、熱影響部における旧オーステナイト粒径（ｄ）と降伏応力（σＹ，ＨＡＺ）、母材表層部における降伏応力（σｙ）と脆性破面遷移温度（ｖＴｒｓ）を測定することにより前記落重破壊特性評価指数（ＩＮＤＮＤＴ）を求めるステップと、前記検量線に基づき落重破壊特性を求めるステップを有するものである。
【０００７】
上記落重破壊特性の評価方法において、前記落重破壊特性評価指数（ＩＮＤＮＤＴ）が下記（Ａ）式で表されていてもよい。
【０００８】
【数１】
2011179984.tif 000002
【０００９】
上記落重破壊特性の評価方法において、前記検量線である一次関数が下記（Ｂ）式で表されていてもよい。
【００１０】
【数２】
2011179984.tif 000003
【発明の効果】
【００１１】
本発明は、熱影響部における脆性破壊エネルギーと、母材表層部における延性破壊エネルギーとの積を少なくとも因数とする落重破壊特性評価指数（ＩＮＤＮＤＴ）を引数とし、落重破壊特性（ＮＤＴ）を戻り値とする一次関数を検量線として用いることにより、落重破壊特性そのものを実測しなくても落重破壊特性を精度高く評価することができるものである。
【図面の簡単な説明】
【００１２】
【図１】落重破壊特性の試験機の概要を示す図である。
【図２】本発明の実施の形態における試験片の斜視図である。
【図３】図２の試験片のＡ−Ａ断面図である。
【図４】脆性破面遷移温度と破壊靭性値との相関を示すグラフである。
【図５】本発明の実施例における落重破壊特性と落重破壊特性評価指数との相関を示すグラフである。
【図６】参考例として落重破壊特性と脆性破面遷移温度との相関を示すグラフである。
【発明を実施するための形態】
【００１３】
本発明者らは、落重破壊のメカニズムを根本的に検討した結果、厚鋼板のじん性（ｖＴｒｓ）だけでなく、厚鋼板の強度（σｙ）及び厚鋼板内に存在する熱影響部（ＨＡＺ部）のじん性（ｖＴｒｓ）及び強度（σＹ，ＨＡＺ）も考慮に入れるべきであると考え、落重破壊特性評価方法及び、この方法を実現する計算式を完成させた。以下、落重破壊メカニズムと評価方法について詳しく説明する。
【００１４】
１．落重破壊メカニズムの概要
図２は、図１に示した試験片の斜視図である。図３（ａ）〜（ｃ）は、図２のＡ−Ａ断面図である。試験片４に衝撃荷重が加えられることにより、図３に示されるように溶接ビード３の溶接金属部（いわゆるデポ部）に導入した切り欠き３ａから脆性き裂７が発生し、図３（ａ）〜（ｃ）の矢印で示したように進展する。脆性き裂７の挙動を詳細に調査したところ、切り欠き３ａから発生した脆性き裂７は、溶接ビード３直下の熱影響部（ＨＡＺ部）９を進展した後、母材部を進展するが、その際に試験片４の表裏の表層部に延性破壊部（シアリップ）８が同時に形成されることがわかった。
【００１５】
鋼材を破壊させるには、試験片４に破壊エネルギーを与えることが必要であり、必要な破壊エネルギーが大きいほど、すなわち、き裂を端部まで進展させるのに必要なエネルギーが多いほど、き裂は進展しにくく、落重破壊特性に優れている。落重破壊において必要なエネルギーとしては上述の破壊のメカニズムから以下の３つが考えられる。
【００１６】
（ア）ＨＡＺ部の脆性破壊エネルギー（ＥＨＡＺ）
（イ）母材部の脆性破壊エネルギー（ＥＢＡＳＥ）
（ウ）母材表層部の延性破壊エネルギー（ＥＳＵＲＦ）
なお、いずれも、き裂が１ｍｍだけ進展するのに必要なエネルギー量である。
【００１７】
一般に、脆性破壊エネルギーは、脆性破壊挙動が高速である場合は延性破壊エネルギーに比べ非常に小さい（参考文献１：日本造船学会論文集  第１７７号（１９９５），ｐ２４３，ｆｉｇ．１０）。このことから、（ウ）母材表層部の延性破壊エネルギー（ＥＳＵＲＦ）は、必ず考慮に入れる必要がある。また、（ア）ＥＨＡＺは、き裂が発生した直後の挙動であることから、き裂進展速度が低いため、破壊エネルギーを無視できない。他方、（イ）ＥＢＡＳＥの影響度は極めて低いために無視してもよい。以上のことから、落重破壊特性に対する評価を正確かつ効率的に行うためには、（ア）ＥＨＡＺと（ウ）ＥＳＵＲＦを評価することが適切である。以下では、（ア）ＥＨＡＺおよび（ウ）ＥＳＵＲＦの各破壊エネルギーについて述べる。
【００１８】
２．ＨＡＺ部の脆性破壊エネルギー（ＥＨＡＺ）
脆性破壊によるＨＡＺ部のき裂進展の単位長さに対する脆性破壊エネルギーは下記（１）式のように表される（参考文献２：日本造船学会秋季講演会  「高速クラックの動的様相に関する研究（第６報），昭和５９年１１月，ｐ５５０，（６）式」）。
【００１９】
ＥＨＡＺ＝ＨＡＺ幅×Ｋｄ２／Ｅ      ・・・（１）
ただし、
Ｋｄ：動的破壊靱性値
Ｅ：縦弾性係数
ＨＡＺ幅：試験片に設定される溶接ビードの幅と等価。
鉄鋼材料に対しては、約１５ｍｍである。
【００２０】
ここで動的破壊靱性値Ｋｄに関しては局所破壊理論により説明でき、参考文献１中の（１０）式で下記（２）式のように定式化されている。
【００２１】
【数３】
2011179984.tif 000004
【００２２】
この引張破壊は、結晶粒のへき開破壊と粒界の延性破壊の連続であるとされている（参考文献１）。ここで、粒界の延性破壊に対する強度（応力）は、延性破壊部が多いほど高くなると考えられる。延性破壊部は粒界が多いほど多く、すなわち結晶粒径ｄが小さいほど延性破壊に対する強度は高くなると考えられる。すなわち、局部限界応力σＦは結晶粒径ｄに反比例するといえるので、下記（３）式の関係を有する。
【００２３】
σＦ∝１／ｄ      ・・・（３）
【００２４】
上記（２）式の両辺を８乗し、Ｋｄについて整理するとＫｄは下記（４）式のように定式化される。なお、Ｋｄの単位はＭＰａ・ｍｍ１／２である。
【００２５】
Ｋｄ∝２．２５×１０−３×｛１／（ｄ４・σＹ、ＨＡＺ３）｝      ・・・（４）
【００２６】
これより、上記（１）式に基づき、ＨＡＺ部の単位き裂進展に対する脆性破壊エネルギー（ＥＨＡＺ）は、下記（５）式のように表される。
【００２７】
ＥＨＡＺ∝７．５×１０−５×｛１／（ｄ８・σＹ、ＨＡＺ６）｝      ・・・（５）
【００２８】
３．母材表層部の延性破壊エネルギー（ＥＳＵＲＦ）
母材表層部にあるシアリップ部の単位き裂進展に対する破壊エネルギー（ＥＳＵＲＦ）については、シアリップ破断する単位面積（ｍｍ２）当たりの破壊エネルギーαを掛けた値として考えられる。この場合、単位き裂進展当たりにシアリップ破断する面積は、単位き裂進展当たりのシアリップの板厚方向幅（ｔｓｌ：表面からの深さ）に比例すると考えられる。また、シアリップは試験片の表裏両面において発生することから片側表面におけるシアリップ幅をｔｓｌとすると、両面では２×ｔｓｌとなる。以上より、シアリップ部の単位き裂進展に対する破壊エネルギー（ＥＳＵＲＦ）は、下記（６）式のように表される。
【００２９】
ＥＳＵＲＦ＝２×α×ｔｓｌ      ・・・（６）
ただし、
α：単位破壊エネルギー
ｔｓｌ：シアリップ幅（鋼材の深さ方向におけるシアリップ部の長さ）
【００３０】
ここでαは、高速引張破壊におけるエネルギーであり下記（７）式のように表される。
【００３１】
α＝σｙ×εＦ              ・・・（７）
ただし、
σｙ：母材表層部近傍の降伏強度
εＦ：破壊伸び（参考文献１より０．１）
【００３２】
また、シアリップ幅ｔｓｌについては、参考文献１の（１４）式から、下記（８）式のように定式化されている。
【００３３】
ｔｓｌ＝ｋｓｌ×ｒｐ      ・・・（８）
【００３４】
ｋｓｌは係数であり、参考文献１よりｋｓｌ＝２とする。
【００３５】
ｒｐは塑性域寸法［ｍｍ］であり、参考文献１の（１３）式から、下記（９）式のように表される。
ｒｐ＝１／６π×（ＫＤ（Ｂ）／σＹ１）２      ・・・（９）
ただし、
σＹ１：母材表層部近傍の高速引張変形時の降伏応力。一般的な鋼材に対し参考文献１などに示されており、８００ＭＰａとする。
【００３６】
また、ＫＤ（Ｂ）は表層部近傍の動的破壊靭性値［ＭＰａ・ｍｍ１／２（＝Ｎ／ｍｍ３／２）］である。参考文献１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、通常の破壊靭性値Ｋｃｉ（Ｂ）と同等とする。すなわち、下記（１０）式の通りである。
ＫＤ（Ｂ）＝Ｋｃｉ（Ｂ）      ・・・（１０）
【００３７】
参考文献３（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））では、下記（α）〜（γ）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。
【００３８】
Ｋci＝３．８１・σy0／９．８・ｅｘｐ｛ｋ0（１／iＴk−１／Ｔ0）｝  ・・・  （α）
ｋ0＝６．６５・iＴk−２９０  ・・・  （β）
iＴk＝（０．００３２１・σy0／９．８＋０．３９１）ｖＴｒｓ＋２．７４（ｔ）1/2＋１７．３  ・・・  （γ）
【００３９】
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。図４に示されるように、脆性破面遷移温度ｖＴｒｓと破壊靭性値Ｋｃｉ（Ｂ）との間には、一次直線の相関関係が確認されている。したがって、ＫＤ（Ｂ）は下記（１１）式のように計算される。
ＫＤ（Ｂ）＝Ｋｃｉ（Ｂ）＝−９２ｖＴｒｓ＋３２７００      ・・・（１１）
【００４０】
以上より、シアリップ幅ｔｓｌは、上記（８）式〜（１１）式に基づき下記（１２）式のように定式化される。
【００４１】
ｔｓｌ＝（−９２ｖＴｒｓ＋３２７００）２／（１．９２×１０６π）    ・・・（１２）
【００４２】
これより、母材表層部の単位き裂進展に対する延性破壊エネルギー（ＥＳＵＲＦ）は、上記（７）式に基づき、下記（１３）式で表される。
【００４３】
ＥＳＵＲＦ∝１０／（１．９２×１０６π）×σｙ×（−９２ｖＴｒｓ＋３２７００）２
・・・（１３）
【００４４】
４．落重破壊特性
上記２種の破壊エネルギー（ＥＨＡＺおよびＥＳＵＲＦ）を要素として落重破壊特性を定式化する場合、これらの要素を足し合わせるか、或いは掛け合わせのいずれかが考えられる。（６）式のＥＨＡＺ、（１３）式のＥＳＵＲＦは、いずれも係数の掛かったものであることから、（６）式の右辺と（１３）式の右辺を足し合わせるよりも、ＥＨＡＺとＥＳＵＲＦを掛け合わせによって定式化することが合理的である。また、ＨＡＺ部とシアリップ部とではき裂進展量に大きな差異がある。すなわち、シアリップ部の方がＨＡＺ部よりもき裂進展量が大きく、母材表層部の単位き裂進展に対する延性破壊エネルギーの影響度の方が大きくなる。種々の鋼材に対し、ＨＡＺ部の脆性き裂進展量と脆性き裂が試験片端部にまで達するときのシアリップ部のき裂進展量を比較すると、ほぼ、［ＨＡＺ部の脆性き裂進展量］：［脆性き裂が試験片端部にまで達するときのシアリップ部のき裂進展量］＝１：３０であり、これを各破壊エネルギーの寄与率（影響度）と考えることができる。以上より、落重破壊特性評価指数（ＩＮＤＮＤＴ）として下記（１４）式、（１５）式のように定式化できる。
【００４５】
ＩＮＤＮＤＴ  ∝  ＥＨＡＺ×ＥＳＵＲＦ３０   ・・・（１４）
【００４６】
【数４】
2011179984.tif 000005
【００４７】
（１５）式において、係数部分を１として標準化すると、落重破壊特性評価指数（ＩＮＤＮＤＴ）として、次式が得られる。
【００４８】
【数５】
2011179984.tif 000006
【００４９】
以上のことより、熱影響部における旧オーステナイト粒径（ｄ）と降伏応力（σＹ）により決定される脆性破壊エネルギーと、母材表層部における降伏応力（σｙ）と脆性破面遷移温度（ｖＴｒｓ）により決定される延性破壊エネルギーとの積を少なくとも因数とする落重破壊特性評価指数（ＩＮＤＮＤＴ）を引数とし、落重破壊特性（ＮＤＴ）を戻り値とする一次関数（ＮＤＴ＝ａ×ＩＮＤＮＤＴ＋ｂ；ただし、ａ，ｂは定数）を検量線として準備すれば、上記（Ａ）式中のｄ、σＹ，ＨＡＺ、σｙ、ｖＴｒｓを測定することにより落重破壊特性評価指数（ＩＮＤＮＤＴ）を求め、検量線に基づき落重破壊特性を予測することが可能である。
【００５０】
上記の検量線は、一般の鋼板に広く用いることができるが、鋼材の引張強度（ＴＳ）の範囲を好ましくは５５０ＭＰａ以上（より好ましくは６００ＭＰａ以上、さらに好ましくは６５０ＭＰａ以上）、１０００ＭＰａ以下（より好ましくは９００ＭＰａ以下）とする。或いは、脆性破面遷移温度（ｖＴｒｓ）の範囲を好ましくはマイナス９０℃以上（より好ましくはマイナス８５℃以上）、マイナス１０℃以下（より好ましくはマイナス１５℃以下）とする。
【実施例】
【００５１】
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。
【００５２】
（実施例）
ここでは、下記表１に示す９鋼材（鋼種Ａ〜Ｉ：ＪＩＳ規格ＳＭ５７０に準拠）に対して、前述の落重破壊試験を行い、提案する評価式との対応を検証する。落重破壊試験は、板厚６０ｍｍ以上の厚鋼板のｔ／４部より板厚１５ｍｍの試験片Ａを切り出した。
【００５３】
【表１】
2011179984.tif 000007
【００５４】
なお、表１におけるＹＰ（降伏強度）、ＴＳ（引張強度）、ｖＴｒｓ（脆性破面遷移温度）、ｄ（旧オーステナイト結晶粒径）の測定方法は、それぞれ下記規格に基づいた。
【００５５】
ＹＰ、ＴＳ：ＪＩＳ  Ｚ  ２２４１  （試験片：ＪＩＳ  Ｚ  ２２０１  ５号試験片）
ｖＴｒｓ：ＪＩＳ  Ｚ  ２２４２  附属書Ｄ
旧オーステナイト結晶粒径：ＪＩＳ  Ｇ  ０５５１  附属書Ｃ
【００５６】
表１のように、試験片Ａの表層部（試験片Ａの表層から２ｍｍの位置）における降伏応力（σｙ）と脆性破面遷移温度（ｖＴｒｓ）を実測した。また、熱影響部における旧オーステナイト粒径（ｄ）と降伏応力（σＹ，ＨＡＺ）を調べるため、試験片Ａとは別に、試験片Ａと同じ熱履歴を有する鋼材に溶接による熱履歴（最高加熱温度：１２００℃で５秒間、１２００℃から室温までの冷却時間：１００秒）をさらに加えた鋼材の試験片Ｂを作製して実測した。得られた値を各々式（１）に代入することにより、表１のように落重破壊特性評価指数（ＩＮＤＮＤＴ）の値をそれぞれ得た。他方、これらの試験片を用いて落重破壊特性（ＮＤＴ）をＡＳＴＭ  Ｅ  ２０８に基づいて実測したので、これも併せて表１に示す。図５は、表１の計算により得られた落重破壊特性評価指数（ＩＮＤＮＤＴ）を横軸とし、実測された落重破壊特性（ＮＤＴ）を縦軸としてグラフに９点をプロットしたものである。図５より、落重破壊特性評価指数（ＩＮＤＮＤＴ）と落重破壊特性（ＮＤＴ）との間には精度の高い相関性がみられた。プロットされた９点の近くを通る直線（例えば最小二乗法による一次関数）を引くことにより、下記（Ｂ）式で表される検量線を得た。
【００５７】
ＮＤＴ＝−８．４×１０−９×ＩＮＤＮＤＴ  ＋２６            ・・・（Ｂ）
【００５８】
この（Ｂ）式を用いれば、落重破壊試験を実施することなく簡単な引張試験及び脆性破壊試験により落重破壊特性を予測・評価することができる。
【００５９】
（参考例）
一方、参考例として、従来の考えに従い母材のじん性（ｖＴｒｓ）を横軸とし、実測された落重破壊特性（ＮＤＴ）を縦軸としてグラフに９点をプロットしたグラフを図６に示す。図６から分かるように、じん性（ｖＴｒｓ）と落重破壊特性（ＮＤＴ）との相関はそれほど高くはない。以上のことから、本発明の評価方式を用いることにより落重破壊特性を精度よく予測することが可能となる。
【符号の説明】
【００６０】
１  試験台
２  スペーサー
３  溶接ビード
３ａ  切り欠き
４  試験片
５  架台
６  重錘
７  脆性き裂
８  延性破壊部（シアリップ）
９  熱影響部
【図１】
2011179984.tif 000009
【図２】
2011179984.tif 000010
【図３】
2011179984.tif 000011
【図４】
2011179984.tif 000012
【図５】
2011179984.tif 000013
【図６】
2011179984.tif 000014