(57)【特許請求の範囲】
【請求項１】
鋼材のアレスト性能評価方法であって、
対象鋼材を使用するにあたっての設計要件から決められる設計応力（σ０）、設定温度（Ｔ０）におけるき裂進展駆動力をＫ０、前記対象鋼材の板厚中央部近傍のき裂進展に対する抵抗をＫｄ、前記対象鋼材の表層に発生する延性破壊（シアリップ）によるき裂進展に対する抵抗をＫ０・ｒとしたとき、Ｔ０におけるき裂停止の条件を、Ｋ０＝Ｋｄ＋Ｋ０・ｒと設定し、
ｒを、前記対象鋼材の板厚ｔ、室温での降伏応力σｙ０、シアリップ幅と塑性域寸法の比ｋｓｌ、Ｔ０における前記対象鋼材の表層近傍の高速引張変形時の降伏応力σＹ１、前記対象鋼材に進展するき裂長さａ、サイドリガメント長さｌｓｌ、及びシャルピー衝撃試験によって求まる前記対象鋼材の表層近傍における脆性破面遷移温度ｖＴｒｓによって計算し、
Ｋｄを、Ｔ０における前記対象鋼材の板厚中央部近傍の高速引張変形時の降伏応力σＹ２、及びシャルピー衝撃試験によって求まる前記対象鋼材の板厚中央部近傍における脆性破面遷移温度ｖＴｒｓによって計算し、
ｒとＫｄの計算結果から求められたＫ０の値によって前記対象鋼材のアレスト性能を評価することを特徴とする鋼材のアレスト性能評価方法。
【請求項２】
鋼材のアレスト性能評価方法であって、
対象鋼材を使用するにあたっての設計要件から決められる設計応力（σ０）、設定温度（Ｔ０）におけるき裂進展駆動力をＫ０、前記対象鋼材の板厚中央部近傍のき裂進展に対する抵抗をＫｄ、前記対象鋼材の表層に発生する延性破壊（シアリップ）によるき裂進展に対する抵抗をＫ０・ｒとしたとき、Ｔ０におけるき裂停止の条件を、Ｋ０＝Ｋｄ＋Ｋ０・ｒと設定し、
ｒを、前記対象鋼材の板厚ｔ、室温での降伏応力σｙ０、シアリップ幅と塑性域寸法の比ｋｓｌ、Ｔ０における前記対象鋼材の表層近傍の高速引張変形時の降伏応力σＹ１、前記対象鋼材に進展するき裂長さａ、サイドリガメント長さｌｓｌ、及びシャルピー衝撃試験によって求まる前記対象鋼材の表層近傍における脆性破面遷移温度ｖＴｒｓによって計算し、
Ｋｄを、Ｔ０における前記対象鋼材の板厚中央部近傍の高速引張変形時の降伏応力σＹ２、及びシャルピー衝撃試験によって求まる前記対象鋼材の板厚中央部近傍における脆性破面遷移温度ｖＴｒｓによって計算し、
ｒとＫｄの計算結果からＫ０の値を求め、
あらかじめ前記対象鋼材と同等の強度を有する鋼材において調べられている設定温度（Ｔ０）におけるき裂進展駆動力Ｋ０の値とＥＳＳＯ試験によって求められているアレスト特性評価パラメータＫｃａの値との相関Ｋ０−Ｋｃａから、Ｋ０の値をＫｃａの値に換算することによって前記対象鋼材のアレスト性能を評価することを特徴とする鋼材のアレスト性能評価方法。  
【発明の詳細な説明】
【技術分野】
【０００１】
本発明は、鋼材の脆性き裂を停止させる特性（アレスト特性）の評価方法に関するものである。特には、従来の評価パラメータであるＫｃａの代替として、鋼材の表層部近傍および板厚中央部の材料特性を考慮に入れた新たな評価パラメータを用いた評価方法に関するものである。
【背景技術】
【０００２】
近年、コンテナ船は大型化が進んでおり使用される鋼板も厚肉化・高強度化が進んでいる。船体構造では脆性破壊を発生させないよう、材料選定から検査にいたるまで細心の注意が払われている。しかし、万一脆性き裂が発生した場合、き裂が停止せずに船体に致命的な損傷をもたらす危険性がある。一方、一旦発生した脆性き裂も、特別な特性を有する材料に進展すればき裂停止させることができ、そのような材料を構造として配すことにより、万一脆性き裂が発生したとしてもき裂停止させることができる。このような脆性き裂を停止させる特性をアレスト特性と呼び、評価パラメータはＫｃａと表される。船舶の安全性を高めるためには高いＫｃａが必要であり、今後はＫｃａを保障した鋼材が必要とされる。
【０００３】
Ｋｃａは温度毎に求められるパラメータであり、通常ＥＳＳＯ試験により求められる。ＥＳＳＯ試験の概要を以下に示す。
（１）ある鋼材に対し上部にノッチを設けた試験体を製作し、その試験体を冷却して上部が低温となるように温度勾配を設定する。
（２）試験体の両端に応力がσ１となるように荷重を加える。
（３）ノッチ部分にくさびを設置し、落錘等で衝撃荷重を加える。
（４）ノッチから脆性き裂が発生する。
（５）脆性き裂は進展するがある温度条件において停止する。
（６）このときの温度Ｔ１、き裂長さａ１を測定する。
（７）σ１とａ１からＫ値（Ｋ１＝σ１（π・ａ１）１／２）を計算する。
（８）Ｋ１とＴ１をグラフにプロットする。
（９）上記（１）〜（８）の実験・評価を、いくつかのσ条件（σｉ）で実施する。
（１０）（Ｋｉ（＝σｉ（π・ａｉ）１／２、Ｔｉ）が数点プロットされる。
（１１）船舶で用いられる設計温度（例えば−１０℃）のときのＫ値を、グラフから内挿する。
（１２）内挿により求められたＫ値がその鋼材の−１０℃でのＫｃａと評価される。
【０００４】
上記の通り、Ｋｃａを求めるためには煩雑な実験が必要となり、鋼材の出荷保証法としては適していない。この様な状況から、Ｋｃａをより簡便に評価できる評価手法が求められている。
【０００５】
Ｋｃａに関しては従来よりシャルピー試験結果を用いた評価が行われており、提案式もいくつか提案されており、非特許文献１では従来は簡易評価法としてｔ／４位置の脆性破面遷移温度ｖＴｒｓを用いた式が提案されている（非特許文献１）。
【０００６】
しかし、板厚内部においては材料特性に分布があり、特に近年のように材料の厚肉化が進むにつれ板厚中央部と板厚表層部近傍の材料特性の関係は全く異なる傾向を示すことが多くなる。例えば、ｖＴｒｓに代表される破壊靭性は、圧延時の冷却時間が比較的短い表層部は高靭性で、冷却時間が比較的長い板厚中央部は低靭性となる傾向があり、この傾向は厚肉化が進むにつれ高くなる。アレスト性能には板厚全体の破壊靭性特性が影響を及ぼすと考えられ、これをｔ／４部の破壊靭性特性のみで代表させることは困難である。しかし、板厚方向の材料特性分布を考慮したＫｃａ代替評価パラメータは現状では提案されていない。
【０００７】
【非特許文献１】低温用圧延鋼板判定基準、日本溶接協会、ＷＥＳ３００３−１９９５
【非特許文献２】圧力技術、Ｖｏｌ．３１、Ｎｏ．２（１９９３）、ｐ２
【非特許文献３】日本造船学会論文集、Ｖｏｌ．１７７（１９９５）、ｐ２４３
【非特許文献４】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）、ｐ．３２
【非特許文献５】日本船舶海洋工学会講演論文集、Ｖｏｌ．３（２００６）、ｐ．３５９
【非特許文献６】熱処理、Ｖｏｌ．４７、Ｎｏ．２（２００７）、ｐ．６６
【発明の開示】
【発明が解決しようとする課題】
【０００８】
現状のように、Ｋｃａをｔ／４のｖＴｒｓで整理し続けると、特に厚肉化が顕著となった場合においてＫｃａの評価精度が著しく低下することが懸念され、鋼材のＫｃａを保証するうえで大いに不都合である。本発明は、この様な状況に鑑み、鋼材の板厚方向の破壊靭性の分布を考慮に入れることにより、ばらつきを抑制できると共に、従来のＥＳＳＯ試験よりも簡便な評価方法を提供することを課題とするものである。
【課題を解決するための手段】
【０００９】
請求項１記載の発明は、鋼材のアレスト性能評価方法であって、対象鋼材を使用するにあたっての設計要件から決められる設計応力（σ０）、設定温度（Ｔ０）におけるき裂進展駆動力をＫ０、前記対象鋼材の板厚中央部近傍のき裂進展に対する抵抗をＫｄ、前記対象鋼材の表層に発生する延性破壊（シアリップ）によるき裂進展に対する抵抗をＫ０・ｒとしたとき、Ｔ０におけるき裂停止の条件を、Ｋ０＝Ｋｄ＋Ｋ０・ｒと設定し、ｒを、前記対象鋼材の板厚ｔ、室温での降伏応力σｙ０、シアリップ幅と塑性域寸法の比ｋｓｌ、Ｔ０における前記対象鋼材の表層近傍の高速引張変形時の降伏応力σＹ１、前記対象鋼材に進展するき裂長さａ、サイドリガメント長さｌｓｌ、及びシャルピー衝撃試験によって求まる前記対象鋼材の表層近傍における脆性破面遷移温度ｖＴｒｓによって計算し、Ｋｄを、Ｔ０における前記対象鋼材の板厚中央部近傍の高速引張変形時の降伏応力σＹ２、及びシャルピー衝撃試験によって求まる前記対象鋼材の板厚中央部近傍における脆性破面遷移温度ｖＴｒｓによって計算し、ｒとＫｄの計算結果から求められたＫ０の値によって前記対象鋼材のアレスト性能を評価することを特徴とする鋼材のアレスト性能評価方法である。
【００１０】
請求項２記載の発明は、鋼材のアレスト性能評価方法であって、対象鋼材を使用するにあたっての設計要件から決められる設計応力（σ０）、設定温度（Ｔ０）におけるき裂進展駆動力をＫ０、前記対象鋼材の板厚中央部近傍のき裂進展に対する抵抗をＫｄ、前記対象鋼材の表層に発生する延性破壊（シアリップ）によるき裂進展に対する抵抗をＫ０・ｒとしたとき、Ｔ０におけるき裂停止の条件を、Ｋ０＝Ｋｄ＋Ｋ０・ｒと設定し、ｒを、前記対象鋼材の板厚ｔ、室温での降伏応力σｙ０、シアリップ幅と塑性域寸法の比ｋｓｌ、Ｔ０における前記対象鋼材の表層近傍の高速引張変形時の降伏応力σＹ１、前記対象鋼材に進展するき裂長さａ、サイドリガメント長さｌｓｌ、及びシャルピー衝撃試験によって求まる前記対象鋼材の表層近傍における脆性破面遷移温度ｖＴｒｓによって計算し、Ｋｄを、Ｔ０における前記対象鋼材の板厚中央部近傍の高速引張変形時の降伏応力σＹ２、及びシャルピー衝撃試験によって求まる前記対象鋼材の板厚中央部近傍における脆性破面遷移温度ｖＴｒｓによって計算し、ｒとＫｄの計算結果からＫ０の値を求め、あらかじめ前記対象鋼材と同等の強度を有する鋼材において調べられている設定温度（Ｔ０）におけるき裂進展駆動力Ｋ０の値とＥＳＳＯ試験によって求められているアレスト特性評価パラメータＫｃａの値との相関Ｋ０−Ｋｃａから、Ｋ０の値をＫｃａの値に換算することによって前記対象鋼材のアレスト性能を評価することを特徴とする鋼材のアレスト性能評価方法である。      
【発明の効果】
【００１１】
本発明の鋼材のアレスト性能評価方法によれば、ＥＳＳＯ試験に比べて簡便で、且つ、従来のｔ／４部のｖＴｒｓのみにより整理した場合よりも精度良く、鋼材のアレスト性能を評価することができる
【発明を実施するための最良の形態】
【００１２】
以下、本発明を実施形態に基づいて更に詳細に説明する。評価方法については、図１にその手順を示す。
【００１３】
前記したＥＳＳＯ試験において、試験体に応力σ０が加わっている場合に対し、脆性き裂がある温度Ｔ０を通過するときを考える。このときのき裂進展駆動力をＫ０とする。この駆動力に対する抵抗としては、表層に発生する延性破壊（シアリップ）による抵抗Ｋｓ（なお、一般にＫｓは、Ｋ０に比例するものと考えられることからＫｓ＝Ｋ０・ｒと記載できる。）と、板厚中央部における抵抗Ｋｄの２つがある。この２種類の抵抗がき裂停止に大きな影響を与える。これら２種類の抵抗を考慮に入れることにより、板厚方向の材料特性の分布影響を考慮に入れたより精度の高いＫｃａ評価が可能となる。
【００１４】
このとき、Ｔ０において、き裂停止するためには下式が成り立つ必要がある。
Ｋ０＝Ｋｓ＋Ｋｄ＝Ｋ０・ｒ＋Ｋｄ
また、このときの駆動力Ｋ０がＴ０におけるＫｃａと対応すると考える。上式よりＫ０は以下のように表される。
Ｋ０＝Ｋｄ／（１−ｒ）
【００１５】
次に、ｒおよびＫｄと材料特性の関係について説明する。前記した非特許文献２では、ｒは板厚表層部近傍の動的破壊靭性値ＫＤ（Ｂ）と関連があるとされている。動的破壊靭性は高速進展するき裂に対する破壊靭性値であり、一般的な破壊靭性値（Ｋｃｉ）とは異なるとされている。一方、非特許文献３では、高速に進展する脆性き裂も、シアリップが発生する表層近傍では極めてき裂進展速度は低下するとされている。ここで、表層近傍ではき裂進展速度はきわめて低いため、その動的破壊靭性値も通常の破壊靭性値と等価となる。これにより、ｒは表層近傍の破壊靭性値Ｋｃｉと相関があることになる。
【００１６】
さらに、非特許文献３によると破壊靭性値ＫｃｉはｖＴｒｓと相関があるとされており、これによりｒは表層部近傍のｖＴｒｓと相関があることになる。例えば、表層部近傍の材料特性はｔ／４部の材料特性で代表できると考えると、ｒはｔ／４部のｖＴｒｓ（ｖＴｒｓ（ｔ／４））と相関があるといえる。
【００１７】
一方、板厚中央部の抵抗Ｋｄは同部の動的破壊靭性値であり、前記のとおり通常の破壊靭性値とは異なる。非特許文献３によると動的破壊靭性値Ｋｄは局部限界応力σＦと相関がある。σＦはき裂先端の極微小領域の引張破壊応力である。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とされている。
【００１８】
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。一方、ｄ−１／２は一般的にｖＴｒｓと比例関係にあるとされている。以上よりσＦはｖＴｒｓと相関があるといえる。
【００１９】
たとえば、板厚中央部近傍の材料特性はｔ／２部の材料特性で代表できるとすると、Ｋｄはｔ／２部のｖＴｒｓと相関があるといえる。以上より、Ｋｃａの代替パラメータであるＫ０は以下の（１）式のように表される。
Ｋ０＝Ｋｄ／（１−ｒ）＝ｆ２（ｖＴｒｓ（ｔ／２））／（１−ｆ１（ｖＴｒｓ（ｔ／４）））‥‥（１）式
（１）式のｆ１（  ）、ｆ２（  ）はそれぞれ関数であり、例えば室温での降伏応力σｙ、板厚、および設計要件から得られる温度条件Ｔ０が把握できれば、ｖＴｒｓ（ｔ／４）およびｖＴｒｓ（ｔ／２）の関数として定式化できる。
【００２０】
以下、定式化の手順について詳細に説明する。
【００２１】
まず、ｒについては、非特許文献２より下記の（２）式のように表される。
ｒ＝（４／π）＋｛（ｔｓｌ１＋ｔｓｌ２）／２ｔ｝（σＹ１／σ０）ｃｏｓ−１｛（ａ−ｌｓｌ）／ａ｝  ‥‥（２）式
【００２２】
以下に、この（２）式で用いるパラメータについて説明する。ｔｓｌ１、ｔｓｌ２：表層部（表層面は上下２面あるのでパラメータも２つ）の延性破壊（シアリップ）の幅であり、単位はｍｍであり、下記の（３−１）式、（３−２）式のように表される。：
ｔｓｌ１＝ｋｓｌ・ｒｐ１‥‥（３−１）式
ｔｓｌ２＝ｋｓｌ・ｒｐ２‥‥（３−２）式
ここで、ｋｓｌは係数であり、非特許文献３よりｋｓｌ＝２とする。
【００２３】
また、ｒｐ１、ｒｐ２は各表層部近傍に発生した塑性域寸法であって単位はｍｍであり、下記の（４−１）式、（４−２）式のように表される。
ｒｐ１＝１／６π・（ＫＤ（Ｂ１）／σＹ１）２‥‥（４−１）式
ｒｐ２＝１／６π・（ＫＤ（Ｂ２）／σＹ１）２‥‥（４−２）式
ここで、ＫＤ（Ｂ１）、ＫＤ（Ｂ２）は各表層部近傍の動的破壊靭性値であり、単位はＭＰａ・ｍｍ１／２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、通常の破壊靭性値Ｋｃｉと同等とする。すなわち、下記の（５）式のとおりである。
ＫＤ＝Ｋｃｉ‥‥（５）式
【００２４】
破壊靭性値Ｋｃｉは、前記した非特許文献４により下記（６）〜（８）式のようにｖＴｒｓとの相関が示されている。
Ｋｃｉ＝３．８１×（σｙ０／９．８）・ｅｘｐ｛ｋ０（１／ｉＴｋ−１／Ｔ０）｝‥‥（６）式
ｋ０＝６．６５・ｉＴｋ−２９０‥‥（７）式
ｉＴｋ＝（０．００３２１×σｙ０／９．８＋０．３９１）ｖＴｒｓ＋２．７４（ｔ）１／２＋１７．３‥‥（８）式
【００２５】
ここで、板厚ｔ＝６０ｍｍ、降伏応力σｙ０＝５００ＭＰａの鋼材を具体例に、応力σ０でＥＳＳＯ試験を実施した場合に、船舶等の設計要件から得られる温度条件Ｔ０でのＫ０を定式化してみる。ちなみに船舶の場合、設計要件から得られる温度条件Ｔ０は０〜−１０℃の場合が多いことから、ここでは、Ｔ０＝−１０℃とする。また、ＥＳＳＯ試験では様々な応力条件下で実験が行われるが、応力が低すぎるとき裂進展量は、極めて小さくＴ０＝−１０℃の温度部まで、き裂進展しない可能性が高い。従って、十分に高い応力とする必要がある。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、ここでは、ＡＢＳ規格（アメリカ船級協会規格）ＥＨ４０に対する設計使用応力（前記した非特許文献５に記載）を用いてσ０＝２５２ＭＰａとする。
【００２６】
このような例の場合、ｖＴｒｓとＫｃｉの関係は、図２に示すようになる。この関係より、表層部のＫｃｉ（Ｋｃｉ（Ｂ））を用いて下記の（９）式が得られる。
ＫＤ（Ｂ）＝Ｋｃｉ（Ｂ）＝−９２ｖＴｒｓ＋３２７００    ‥‥（９）式
【００２７】
なお、前記した（２）式のσＹ１は、温度Ｔｏ（＝−１０℃）における鋼材表層近傍の高速引張変形時の降伏応力で、単位はＭｐａである。表層近傍のき裂進展速度に依存し、同速度を非特許文献３に基づき１００ｍ／ｓｅｃとすると、降伏応力σＹ１を非特許文献３のＦｉｇ１１（ｂ）よりσＹ１＝８００ＭＰａが得られる。また、（２）式で示す（ａ−ｌｓｌ）／ａにおいての、ａはき裂長さ、ｌｓｌはサイドリガメント長さであり、ともに単位はｍｍである。非特許文献３によるとサイドリガメント長さｌｓｌは１０〜２０ｍｍ程度となる。一方、通常のＥＳＳＯ試験でのき裂長さａは３００ｍｍ程度となることが多いことから、（ａ−ｌｓｌ）／ａはおよそ０．９５程度となる。
【００２８】
以上により、ｒは以下の（１０）式のように定式化される。
ｒ＝３．２８８×１０−９｛（−９２ｖＴｒｓ１＋３２７００）２＋（−９２ｖＴｒｓ２＋３２７００）２  ｝／２‥‥（１０）式
【００２９】
なお、ここでのｖＴｒｓ１、ｖＴｒｓ２は鋼材上下面の各表層近傍の材料のｖＴｒｓ（ｖＴｒｓ（表層部１の近傍）、ｖＴｒｓ（表層部２の近傍））となる。例えば、前述の通り、表層部１近傍のｖＴｒｓがｔ／４部のｖＴｒｓ（ｖＴｒｓ（ｔ／４））と同等、表層部２近傍のｖＴｒｓが３ｔ／４部のｖＴｒｓ（ｖＴｒｓ（３ｔ／４））と同等、と考えると以下の（１１）式となる。
ｒ＝３．２８８×１０−９｛（−９２ｖＴｒｓ（表層部１の近傍）＋３２７００）２＋（−９２ｖＴｒｓ（表層部２の近傍）＋３２７００）２／２
＝３．２８８×１０−９｛（−９２ｖＴｒｓ（ｔ／４）＋３２７００）２＋（−９２ｖＴｒｓ（３ｔ／４）＋３２７００）２／２ ‥‥（１１）式
【００３０】
以上が、ｒの具体的な定式化例であるが、ｒの定式化については以下のように理解することができる。すなわち、ｒは以下のような関数である。
ｒ＝ｆ１’（ｔｓｌ１、ｔｓｌ２、σＹ１、σ０、（ａ−ｌｓｌ）／ａ）
＝ｆ１’（ＫＤ（Ｂ１）、ＫＤ（Ｂ２）、ｋｓｌ、σＹ１、σ０、（ａ−ｌｓｌ）／ａ）
＝ｆ１’（ｖＴｒｓ（ｔ／４）、ｖＴｒｓ（３ｔ／４）、σｙ０、Ｔ０、ｔ、ｋｓｌ、σＹ１、σ０、（ａ−ｌｓｌ）／ａ）
【００３１】
ここで、パラメータは以下のように求められる。
ｖＴｒｓ（表層部１の近傍）、ｖＴｒｓ（表層部２の近傍）：表層近傍の破面遷移温度、鋼材から採取。
ｔ      ：鋼材の板厚、鋼材から採取。
σｙ０：鋼材の室温での降伏応力、鋼材から採取。
Ｔ０：設計要件から得られる温度条件である。
σ０：設計要件から得られる負荷応力条件である。
ｋｓｌ：シアリップ幅と塑性域寸法の比、一般的な鋼材に対し非特許文献３などに示されている。
σＹ１：Ｔｏにおける鋼材表層近傍の高速引張変形時の降伏応力、一般的な鋼材に対し非特許文献３などに示されている。
（ａ−ｌｓｌ）／ａ：ａはき裂長さ、ｌｓｌはサイドリガメント長さ、一般的な鋼材に対し非特許文献３より類推できる。
【００３２】
以上より、設計要件から求められる値と、従来文献から得られる値を除くと、      ｒ＝ｆ１’’（ｖＴｒｓ（表層部１の近傍）、ｖＴｒｓ（表層部２の近傍）、σｙ０、ｔ）  となり、あるσｙ０およびｔ条件に対し、ｒ＝ｆ１（ｖＴｒｓ（表層部１の近傍）、ｖＴｒｓ（表層部２の近傍））と表すことができる。
【００３３】
次にＫｄの定式化の手順について詳細に説明する。非特許文献３より、Ｋｄは以下の（１２）式のように定式化される。
σＦ＝σＹ２・Σｙｙ｛（１−ν２）（Ｋｄ／σＹ２）２／ｒｃ｝−ｓ‥‥（１２）式
【００３４】
以下に、この（１２）式で用いるパラメータについて説明する。
σＹ２：温度Ｔ０（＝−１０℃）における板厚中央部近傍の高速引張変形時の降伏応力で単位はＭｐａである。板厚中央部のき裂進展速度にも依存し、同速度を６００ｍ／ｓｅｃ（標準的なＥＳＳＯ試験で得られるき裂進展速度）とすると、非特許文献３Ｆｉｇ１１（ｂ）より８００ＭＰａとなる。
ν  ：ポアソン比であり０．３である。
ｒｃ：局部領域を表す定数であり、単位はｍｍ、非特許文献３より０．３ｍｍとした。
−ｓ：応力特異性の強さを表す指数であり、ここでは−１０℃、き裂進展速度６００ｍ／ｓｅｃでの−ｓを非特許文献３Ｆｉｇ１１（ｃ）より０．０８とした。
Σｙｙ：応力の強さを表す係数であり、非特許文献３よりΣｙｙ＝４とする。
σＦ：局部限界応力であり、単位はＭＰａ、前述のとおり、粒径ｄを用いると１／ｄ（＝（−Ａ・ｖＴｒｓ＋Ｂ）２）と比例すると考えられる。ここで、Ａ，Ｂは、前記した非特許文献６から、Ａ＝３、Ｂ＝１０００とする。ｖＴｒｓの単位はＫである。さらに非特許文献３よりσＦは４０００〜４５００ＭＰａまでの値になるとし、それがｖＴｒｓの変化（２７３〜２６３Ｋ）に対応すると仮定すると、下記の（１３）式のように表される。
σＦ＝２．２５×１０−２ｖＴｒｓ２−１５ｖＴｒｓ＋６４１８‥‥（１３）式
【００３５】
以上より、Ｋｄは以下の（１４）式のように定式化される。Ｋｄの単位はＭＰａ・ｍｍ１／２である。
Ｋｄ＝５．６８×１０−２０（２．２５×１０−２ｖＴｒｓ２−１５ｖＴｒｓ＋６４１８）６．２５‥‥（１４）式
【００３６】
なお、ここでのｖＴｒｓは板厚中央部近傍の材料のｖＴｒｓ（ｖＴｒｓ（板厚中央部近傍））となる。例えば、前述のとおり板厚中央部近傍のｖＴｒｓがｔ／２部のｖＴｒｓ（ｖＴｒｓ（ｔ／２））と同等と考えると以下の（１５）式となる。
Ｋｄ＝５．６８×１０−２０（２．２５×１０−２ｖＴｒｓ（板厚中央部近傍）２−１５ｖＴｒｓ（板厚中央部近傍）＋６４１８）６．２５
＝５．６８×１０−２０（２．２５×１０−２ｖＴｒｓ（ｔ／２）２−１５ｖＴｒｓ（ｔ／２）＋６４１８）６．２５‥‥（１５）式
【００３７】
以上が、Ｋｄの具体的な定式化例であるが、Ｋｄの定式化については以下のように理解することができる。すなわち、Ｋｄは以下の様な関数である。
Ｋｄ＝ｆ２’（σＦ、σＹ２、ｒｃ、ν、−ｓ、Σｙｙ）
＝ｆ２’（ｖＴｒｓ（板厚中央部近傍）、σＹ２、ｒｃ、ν、−ｓ、Σｙｙ）
【００３８】
ここで、各パラメータは以下のように求められる。
ｖＴｒｓ（板厚中央部近傍）：板厚中央部近傍の破面遷移温度。鋼材から採取。
σＹ２：Ｔｏにおける板厚中央部表層近傍の高速引張変形時の降伏応力、一般的な鋼材に対し非特許文献３などに示されている。
ｒｃ：局部領域を表す定数、一般的な鋼材に対し非特許文献３などに示されている。
ν    ：ポアソン比、一般的な鋼材に対し０．３とされている。
−ｓ  ：応力特異性の強さを表す指数、一般的な鋼材に対し非特許文献３などより類推できる。
Σｙｙ：応力の強さを表す係数、一般的な鋼材に対し、非特許文献３などに示されている。
【００３９】
以上より、従来文献および従来知見から得られる値を除くと、Ｋｄ  ＝ｆ２（ｖＴｒｓ（板厚中央部近傍））と表すことができる。
【００４０】
以上のように定式化されたｒ及びＫｄにより、Ｋｃａの代替評価パラメータＫ０は以下の(１６)式にように表すことができる。
Ｋ０＝Ｋｄ／（１−ｒ）
＝５．６８×１０−２０（２．２５×１０−２ｖＴｒｓ（板厚中央部近傍）２−１５ｖＴｒｓ（板厚中央部近傍）＋６４１８）６．２５／[１−３．２８８×１０−９｛（−９２ｖＴｒｓ（表層部１の近傍）＋３２７００）２＋（−９２ｖＴｒｓ（表層部２の近傍）＋３２７００）２｝／２]
＝５．６８×１０−２０（２．２５×１０−２ｖＴｒｓ（ｔ／２）２−１５ｖＴｒｓ（ｔ／２）＋６４１８）６．２５／[１−３．２８８×１０−９｛（−９２ｖＴｒｓ（ｔ／４）＋３２７００）２＋（−９２ｖＴｒｓ（３ｔ／４）＋３２７００）２｝／２]‥‥（１６）式
【００４１】
なお、以上の計算過程においては、鋼材の上下面のそれぞれの表層部近傍を別個に評価したものであるが、鋼材の特性が上下面にあまり差がない場合には代表して一面の値（ｖＴｒｓ（ｔ／４））を使用して計算に用いることも可能である。その場合、上記（１６）式は下記（１６）’式のように変形される。
Ｋ０＝５．６８×１０−２０（２．２５×１０−２ｖＴｒｓ（ｔ／２）２−１５ｖＴｒｓ（ｔ／２）＋６４１８）６．２５／（１−３．２８８×１０−９（−９２ｖＴｒｓ（ｔ／４）＋３２７００）２）‥‥（１６）’式
【実施例】
【００４２】
以上のようにして求めたＫ０の代替評価パラメータとしての妥当性を、ＥＳＳＯ試験により求めた評価パラメータＫｃａ及び従来の簡易評価法である鋼材のｔ／４部のｖＴｒｓのみによる整理結果と比較した。
【００４３】
まず、ＪＩＳ規格ＳＭ５７０に準拠する４鋼材（鋼種Ａ〜Ｄ）に対して、前述のＥＳＳＯ試験を行いＫｃａを求めた。さらに、シャルピー試験を行いｔ／４およびｔ／２部のｖＴｒｓを求めた。得られたｔ／４およびｔ／２部のｖＴｒｓを前記Ｋ０の（１６）式に当て嵌めてＫ０の計算を行うと共に、ｔ／４部のｖＴｒｓのみによる整理も行った。ｔ／４およびｔ／２部のｖＴｒｓ、Ｋｃａ及びＫ０の結果は表１に示す通りである。
【００４４】
【表１】
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【００４５】
また、図３に、従来のｔ／４部の脆性破面遷移温度ｖＴｒｓとアレスト特性の評価パラメータＫｃａの相関を、図４、図５に、本発明の代替評価パラメータＫ０とアレスト特性の評価パラメータＫｃａの相関を夫々示す。図中の実線はデータ点から得られた近似式、破線はばらつきの上限と下限である。図３〜図５から明らかなように従来の方法ではばらつきが大きく、Ｋｃａとの相関において最大で５０％程度のばらつきが発生する。一方、代替評価パラメータＫ０ではばらつきは極めて小さく（１０％以下）、特に表層部１及び表層部２を共に考慮した場合(図５)に、Ｋｃａと精度良く相関していることが分かる。
【００４６】
従って、代替評価パラメータＫ０を用いれば、ＥＳＳＯ試験に比べて簡便で、且つ、従来のｔ／４部の脆性破面遷移温度ｖＴｒｓのみにより整理した場合よりも精度良く、アレスト性能を評価できることが分かる。
【００４７】
また、図５に示すデータからＫｃａと発明式（Ｋ０）の関係は以下の（１７）式のように表すことができる。
Ｋｃａ＝２／３・Ｋ０      ‥‥（１７）式
【００４８】
以上の実験のように、同程度の強度レベルを有する鋼材で、Ｋ０とＫｃａの相関を予め調べておくことができれば、測定対象の鋼材のＫ０を測定することで、Ｋｃａ値の予測も可能となる。なお、本近似式はさらにデータベースを増やすことによりさらに精度の高い近似式となる。
【図面の簡単な説明】
【００４９】
【図１】本発明のアレスト性能評価の手順を示す説明図である。
【図２】脆性破面遷移温度ｖＴｒｓと破壊じん性値の関係を示す説明図である。
【図３】従来のｔ／４部の脆性破面遷移温度ｖＴｒｓとアレスト特性の評価パラメータＫｃａの関係を示す説明図である。
【図４】本発明の代替評価パラメータＫ０とアレスト特性の評価パラメータＫｃａの関係を示す図で、表層部１或いは表層部２のみで計算した説明図である。
【図５】本発明の代替評価パラメータＫ０とアレスト特性の評価パラメータＫｃａの関係を示す図で、表層部１及び表層部２を共に考慮して計算した説明図である。
【図１】
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【図２】
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【図３】
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【図４】
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【図５】
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