WO2011024743A1 - 船首構造 - Google Patents

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ship
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linear heating
steel plate
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忠 石川
清孝 中島
裕二 船津
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新日本製鐵株式会社
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    • B63—SHIPS OR OTHER WATERBORNE VESSELS; RELATED EQUIPMENT
    • B63B—SHIPS OR OTHER WATERBORNE VESSELS; EQUIPMENT FOR SHIPPING 
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    • B63B1/02—Hydrodynamic or hydrostatic features of hulls or of hydrofoils deriving lift mainly from water displacement
    • B63B1/04—Hydrodynamic or hydrostatic features of hulls or of hydrofoils deriving lift mainly from water displacement with single hull
    • B63B1/06—Shape of fore part
    • B63B1/063—Bulbous bows
    • C—CHEMISTRY; METALLURGY
    • C22—METALLURGY; FERROUS OR NON-FERROUS ALLOYS; TREATMENT OF ALLOYS OR NON-FERROUS METALS
    • C22C—ALLOYS
    • C22C38/00—Ferrous alloys, e.g. steel alloys
    • C22C38/02—Ferrous alloys, e.g. steel alloys containing silicon
    • C—CHEMISTRY; METALLURGY
    • C22—METALLURGY; FERROUS OR NON-FERROUS ALLOYS; TREATMENT OF ALLOYS OR NON-FERROUS METALS
    • C22C—ALLOYS
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    • C22C38/04—Ferrous alloys, e.g. steel alloys containing manganese
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    • C22C38/00—Ferrous alloys, e.g. steel alloys
    • C22C38/06—Ferrous alloys, e.g. steel alloys containing aluminium
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    • Y02—TECHNOLOGIES OR APPLICATIONS FOR MITIGATION OR ADAPTATION AGAINST CLIMATE CHANGE
    • Y02T—CLIMATE CHANGE MITIGATION TECHNOLOGIES RELATED TO TRANSPORTATION
    • Y02T70/00—Maritime or waterways transport
    • Y02T70/10—Measures concerning design or construction of watercraft hulls

Definitions

  • the present invention relates to a bow structure that has a buffering effect that can prevent damage to a partner ship that collides due to deformation of itself during a collision, thereby improving collision safety.
  • the current large ship is equipped with a barbus bow (spherical bow) under the bow line to reduce any energy loss due to wave resistance during navigation.
  • a barbus bow sinar bow
  • linear heating In order to produce a curved plate having a large curvature used for this Barbasse bow, bending by linear heating, that is, linear heating, is frequently used in the molding process.
  • This linear heating process is a processing method that utilizes a phenomenon in which a steel plate surface is locally heated linearly using a gas burner or the like, and the heated portion is thermally expanded and plastically deformed by restraint from the surroundings.
  • water cooling is generally performed immediately after heating in order to increase work efficiency, and the steel sheet after the linear heating process is baked into the heated part and locally The yield strength has increased.
  • the Barbasse bow using such a curved plate has a nonuniform strength along the surface and is not easily deformed.
  • a ship equipped with such a Barbus bow collides with another ship for example, as shown in FIG. 9A, the bow 200a of the own ship 200 (first ship) is placed on the hull 201a of the other ship 201 (second ship).
  • the hull 201a would be broken and the hull 201a was broken, and further, the broken portion 201b was enlarged and the hull was perforated (the hull was broken).
  • “own ship” means a ship equipped with a Barbus bow
  • other ship means a ship that collides with the “own ship”.
  • Patent Document 1 the product of the yield stress ⁇ y and the uniform elongation ⁇ u ( ⁇ y ⁇ ⁇ u) is given to the ship side skin, etc., compared to the conventional standard material of the International Classification Society Association (IACS).
  • Steel material increased by 20% or more, or steel material whose energy absorption up to the uniform elongation ⁇ u in the tensile test was increased by 20% or more, or the yield stress ⁇ y was equal or higher and the uniform elongation ⁇ u was increased by 20% or more.
  • a hull structure to which steel material is applied is disclosed. With this configuration, it is possible to increase the amount of energy that can be absorbed before a breakage occurs in the hull, while maintaining the hull structure that is not different from the conventional one.
  • Patent Literature 2 discloses a bow portion having a flexible structure in which the bow portion is constructed using a material softer than a steel material used for general hull construction.
  • this Patent Document 2 only shows an aluminum material that is difficult to apply to a large ship as a soft material, and does not particularly disclose obtaining a flexible structure using a steel material.
  • Patent Document 3 discloses a bow structure in which a low strength portion made of a low yield point steel having a yield stress of 235 MPa or less is provided on the outer plate of the base portion of a spherical protrusion (valve portion) in Barbus Bau. Yes.
  • a low strength portion made of a low yield point steel having a yield stress of 235 MPa or less is provided on the outer plate of the base portion of a spherical protrusion (valve portion) in Barbus Bau. Yes.
  • the bending strength in the lateral direction of the base portion is reduced and the bow portion is bent by the reaction force of the collision, so that the bow portion of the collision ship is prevented from biting into the flank of another ship.
  • the tip portion 300d of the collision ship 300 may come into contact with the collision ship 301 and penetrate into the hull 301a of the collision ship 301, which may further increase the damage due to the collision accident. There is also sex. Accordingly, it is necessary to increase the amount of collision energy absorbed until the barbus bow 300a is deformed and the tip portion 300d of the ship 300 contacts the other ship 301.
  • 9B indicates the position of the Barbus bow 300a before the collision ship 300 collides with the ship to be collided 301.
  • Patent Document 5 discloses a thick steel plate having a yield strength at room temperature of 235 MPa or more, a yield strength at 400 ° C. of 180 MPa or less, and a Charpy average absorbed energy at 0 ° C. of 100 J or more. Yes.
  • JP 2002-087373 A Japanese Patent Laid-Open No. 7-329881 JP 2004-314825 A JP 2006-205181 A Japanese Patent No. 4308312
  • the present invention has been made in view of the above circumstances, and a ship collides with a ship in which a portion of the bow of the bassus bow is constructed using a steel plate that is linearly heated and given a predetermined curvature.
  • the purpose of this is to clarify the conditions of the bow structure in which the valve portion of the Barbus Bau is deformed as uniformly as possible as a whole, and a large amount of energy can be absorbed during the deformation.
  • the bow structure includes a plurality of steel plates in which the outer shell member of the Barbasse bow has a linear heating part that has undergone linear heating and a non-linear heating part that has not undergone linear heating. For each steel plate, it is obtained by dividing the yield strength YP (LH, RT) at room temperature of the linear heating part in the steel plate by the yield strength YP (AR, RT) at room temperature of the non-linear heating part.
  • the yield strength ratio ⁇ is 1.2 or less.
  • the steel plate constituting the outer shell member of the Barbasse bow may be a steel plate having a yield strength at room temperature before linear heating processing of 235 MPa to 470 MPa.
  • the steel plate constituting the outer shell member of the Barbasse bow is subjected to linear heating processing with a maximum surface temperature on the heating side of less than Ac1 point. It is good also as a steel plate which a curvature is provided by and the yield strength in 400 degreeC before the said linear heat processing is 150 Mpa or less.
  • the valve side surface of the Barbus bow on the collision ship side (own ship side) is more uniformly buckled and deformed.
  • the collision energy can be greatly absorbed.
  • colliding the collision surface while absorbing the collision energy it is possible to reduce the damage of the ship to be collided (other ships) as much as possible, thereby contributing to the prevention of marine pollution due to the sinking of the ship and the oil spill. be able to.
  • the yield strength YP (AR, 400 ° C.) of the steel sheet at 400 ° C. and the yield strength YP (LH, RT) of the linear heating part at room temperature are the yield strength YP (AR, RT) of the non-linear heating part at room temperature. It is a figure which shows the relationship with ratio YP (LH, RT) / YP (AR, RT) divided by). It is a figure which shows the structural model of the ship side in the collision simulation of a bow structure and a ship side structure. It is a figure which shows transition of the amount of penetration and the relative energy absorptivity absorbed by Barbus Bau when a bow structure penetrates into a ship side structure.
  • FIG. 1 It is a schematic diagram which shows a deformation
  • the present inventors have fully studied the case where an accident occurs in which the bow of a ship having a barbus bow collides with the hull of another ship, and as shown in FIG. 9C, the valve portion 100b of the barbus bow 100a is more uniform. It was found that more buckling energy can be absorbed if buckling deformation is possible.
  • the findings of the present inventors will be specifically described.
  • FIG. 9C the impact force due to the collision is alleviated by the buckling deformation of the Barbus bow 100a of the collision ship 100. As a result, local breakage and breakage of the hull 101a of the ship 101 can be avoided, and the occurrence of breakage can be prevented.
  • 9C indicates the position of the Barbus bow 100a before the collision ship 100 collides with the collision ship 101.
  • the valve part of the Barbus Bau is composed of a steel plate that has been linearly heated and provided with a curvature as described above. Therefore, even if it is constructed using a low-yield point steel as used in Patent Document 3, the yield strength after processing becomes high at the portion that receives heat from the steel sheet. As a result, the yield strength of the steel sheet is non-uniform between the part to which heat is locally applied and the part to which heat is not applied.
  • each of the part (linear heating part) 2 that has undergone linear heating of the bent steel sheet 1 and the part (non-linear heating part) 3 that has not undergone linear heating was cut out from the steel plate surface on the side subjected to the shape heating.
  • the NKU No. 1 tensile test piece (Nick Nippon Kaiji Kyokai) (Nippon Kaiji Kyokai) Steel Ship Rules and Inspection Procedures (K-knitted materials), which is half the thickness of the steel plate 1, is 5 mm thick. U1 test piece).
  • Each test piece was subjected to a tensile test at room temperature to determine the yield strength.
  • the yield strength of the linear heating part at room temperature is YP (LH, RT), and the yield strength of the non-linear heating part at room temperature is YP (AR, RT).
  • the yield strength YP (AR, 400 degreeC) in 400 degreeC was also calculated
  • FIG. 3 shows a measurement example of three test pieces having an ⁇ value of 1.0, 1.2, and 1.4.
  • Tempering is performed to such an extent that the yield strength does not change.
  • the area formed by the load P and the displacement ⁇ shown in FIG. 3 (the area formed by the load curve and the displacement axis) is defined as absorbed energy EA (TP), and the value of EA (TP) when ⁇ is 1.0. was used as a reference value.
  • the relationship between ⁇ and EA (TP) is shown in FIG. From this figure, if ⁇ of the steel sheet is 1.2 or less, even if a portion having a non-uniform yield strength is formed on the steel sheet by linear heating, high energy absorption is achieved as in the deformation of the steel sheet with a uniform yield strength. It was found that Noh can be expected.
  • the yield strength ratio ⁇ of the non-linear heating part the yield strength of the linear heating part to 1.2 or less
  • a steel plate in which the change in the yield strength of the linear heating part due to the linear heating process is as small as possible is used. It is desirable to use it.
  • the inventors have found that the amount of bending deformation is large even under conditions where the maximum temperature of the linear heating part is low in order to minimize the change in the yield strength of the linear heating part due to the linear heating process. It discovered that the steel plate as described in the literature 5 could be used. Furthermore, when the maximum temperature of the steel sheet surface is repeatedly linear heating process is less than A c1 point, as shown in FIG. 5, the bending yield strength at 400 ° C. of the steel sheet by a linear heating processability and good correspondence between I found out.
  • the diamonds in the middle coat in FIG. 5 are data under conditions where the maximum heating temperature is 500 ° C.
  • the hollow circles in FIG. 5 are data under conditions where the maximum heating temperature is directly under Ac 1 .
  • the value of the ratio ⁇ corresponds to the hatched portion in FIG. From FIG. 5, when using a steel sheet having a yield strength at 400 ° C. of 150 MPa or less, and when the steel sheet is repeatedly linearly heat-processed with a maximum temperature of less than Ac 1 point, It has been found that the ratio ⁇ between the yield strength and the yield strength of the non-linear heating part can be reliably managed to 1.2 or less.
  • the lower limit of the maximum temperature reached on the steel sheet surface is not specified. However, if the linear heating temperature is too low, the steel sheet has sufficient rigidity, so that almost no deformation occurs. Therefore, it is preferable that it is 300 degreeC or more in order to ensure the deformation amount of a steel plate.
  • the yield strength of the steel sheet is preferably 235 MPa or more.
  • the upper limit of the yield strength of the steel sheet is usually preferably 400 MPa or less as judged from the yield strength of the steel sheet used in the ship.
  • 320 MPa or less is more desirable in order for the Barbasu bow to buckle and deform more reliably during a collision. Therefore, it is preferable to use a steel plate having a yield strength at room temperature of 235 MPa or more and 470 MPa or less for a portion (outer shell member) having a Barbasse bow curvature before linear heat processing.
  • the yield strength of the portion (non-linear heating portion) that has not been subjected to linear heating of the steel sheet that has been given a curvature by linear heating is also the same as the above.
  • a measure for securing the strength as a hull may be adopted by another measure such as increasing the plate thickness.
  • the yield strength of the steel sheet is preferably 100 MPa or more from the viewpoint of economy.
  • the steel plate provided with the curvature used for the outer shell member is not limited to the steel plate obtained by the combination of the steel plate shown in Patent Document 5 and the linear heating condition. If the ratio ⁇ can satisfy 1.2 or less, other steel plates or linear heating conditions may be used. For example, even when a steel sheet having a small change in strength due to linear heat processing is repeatedly subjected to linear heat processing on the condition that the maximum temperature reached on the surface of the steel sheet is equal to or higher than the Ac1 point, a steel sheet having a ratio ⁇ of 1.2 or less is produced. Good.
  • the yield strength of this steel sheet at room temperature is not particularly limited. For example, the yield strength at room temperature of the steel sheet may be less than 235 MPa or 235 MPa or more and 470 MPa or less.
  • the members arranged along the hull longitudinal horizontal direction which is the collision direction, must be made of a steel material that is easily deformed.
  • the deformation of the members arranged along the longitudinal direction of the hull is restrained by the members arranged in the direction intersecting with the longitudinal direction of the hull to prevent the Barbus bow from being bent. It is effective.
  • Barbus Bau Although the shape and internal structure of Barbus Bau vary, it is composed of an outer shell member having a curvature and an internal structural member. Furthermore, this internal structural member forms the skeleton of Barbus Bau and is generally constituted by a combination of longitudinal ribs and lateral ribs.
  • FIG. 10A and FIG. 10B show an outline of an example of the structure of Barbusbau.
  • the internal structural member 111 that constitutes the Barbassau has an angle with respect to the longitudinal direction of many members arranged parallel to or perpendicular to the horizontal direction of the hull, considering the horizontal direction of the hull, which is the hull collision direction. It is comprised by the one part member arrange
  • the members arranged at an angle with respect to the horizontal direction of the hull are classified into either members arranged parallel or perpendicular to the horizontal direction of the hull. That is, the internal structural member 111 constituting the Barbus bow is classified into an L member 111b and a W member 111a defined as follows.
  • the L member 111b is a member having an angle of 45 degrees or less with respect to the hull longitudinal horizontal direction.
  • the W member 111a is a member having an angle larger than 45 degrees with respect to the horizontal direction of the hull.
  • the L member 111b is given a deformation at the time of collision, and the W member 111a is given a function of restraining the deformation.
  • the W member 111a is easily deformed with respect to the L member 111b.
  • the L member 111b can be prevented from being deformed so as to collapse due to hip breakage, and the barbass bow is deformed along the horizontal direction of the hull longitudinal direction.
  • the outer shell member 110 can also be classified into an L member and a W member, and a steel material having a yield strength lower than the yield strength of the W member is preferably used for the L member.
  • the yield strength of the L member having an angle of 45 degrees or less with respect to the hull longitudinal horizontal direction is larger than 45 degrees with respect to the hull longitudinal horizontal direction. It is preferable to design so that it may become lower than the yield strength of W member which has these.
  • the outer shell member 110 constituting the outer shell needs to be buckled and deformed in a bellows shape.
  • the outer shell member 110 needs to be uniformly deformed, it is necessary to use a steel plate whose yield strength does not change greatly even after linear heat processing. Thereafter, it is assumed that the L member has a lower yield strength than the W member.
  • a steel plate having a component composition of Examples 1 to 8 and Comparative Examples 1 to 6 shown in Table 1 and having a side of about 500 mm and a plate thickness of about 10 mm was prepared.
  • Each steel plate was subjected to a tensile test at room temperature and a tensile test at 400 ° C. to obtain a yield strength YP (AR, RT) at room temperature and a yield strength YP (AR, 400 ° C.) at 400 ° C. .
  • the linear heating process was repeated for each steel plate under the condition that the maximum heating temperature on the heating side surface was 500 ° C., taking into account the maximum bending angle on an actual ship until the bending angle reached 120 degrees.
  • Test pieces similar to those described above were cut out from the portions of these bent steel sheets that had undergone linear heating. These test pieces were subjected to a tensile test at room temperature, and yield strengths YP (LH, RT) were obtained.
  • Table 2 shows YP (AR, RT), YP (LH, RT), YP (AR, 400 ° C.), YP (AR, RT), and YP for the steel plates of Examples 1-8 and Comparative Examples 1-6.
  • the value of the ratio ⁇ with (LH, RT) is shown.
  • ⁇ was 1.2 or less.
  • these steel sheets had a YP (AR, RT) of 235 to 400 MPa and a YP (AR, 400 ° C.) of 170 MPa or less.
  • ⁇ was more than 1.2.
  • a steel plate used for the bow structure a steel plate having a component composition of Examples 9 and 10 shown in Table 1 and having a side of about 500 mm and a plate thickness of about 10 mm was prepared.
  • the room temperature tensile test and the 600 degreeC tensile test were implemented, and the yield strength YP (AR, RT) in room temperature and the yield strength YP (AR, 600 degreeC) in 600 degreeC were calculated
  • the yield strength YP (AR, 600 ° C.) at 600 ° C. is obtained instead of the yield strength YP (AR, 400 ° C.) at 400 ° C. ( * In Table 2).
  • FIG. 6 shows a 1/4 simulation model in the center of the hull in the longitudinal direction of the hull longitudinal structure of the ship side structure of the crude oil tanker.
  • a transverse bulkhead 12 corresponding to the partition structure of the oil cargo portion is disposed along the BB ′ portion in the ship side structure. Since the collision positions A and D in the ship side structure are set at the center position of the oil cargo portion, the model is symmetric with respect to the collision center 13 in the longitudinal direction of the hull.
  • a portion along the CC ′ portion is a heel side thick plate portion 11 which is the most important member in the hull structure.
  • the AA ′ portion indicates the vertical direction of the collision position, and the DD ′ portion indicates the horizontal direction of the collision position.
  • FIG. 7 when the bow structure provided with the barbus bow composed of the steel plates of Example 1 and Comparative Example 1 is collided with the ship side structure of the model of FIG. The relationship with relative energy absorption ability is shown.
  • the amount of penetration of the bow indicates the amount that Barbus Bau has deformed and penetrated after colliding with the ship side of the ship to be collided.
  • Example 1 it was assumed that ⁇ of each steel plate used in the bow structure was 1.2 or less and displaced as shown in FIG. 9C.
  • the yield strength of the outer shell member of the Barbasse bow was 240 MPa, which corresponds to 60% of the yield strength of the steel used in the ship side structure.
  • the bow structure buckles as shown in FIG. 9C. Therefore, in the first embodiment, the collision surface with the ship-side structure and the energy absorption amount at the outer shell member are larger than those in the first comparative example, so that the energy absorption capability is dramatically improved as shown in FIG.
  • FIG. 8 shows the relationship between ⁇ and EA / EA (ref).
  • ⁇ is greater than 1.2
  • EA / EA (ref) is greatly reduced.
  • This large decrease in the energy absorption capability is considered to be due to the transition of the deformation mode of Barbusbau from FIG. 9C to FIG. 9A or FIG. 9B. Therefore, even if a portion having a non-uniform yield strength is formed on a steel sheet by linear heating, a bow structure having a high energy absorption capacity is obtained by using a steel sheet having an ⁇ of 1.2 or less for the outer shell portion of the Barbasse bow. Can be configured.
  • the bow structure is determined so that the ratio ⁇ of the yield strength of the linear heating part and the non-linear heating part is 1.2 or less, using the linearly heated steel plate for the outer shell of the Barbasse bow.
  • the energy absorption capacity of the bow side at the time of a collision can be increased, and the serious damage of the other ship can be prevented.
  • this steel plate a steel plate having a yield strength at room temperature of 235 MPa or more and 400 MPa or less and a yield strength at 400 ° C. of 170 MPa or less may be used.

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Abstract

　この船首構造は、バルバスバウの外殻部材が、線状加熱加工を受けた線状加熱部と線状加熱加工を受けていない非線状加熱部とを有する複数の鋼板を備え、前記各鋼板のそれぞれについて、前記鋼板内の前記線状加熱部の室温での降伏強度ＹＰ（ＬＨ，ＲＴ）を前記非線状加熱部の室温での降伏強度ＹＰ（ＡＲ，ＲＴ）で割って得られた降伏強度の比αが１．２以下である。

Description

船首構造
　本発明は、衝突時に自らが変形することにより衝突した相手側の船の損傷を防止できる緩衝効果を有し、これにより衝突安全性を向上させた船首構造に関する。
　本願は、２００９年８月２４日に、日本に出願された特願２００９－１９３４７６号に基づき優先権を主張し、その内容をここに援用する。
　現在の大型船は、航行時における波の抵抗によるエネルギーロスを少しでも軽減させるために、船首水線下にバルバスバウ（球状船首）を備えている。このバルバスバウに用いる曲率の大きな曲板を製造するために、その成形過程で、線状加熱による曲げ加工、すなわち線状加熱加工が多用されている。
　この線状加熱加工は、ガスバーナー等を用いて鋼板表面を線状に局所加熱し、加熱部分が熱膨張してその周囲からの拘束により塑性変形する現象を利用する加工方法である。そして、この線状加熱加工では、作業効率を高めるために加熱直後に水冷することが一般的に行われており、線状加熱加工後の鋼板は、加熱された部分に焼きが入り、局所的に降伏強度が上昇している。
　そのため、そのような曲板を用いたバルバスバウは、表面に沿った強度が不均一であり、変形しにくい。このようなバルバスバウを備えた船が他船に衝突した場合、例えば図９Ａに示すように、自船２００（第一の船）の船首２００ａが他船２０１（第二の船）の船腹２０１ａに食い込んで船腹２０１ａを破壊、さらには破壊部位２０１ｂが拡大して船体に穴があく（船体が破口する）虞があった。本発明において、“自船”とは、バルバスバウを備えた船を意味し、“他船”とは、“自船”に衝突される船を意味する。
　従来、船の衝突安全性を向上させる手段（構造）としては、船殻の二重構造化など、船体構造面からの検討が主体であった。しかしながら、近年では、衝突時のエネルギー吸収性能に優れた鋼材を適用することが検討されている。
　その例として、下記特許文献１には、船側外板などに、従来の国際船級協会連合（ＩＡＣＳ）の統一規格材に比べて降伏応力σｙと一様伸びεｕとの積（σｙ×εｕ）を２０％以上増加させた鋼材、または引張試験において一様伸びεｕまでのエネルギー吸収量を２０％以上増加させた鋼材、または降伏応力σｙが同等以上でかつ一様伸びεｕを２０％以上増加させた鋼材、を適用した船体構造が開示されている。この構成では、従来と変わらない船体構造のままでありながらも、船体に破口が生じるまでに吸収できるエネルギー量を増加させることが可能となっている。
　しかし、自船の船首が他船の船腹に衝突した場合には、例えエネルギー吸収量を５０％以上向上した鋼板を他船が使用していても、自船の船首が変形しない場合は他船の船腹を貫通する虞がある。その場合は、上述の吸収エネルギー量の増加が期待できないという問題がある。
　このような問題に対して、自船の船首が他船と衝突した場合であっても、緩衝効果を発揮する船首部を設計することも検討されている。
　例えば、下記特許文献２には、一般的な船体建造に用いられる鉄鋼材料よりも柔らかい材料を用いて船首部が建造され、柔構造を有する船首部が開示されている。
　しかし、この特許文献２には、柔らかい材料として、大型船舶への適用が困難なアルミニウム材が示されているのみで、鋼材を用いて柔構造を得ることについては特に開示されていない。
　また、下記特許文献３には、バルバスバウにおける球状突起（バルブ部）の根本部の外板に、降伏応力が２３５ＭＰａ以下の低降伏点鋼からなる低強度部が設けられた船首構造が開示されている。この構造においては、根本部の横方向の曲げ強度を低下させて、船首部が衝突の反力で折れ曲がることにより、他船の船腹に衝突船の船首部が食い込むことが防止されている。
　この特許文献３では、バルバスバウの鉛直方向の強度は十分確保しつつ、バルバスバウの水平方向の構造強度を低下させることにより、図９Ｂに示すように、衝突時にバルバスバウ３００ａの根元部３００ｂが船体幅方向に容易に変形して、衝突部３００ｃの接触面積を増大させる。この構造は、この接触面積の増大によって衝突船（自船）３００及び被衝突船（他船）３０１双方の破口（穴の発生）を防止するが、根元部３００ｂの折れ曲がりは、低降伏点鋼を使用した部位の局所的な変形により生じており、折れ曲がる際のエネルギー吸収量は大きなものではない。
　さらに、バルバスバウ３００ａが折れ曲がることにより、自船３００と他船３０１とがより接近し、両者の距離が大きなエネルギー吸収を伴わずに小さくなる。その結果、図９Ｂに示すように、衝突船３００の舳先部分３００ｄが被衝突船３０１に接触して被衝突船３０１の船腹３０１ａに貫入する場合があるので、衝突事故による損傷がさらに増大する可能性もある。
　したがって、バルバスバウ３００ａが変形し、自船３００の舳先部分３００ｄと他船３０１とが接触するまでの間も、衝突エネルギーの吸収量を大きくする必要がある。
　なお、図９Ｂの点線部分は、衝突船３００が被衝突船３０１に衝突する前のバルバスバウ３００ａの位置を示す。
　ところで、通常の線状加熱加工は、鋼板表面での最高到達温度が６００～１１００℃程度で行われている。しかしながら、加工精度が低下したり、加熱時間が長くなったりする場合がある。そこで、近年では、下記特許文献４に開示されているように、最高加熱温度が５００℃程度の低温で繰返し線状加熱加工を行う方法も提案されている。そのような条件で曲げ加工された曲板を用いて船首部分が形成される船舶では、衝突時のエネルギー吸収量が多くて緩衝効果の高い船首が求められている。
　また、線状加熱による曲げ加工の作業性を向上させるために、加熱速度を上げて加熱時間を短くした条件（最高到達温度が４００～６００℃の低温の条件）において曲げ変形量が大きい厚鋼板が求められている。このような厚鋼板として、特許文献５には、室温での降伏強度が２３５ＭＰａ以上、４００℃での降伏強度が１８０ＭＰａ以下、０℃でのシャルピー平均吸収エネルギーが１００Ｊ以上の厚鋼板が開示されている。
特開２００２－０８７３７３号公報 特開平７－３２９８８１号公報 特開２００４－３１４８２５号公報 特開２００６－２０５１８１号公報 特許４３０８３１２号公報
　本発明は、上記事情に鑑みてなされたものであって、船首のバルバスバウの部分が、線状加熱加工されて所定の曲率が付与された鋼板を用いて建造されている船舶において、船舶が衝突した際に、バルバスバウのバルブ部ができるだけ全体的に均一に変形し、変形時における大きなエネルギー吸収量を実現できる船首構造の条件を明らかにすることを目的とする。また、船体構造設計を変更することなく、衝突時に相手方の船の損傷を効果的に防止できる緩衝効果を備えた船首構造を提供することを目的とする。
　上記の課題を解決するために、本発明の一態様では、次のような船首構造とした。
（１）船首構造は、バルバスバウの外殻部材が、線状加熱加工を受けた線状加熱部と線状加熱加工を受けていない非線状加熱部とを有する複数の鋼板を備え、前記各鋼板のそれぞれについて、前記鋼板内の前記線状加熱部の室温での降伏強度ＹＰ（ＬＨ，ＲＴ）を前記非線状加熱部の室温での降伏強度ＹＰ（ＡＲ，ＲＴ）で割って得られた降伏強度の比αが１．２以下である。
（２）上記（１）に記載の船首構造では、前記バルバスバウの前記外殻部材を成す前記鋼板は、線状加熱加工前の室温での降伏強度が２３５ＭＰａ～４７０ＭＰａである鋼板としてもよい。
（３）上記（１）および（２）に記載の船首構造では、前記バルバスバウの前記外殻部材を成す前記鋼板は、加熱側の最高表面温度がＡｃ１点未満で線状加熱加工されることにより曲率が付与され、前記線状加熱加工前における４００℃での降伏強度が１５０ＭＰａ以下である鋼板としてもよい。
　本発明によれば、バルバスバウを有する自船の船首が他船の船腹に衝突するような事態を起こした場合に、衝突船側（自船側）のバルバスバウのバルブ部側面がより均一に座屈変形することにより、衝突エネルギーを大きく吸収することができる。また、衝突エネルギーを吸収しながら衝突面がつぶれることで、被衝突船（他船）の損傷を極力低減できるようになり、これによって被衝突船の沈没や油流出による海洋汚染の予防に貢献することができる。
線状加熱によって曲げ角度１２０度となるまで曲げ加工された鋼板を示す図である。 線状加熱によって曲げ角度１２０度となるまで曲げ加工された上記鋼板から作製される試験片を示す図である。 線状加熱を受けた鋼板の座屈性を調べるための試験方法を説明する図である。 線状加熱を受けた鋼板に荷重を付加した場合の荷重の大きさＰとブロックの変位Δとの関係を示す図である。 図２に示した試験におけるＥＡ比（αが１．０の場合の吸収エネルギーとの比）とαの値との関係を示す図である。 鋼板の４００℃での降伏強度ＹＰ（ＡＲ，４００℃）と、線状加熱部の室温での降伏強度ＹＰ（ＬＨ，ＲＴ）を非線状加熱部の室温での降伏強度ＹＰ（ＡＲ，ＲＴ）で割った比ＹＰ（ＬＨ，ＲＴ）／ＹＰ（ＡＲ，ＲＴ）との関係を示す図である。 船首構造と船側構造との衝突シミュレーションにおける船側の構造モデルを示す図である。 船首構造が船側構造に貫入した際に、貫入量とバルバスバウで吸収する相対エネルギー吸収能との推移を示す図である。 αと鋼板のエネルギー吸収能を基準例（α＝１）のときの鋼板のエネルギー吸収能で割ったエネルギー吸収能の比との関係を示す図である。 船首構造に緩衝効果を有さない船が衝突した場合の衝突船と被衝突船それぞれの変形を示す模式図である。 船首構造に緩衝効果を有する船が衝突した場合の衝突船と被衝突船それぞれの変形を示す模式図である。 船首構造に本発明の緩衝効果を有する船が衝突した場合の衝突船と被衝突船それぞれの変形を示す模式図である。 バルバスバウを有する船首の内部構造の概略を示す縦断面図である。 バルバスバウを有する船首の内部構造の概略を示す斜視図である。
　本発明者らは、バルバスバウを有する船舶の船首が他船の船腹に衝突するような事故を起こした場合について十分に検討し、図９Ｃに示すように、バルバスバウ１００ａのバルブ部分１００ｂがより均一に座屈変形をすることができれば、より多くの衝突エネルギーを吸収することができるという知見を得た。以下に、本発明者らの知見について具体的に述べる。図９Ｃに示すように、衝突船１００のバルバスバウ１００ａが座屈変形することによって、衝突による衝撃力は緩和される。その結果、被衝突船１０１の船腹１０１ａの局所的な破断や破損を回避でき、破口の発生を防止できる。なお、図９Ｃの点線部分は、衝突船１００が被衝突船１０１に衝突する前のバルバスバウ１００ａの位置を示す。
　バルバスバウのバルブ部は、前述のように線状加熱加工されて曲率が付与された鋼板を用いて構成されている。そのため、単に特許文献３で用いられているような低降伏点鋼を用いて建造しても、鋼板の熱を受けた部分では加工後の降伏強度が高くなる。その結果、局所的に熱が付与された部分と付与されていない部分とで鋼板の降伏強度に不均一が生じている。
　そのような鋼板を用いた場合、衝突の際に、バルバスバウは、不均一に変形する。そのため、構造部材としてのエネルギー吸収能は、降伏強度が鋼板内部で均一である鋼板に比べて低下している懸念がある。よって、衝突の際に被衝突船の局所的な破断や破損を回避するために十分な量の衝突エネルギーの吸収量を期待できない可能性がある。
　そこで、次に示すような実験をおこなった。
まず、質量％で、Ｃ：０．０２～０．１５％、Ｓｉ：０．０５～０．３％、Ｍｎ：０．５～１．８％、Ａｌ：０．００４～０．０５％を含有し、不純物としてのＰ、Ｓを、Ｐ：０．０３％以下、Ｓ：０．０５％以下に制限した鋼を用いて室温と４００℃における降伏強度を変化させた各種鋼板１を作製した。これらの鋼板１は、略正方形状であり、その寸法は、一辺約５００ｍｍかつ厚さ約１０ｍｍであった。図１Ａに示すように、最高加熱温度が５００℃となる条件で、実船での最大曲げ角度と考えられる曲げ角度が１２０度となるまでそれらの鋼板に線状加熱による曲げ加工を繰り返した。
　曲げ加工された鋼板１の線状加熱を受けた部位（線状加熱部）２と線状加熱を受けていない部位（非線状加熱部）３とのそれぞれについて、図１Ｂに示すように線状加熱を行った側の鋼板表面から鋼板表面を含む各試験片４を切り出し加工した。この加工によって、鋼板１の厚さの半分である板厚５ｍｍのＮＫＵ１号引張試験片（財団法人日本海事協会（ＮＫ；Ｎｉｐｐｏｎ　Ｋａｉｊｉ　Ｋｙｏｋａｉ）鋼船規則・同検査要領（Ｋ編　材料）で規定されているＵ１号試験片）を作製した。
　各試験片について室温において引張試験を実施し、それぞれ降伏強度を求めた。室温での線状加熱部の降伏強度をＹＰ（ＬＨ，ＲＴ）とし、室温での非線状加熱部の降伏強度をＹＰ（ＡＲ，ＲＴ）とする。その比率αをα＝ＹＰ（ＬＨ，ＲＴ）／ＹＰ（ＡＲ，ＲＴ）として、線状加熱部と非線状加熱部との降伏強度の違いを評価した。また、非線状加熱部については、４００℃での降伏強度ＹＰ（ＡＲ，４００℃）も求めた。
　次に、鋼板を船首に使用した場合にバルバスバウが均一に座屈するためのαの条件について調べた。
　αの値が異なる種々の鋼板（一辺約５００ｍｍかつ厚さ約１０ｍｍ）を用いて、上記と同様に作製された１２０度の曲げ角度を有する試験片を作製し、図２に示すように両端部をブロック５で拘束しながら一方から荷重Ｐを付与した。そのときの荷重の大きさとブロックの変位Δとの関係を測定した。αの値が１．０、１．２、１．４である３個の試験片の測定例を図３に示す。
　なお、α＝１．０の鋼板については、線状加熱加工を適用せず、機械的に曲げ加工を行って１２０度の曲げ角度となるようにした後、塑性変形の影響を排除するために降伏強度が変化しない程度の焼き戻し処理を行っている。
　αが１．４の場合には、鋼板の線状加熱部の降伏強度が高いため、その領域のすぐ外側に歪みが集中した。その歪集中部で折れ曲がりが生じたため、荷重Ｐが十分に上昇することなく変位Δが大きくなった。したがって、図３に示すように、鋼板のエネルギー吸収能が低下した。
　αが１．２の場合には、鋼板は、αが１．０の場合と類似した荷重－変位曲線を示した。したがって、図３に示すように、その鋼板は、エネルギー吸収能が十分であった。
　図３に示した荷重Ｐと変位Δとがなす面積（荷重曲線と変位軸とがなす面積）を吸収エネルギーＥＡ（ＴＰ）と定義し、αが１．０の時のＥＡ（ＴＰ）の値を基準値とした。そして、αとＥＡ（ＴＰ）との関係を図４に示した。この図より、鋼板のαが１．２以下であれば、線状加熱加工によって鋼板に降伏強度が不均一な部分が形成されても、降伏強度が均一な鋼板の変形と同様に高いエネルギー吸収能が期待できることが判った。
　線状加熱部の降伏強度が非線状加熱部の降伏強度の比αを１．２以下とするためには、線状加熱加工にともなう線状加熱部の降伏強度の変化ができるだけ小さい鋼板を用いることが望ましい。
　本発明者らは、検討の結果、線状加熱加工にともなう線状加熱部の降伏強度の変化をできるだけ小さくするために、線状加熱部の最高到達温度が低い条件でも曲げ変形量が大きい特許文献５に記載のような鋼板を使用できることを見出した。さらに、鋼板表面の最高到達温度がＡｃ１点未満で繰返し線状加熱加工する場合には、図５に示すように、鋼板の４００℃における降伏強度が線状加熱による曲げ加工性と良い対応関係にあることを見出した。図５中の中塗りの菱形は、最高加熱温度が５００℃の条件におけるデータであり、図５中の中抜きの丸は、最高加熱温度がＡｃ１直下の条件におけるデータである。すなわち、５００℃以上Ａｃ１点未満の最高加熱温度で線状加熱を行った場合には、比αの値は、図５の斜線部に相当する。この図５から、４００℃での降伏強度が１５０ＭＰａ以下である鋼板を用い、鋼板表面の最高到達温度がＡｃ１点未満でこの鋼板を繰返し線状加熱加工する場合には、線状加熱部の降伏強度と非線状加熱部の降伏強度との比αを１．２以下に確実に管理できることが判明した。
　このＡｃ１点は、実際の測定のほか、例えば、組成の関数で下記式（１）により簡易的に求めることができる。
　Ａｃ１（℃）＝７５０．８－２６．６［Ｃ］＋１７．６［Ｓｉ］
　　　　　－１１．６［Ｍｎ］－２２．９［Ｃｕ］－２３［Ｎｉ］
　　　　　＋２４．１［Ｃｒ］＋２２．５［Ｍｏ］－３９．７［Ｖ］
　　　　　－５．７［Ｔｉ］＋２３２．４［Ｎｂ］－１６９．４［Ａｌ］
　　　　　－８９４．７［Ｂ］　　・・・・・（１）
　ここで、［Ｃ］、［Ｓｉ］、［Ｍｎ］、［Ｃｕ］、［Ｎｉ］、［Ｃｒ］、［Ｍｏ］、［Ｖ］、［Ｔｉ］、［Ｎｂ］、［Ａｌ］、［Ｂ］は、それぞれ鋼中のＣ、Ｓｉ、Ｍｎ、Ｃｕ、Ｎｉ、Ｃｒ、Ｍｏ、Ｖ、Ｔｉ、Ｎｂ、Ａｌ、Ｂの含有率（質量％）を示す。
　鋼板表面の最高到達温度の下限は、特に規定しない。しかしながら、線状加熱温度が低すぎると鋼板が十分な剛性を有しているため、ほとんど変形が生じない。そのため、鋼板の変形量を確保するために３００℃以上であることが好ましい。
　以上では、衝突船側の船首が均一に座屈変形するための鋼板の条件について説明した。衝突船側の船首が座屈変形するためには、基本的に、船首に使用する鋼板の降伏強度を被衝突船の降伏強度よりも小さくする必要がある。
　しかし、船に使用する鋼板の降伏強度は、国際船級協会連合（ＩＡＣＳ）の統一規格を満たす必要がある。また、従来の内骨構造を有する船首構造で、鋼板には、波動衝撃に耐えられる強度が必要である。さらに、あまり鋼板の強度を低下させると変形時の大きなエネルギー吸収効果が期待できなくなる。
　以上の点を考慮すると、鋼板の降伏強度は、２３５ＭＰａ以上であることが望ましい。また、鋼板の降伏強度の上限は、通常、船に使用されている鋼板の降伏強度から判断して、４００ＭＰａ以下とすることが望ましい。さらに、衝突時により確実にバルバスバウが座屈変形するためには、３２０ＭＰａ以下がより望ましい。
　したがって、線状加熱加工前において、室温での降伏強度が２３５ＭＰａ以上４７０ＭＰａ以下の鋼板をバルバスバウの曲率を有する部位（外殻部材）に使用することが好ましい。この場合には、線状加熱加工によって曲率を付与された鋼板の線状加熱を受けていない部位（非線状加熱部）の降伏強度も上記と同様の降伏強度である。
　なお、鋼板の降伏強度が２３５ＭＰａ未満であっても、板厚を増加することなどの別の対策により、船体としての強度を確保する手段を採用してもよい。なお、このような場合であっても、経済性の観点から鋼板の降伏強度が１００ＭＰａ以上であることが好ましい。
　以上のような条件を満たす鋼板としては、特許文献５に示される鋼板を用いることが望ましい。しかしながら、外殻部材に使用される曲率を付与された鋼板は、特許文献５に示される鋼板と線状加熱条件との組み合わせによって得られる鋼板に限られるものではない。比αが１．２以下を満たすことができるならば、他の鋼板または線状加熱条件を用いてもよい。例えば、線状加熱加工による強度の変化が小さい鋼板を鋼板表面の最高到達温度がＡｃ１点以上の条件で繰返し線状加熱加工して、比αが１．２以下の鋼板を作製してもよい。この鋼板の室温における降伏強度は、特に制限されない。例えば、鋼板の室温における降伏強度は、２３５ＭＰａ未満であってもよく、２３５ＭＰａ以上４７０ＭＰａ以下であってもよい。
　図９Ｂのように曲げ変形により折れ曲がることを防止する必要がある。そこで、バルバスバウ１００ａが図９Ｃのように船体長手水平方向に沿って均一に座屈する構造について検討した。
　衝突時にバルバスバウが変形するためには、衝突方向である船体長手水平方向に沿って配置されている部材は、変形しやすい鋼材で構成されている必要がある。バルバスバウが均一に座屈するためには、船体長手方向に沿って配置されている部材の変形を船体長手方向に対して交わる方向に配置されている部材によって拘束して、バルバスバウの折れ曲りを防止することが有効である。
　バルバスバウの形状や内部構造は、様々であるが、曲率を有する外殻部材と内部構造部材とにより構成される。さらに、この内部構造部材は、バルバスバウの骨格を形成し、一般的には、縦肋骨と横肋骨との組み合わせにより構成される。
　図１０Ａおよび図１０Ｂにバルバスバウの構造の一例について概略を示す。バルバスバウを構成する内部構造部材１１１は、船体衝突方向である船体長手水平方向を基準に考えると、船体長手水平方向に平行あるいは直角に配置されている多くの部材と船体長手方向に対して角度を持って配置されている一部の部材とによって構成されている。
　そこで、船体長手水平方向に対して角度を持って配置されている部材を船体長手水平方向に平行あるいは直角に配置されている部材のいずれかに分類する。すなわち、バルバスバウを構成する内部構造部材１１１を次のように定義されるＬ部材１１１ｂとＷ部材１１１ａとに分類する。Ｌ部材１１１ｂは、船体長手水平方向に対し、４５度以下の角度を有する部材である。また、Ｗ部材１１１ａは、船体長手水平方向に対し、４５度より大きい角度を有する部材である。
　Ｌ部材１１１ｂには、衝突時の変形を受け持たせ、Ｗ部材１１１ａには、その変形を拘束する機能を受け持たせる。Ｌ部材１１１ｂに変形を受け持たせるために、Ｌ部材１１１ｂには、Ｗ部材１１１ａの降伏強度よりも低い降伏強度の鋼材を使用することが好ましい。その結果、Ｗ部材１１１ａがＬ部材１１１ｂに対して容易に変形してしまうことを防止することができる。
　さらに、この構造により、Ｌ部材１１１ｂが腰折れを生じて倒れこむように変形することを防止することができ、バルバスバウは、船体長手水平方向に沿って変形する。
　同様に、外殻部材１１０についても、Ｌ部材とＷ部材とに分類することができ、Ｌ部材には、Ｗ部材の降伏強度よりも低い降伏強度の鋼材が使用されることが好ましい。このように、バルバスバウを構成する外殻部材および内部構造部材について、船体長手水平方向に対して４５度以下の角度を有するＬ部材の降伏強度は、船体長手水平方向に対して４５度より大きい角度を有するＷ部材の降伏強度よりも低くなるように設計されることが好ましい。
　さらに、バルバスバウが均一に座屈変形するためには、外殻を構成する外殻部材１１０が蛇腹状に座屈変形する必要がある。加えて、外殻部材１１０は、均一に変形する必要があるため、線状加熱加工後も降伏強度が大きく変化しない鋼板を用いる必要がある。
　以降は、Ｌ部材がＷ部材よりも降伏強度が低いことを前提とする。
　以上、本発明の実施形態について説明したが、実施例により、本発明の効果について具体的に説明する。
　船首構造に使用する鋼板として、表１に示す実施例１～８及び比較例１～６の成分組成を有する一辺約５００ｍｍかつ板厚約１０ｍｍの鋼板を用意した。各鋼板について、室温の引張試験と４００℃での引張試験とを実施して、室温での降伏強度ＹＰ（ＡＲ，ＲＴ）と４００℃での降伏強度ＹＰ（ＡＲ，４００℃）とを求めた。さらに、加熱側表面の最高加熱温度が５００℃となる条件で、実船での最大曲げ角度を考慮して曲げ角度が１２０度となるまで各鋼板について線状加熱加工を繰り返した。これらの曲げ加工された鋼板の線状加熱を受けた部位から上記と同様の試験片を切り出した。これらの試験片について室温での引張試験を実施し、それぞれ降伏強度ＹＰ（ＬＨ，ＲＴ）を求めた。
　表２に実施例１～８の鋼板及び比較例１～６の鋼板について、ＹＰ（ＡＲ，ＲＴ）、ＹＰ（ＬＨ，ＲＴ）、ＹＰ（ＡＲ，４００℃）、ＹＰ（ＡＲ，ＲＴ）とＹＰ（ＬＨ，ＲＴ）との比αの値を示す。
　実施例１～８の鋼板は、αが１．２以下であった。加えて、これらの鋼板は、ＹＰ（ＡＲ，ＲＴ）が２３５～４００ＭＰａで、ＹＰ（ＡＲ，４００℃）が１７０ＭＰａ以下であった。また、比較例１～６の鋼板は、αが１．２超であった。
　また、船首構造に使用する鋼板として、表１に示す実施例９及び１０の成分組成を有する一辺約５００ｍｍかつ板厚約１０ｍｍの鋼板を用意した。各鋼板について、室温の引張試験と６００℃の引張試験とを実施して、室温での降伏強度ＹＰ（ＡＲ，ＲＴ）と６００℃での降伏強度ＹＰ（ＡＲ，６００℃）とを求めた。ここでは、Ａｃ１点以上での線状加熱を行うため、４００℃での降伏強度ＹＰ（ＡＲ，４００℃）の代わりに６００℃での降伏強度ＹＰ（ＡＲ，６００℃）を求めている（表２中の＊）。さらに、加熱側表面の最高加熱温度が１０００℃となる条件で、実船での最大曲げ角度を考慮して曲げ角度が１２０度となるまで各鋼板について線状加熱加工を繰り返した。これらの曲げ加工された鋼板の線状加熱を受けた部位から上記と同様の試験片を切り出した。これらの試験片について室温での引張試験を実施し、それぞれ降伏強度ＹＰ（ＬＨ，ＲＴ）を求めた。
　表２に実施例９及び１０の鋼板について、ＹＰ（ＡＲ，ＲＴ）、ＹＰ（ＬＨ，ＲＴ）、ＹＰ（ＡＲ，６００℃）（ＹＰ（ＡＲ，４００℃）の列の＊参照）、ＹＰ（ＡＲ，ＲＴ）とＹＰ（ＬＨ，ＲＴ）との比αの値を示す。
　実施例９及び１０の鋼板は、αが１．２以下であった。加えて、これらの鋼板は、ＹＰ（ＡＲ，ＲＴ）が２３５ＭＰａ未満であった。
Figure JPOXMLDOC01-appb-T000001
Figure JPOXMLDOC01-appb-T000002
　次に、表１、２の鋼板を用いてバルバスバウを構成した場合のエネルギー吸収能をシミュレーションにより求めた。
　図６に、原油タンカーの船側構造の船体長手方向の船体中央部における１／４シミュレーションモデルを示す。船側構造におけるＢ－Ｂ’部に沿ってオイルカーゴ部分の仕切り構造に対応する横隔壁１２が配置されている。船側構造における衝突位置Ａ、Ｄをオイルカーゴ部分の中央位置に設定したので、衝突中心１３に対して船体長手方向にも対称なモデルとなる。Ｃ－Ｃ’部に沿う部分は、船体構造で最も重要な部材である舷側厚板部分１１である。また、Ａ－Ａ’部は、衝突位置の垂直方向を示し、Ｄ－Ｄ’部は、衝突位置の水平方向を示している。
　衝突により生じた変形が大きくなると、衝突部に近いＤ－Ｄ’部やＡ－Ａ’部だけでなく、衝突中心１３より離れたＣ－Ｃ’部にも塑性変形が生じる。そのため、船体構造の最重要部材である舷側厚板部分１１を塑性損傷する。その結果、鋼材の破壊抵抗が著しく低下して、船体構造に大規模な損傷を引き起こす危険がある。そこで、上記のモデルを用いて、衝突部分全体が変形して衝突した時のバルバスバウのエネルギー吸収能について計算した。尚、エネルギー吸収能は、本来、エネルギーを示す単位（Ｊ）で示されるが、数値計算のため、ここでは無次元化した値とした。
　図７に、実施例１と比較例１との鋼板を用いて構成したバルバスバウを備えた船首構造を、図６のモデルの船側構造に衝突させた際の、船首貫入量とバルバスバウの衝突時の相対エネルギー吸収能との関係を示す。船首貫入量は、バルバスバウが被衝突船の船側へ衝突後に変形して貫入した量を示す。
　実施例１に関しては、船首構造に用いたそれぞれの鋼板のαが１．２以下で、図９Ｃのように変位すると仮定した。また、バルバスバウの外殻部材の降伏強度は、船側構造で使用されている鋼材の降伏強度の６０％に当たる２４０ＭＰａとした。
　比較例１に関しては、船首構造に使用されているそれぞれの鋼板の特性が表２に示す強度特性であると仮定した。
　なお、シミュレーションに際しては、線状加熱した部分の降伏強度と線状加熱されていない部分の降伏強度との両方が２２０ＭＰａである条件での相対エネルギー吸収能の計算結果を基準例（ｒｅｆ）とした。実施例、比較例のそれぞれの相対エネルギー吸収能について基準例からの低下割合を表２のＥＡ／ＥＡ（ｒｅｆ）で示した。
　船首構造側の鋼板のαが１．２以下で、この鋼板の降伏強度が船側構造側の降伏強度よりも低い場合には、図９Ｃに示すように船首構造が座屈する。そのため、実施例１は、船側構造との衝突面と外殻部材でのエネルギー吸収量とが比較例１よりも増大するため、図７に示すようにエネルギー吸収能が飛躍的に向上する。
　同様に実施例２～１０及び比較例２～６の鋼板についても、図７に示した船首貫入量６ｍまでの相対エネルギー吸収能を計算した。表２に示すように、実施例２～１０の鋼板を用いた船首構造では、αが１．２以下であるため、これらの船首構造は、十分なエネルギー吸収能を有していた。一方、比較例２～６の鋼板を用いた船首構造では、αが１．２よりも大きいため、これらの船首構造は、実施例２～９に比べ、エネルギー吸収能が大きく低下していた。
　さらに、表２の情報を纏めて、図８にαとＥＡ／ＥＡ（ｒｅｆ）との関係を示した。図８に示すように、αが１．２より大きくなると、ＥＡ／ＥＡ（ｒｅｆ）は、大きく低下した。このエネルギー吸収能の大きな低下は、バルバスバウの変形モードが図９Ｃから図９Ａまたは図９Ｂへと移行するためと考えられる。したがって、線状加熱加工によって鋼板に降伏強度が不均一な部分が形成されても、バルバスバウの外殻部にαが１．２以下である鋼板を用いることによって、高いエネルギー吸収能を有する船首構造を構成できる。
　以上のことから、線状加熱された鋼板をバルバスバウの外殻部に用いて、線状加熱部と非線状加熱部の降伏強度の比αが１．２以下となるように船首構造を決定することにより、衝突時の船首側のエネルギー吸収能を増大させて、相手方の船の重大な損傷を防止できる。さらに、この鋼板として、室温での降伏強度が２３５ＭＰａ以上４００ＭＰａ以下であり、４００℃での降伏強度が１７０ＭＰａ以下である鋼板を用いてもよい。この場合、フェライトへの転位の導入に関わらず、Ａｃ１点未満の加熱条件で線状加熱加工されて曲率を付与する場合の曲げ加工性を確保することができる。このような船首構造は、船体構造設計の変更を生じることなく、座屈変形による緩衝効果を備える。
　船体構造設計の変更を生じることなく、衝突時に相手方の船の損傷を効果的に防止できる緩衝効果を備えた船首構造を提供することができる。
　１　　鋼板
　２　　線状加熱を受けた部位（線状加熱部）
　３　　線状加熱を受けていない部位（非線状加熱部）
　４　　試験片
　５　　ブロック

Claims (3)

  1. 　バルバスバウの外殻部材が、
    　線状加熱加工を受けた線状加熱部と線状加熱加工を受けていない非線状加熱部とを有する複数の鋼板を備え、
    　前記各鋼板のそれぞれについて、前記鋼板内の前記線状加熱部の室温での降伏強度ＹＰ（ＬＨ，ＲＴ）を前記非線状加熱部の室温での降伏強度ＹＰ（ＡＲ，ＲＴ）で割って得られた降伏強度の比αが１．２以下である
    ことを特徴とする船首構造。
  2. 　前記バルバスバウの前記外殻部材を成す前記鋼板は、線状加熱加工前の室温での降伏強度が２３５ＭＰａ～４７０ＭＰａである
    ことを特徴とする請求項１に記載の船首構造。
  3. 　前記バルバスバウの前記外殻部材を成す前記鋼板は、加熱側の最高表面温度がＡｃ１点未満で線状加熱加工されることにより曲率が付与され、前記線状加熱加工前における４００℃での降伏強度が１５０ＭＰａ以下である
    ことを特徴とする請求項１または２に記載の船首構造。
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