WO2016013288A1 - 耐衝突性に優れた船体構造及び船体構造の設計方法 - Google Patents

耐衝突性に優れた船体構造及び船体構造の設計方法 Download PDF

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plate
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total elongation
ductility steel
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市川　和利
彰則 稲見
白幡　浩幸
安平 山田
秀 戸澤
幸人 檜垣
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新日鐵住金株式会社
今治造船株式会社
国立研究開発法人海上技術安全研究所
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    • 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 hull structure excellent in collision resistance capable of suppressing a hull breakage particularly in a large ship collided with a ship side, and a method for designing the hull structure.
  • Single-hull structures are still used in bulk carriers such as ore carriers and coal carriers.
  • the cargo from these ships does not pollute the ocean, but the ships are also loaded with fuel oil and the like, and the spill of fuel oil causes marine pollution. For this reason, it is necessary to suppress a hull breakage due to a collision accident or the like.
  • JP 2002-87373 A Japanese Patent Laid-Open No. 11-193438 Japanese Patent Laid-Open No. 11-193441 Japanese Patent Laid-Open No. 11-193442 Japanese Patent Laid-Open No. 11-246934 Japanese Patent Laid-Open No. 11-246935
  • Patent Document 1 It is not obvious whether the amount of energy absorbed until the inner plate breaks is governed by uniform elongation, and other members (upper deck, bilge, The contribution to hull breakage control that Trans, Stringer) has is not clear. Therefore, the hull structure of Patent Document 1 has a problem that a rational hull design is impossible. Considering the suppression of the final breakage that occurs in the impacted ship by causing the impact ship to make a side collision with the impacted ship, it is not the uniform elongation as in Patent Document 1, but the total elongation up to the breakage. It is necessary to consider.
  • Patent Document 1 the steel material quantitatively defined based on the uniform elongation, that is, the value of the product of the yield stress and the uniform elongation, the energy absorption amount until the uniform elongation, or the yield stress is equal to or greater than one.
  • a steel material in which the elongation itself is increased by 20% or more has been proposed.
  • the total elongation which is the sum of the uniform elongation and the local elongation, increases only by a little less than 20%. Therefore, it does not reach the regulation of the total elongation of the present invention described later, and the breakage cannot be suppressed.
  • Patent Document 1 simply aims to greatly increase the amount of energy that can be absorbed before a breakage occurs in a hull of a double hull structure (double hull). There is no description, and there is no description about conditions that do not cause a break in the single hull structure (single hull).
  • Patent Documents 2 to 6 describe that when a collision accident between ships occurs, the hull is prevented from breaking and a hole is prevented from being opened, or the fracture area can be reduced as compared with a conventional steel plate. Although there is only a description of the impact absorption performance of a single steel plate, there is no description regarding the relationship with the actual hull structure and conditions that do not cause breakage.
  • the present invention has a hull structure excellent in collision resistance, in which the energy that can be absorbed by the member is increased so as to suppress the breakage of the hull with the hull structure unchanged from the conventional one.
  • the issue is to provide
  • the gist of the present invention is as follows. (1) The value of the total elongation defined in the unified standard of the International Classification Society (IACS) (Unified Requirements W11 Rev. 8 2014) for some parts of the outer skin of the ship side or for all parts of the outer skin.
  • IACS International Classification Society
  • a hull structure with excellent impact resistance characterized by having a hull structure using a high-ductility steel plate that is confirmed to satisfy the above-mentioned specification, in which a total elongation of 1.4 times or more is imposed as a specification.
  • impact resistance refers to a property that can suppress a hull breakage even when subjected to a side collision of another ship at a predetermined speed.
  • a hull structure using the high-ductility steel plate in a part of the outer plate facing the inner plate in which the high-ductility steel plate is used or all parts of the outer plate The hull structure according to (3) above, which is characterized. (5) Further, any of the above (1) to (4), wherein the high ductility steel plate is used for a part or all of a stiffener attached to the portion where the high ductility steel plate is used. Crab hull structure.
  • the stiffener in the present invention is a general term for all members for suppressing the bending / deformation of the plate material constituting the hull including the outer plate and the inner plate.
  • a member (Longi) for suppressing out-of-plane bending for example, in the case of a single hull, in addition to a member for suppressing out-of-plane bending, a member for mainly suppressing out-of-plane bending of the outer plate. (Aggregate).
  • a design method for a hull structure using a high-ductility steel plate that has been confirmed to satisfy the above-mentioned specification, in which a total elongation of 1.4 times or more of the value of the total elongation specified in 2014) is imposed. . (12) Further, in the inner plate facing the outer plate in which the high ductility steel plate is used, a portion where it is necessary to suppress the breakage is specified, and the high ductility steel plate is used for the steel plate used for the portion.
  • the method for designing a hull structure as described in (11) above, wherein (13) In the inner plate of the ship side part, the part which needs to suppress the breakage is specified, and the unified standard (Unified Requirements W11 Rev.
  • a hull structure with excellent collision resistance that can suppress the occurrence of a hull breakage due to, for example, a collision of a large ship without a significant increase in cost. Is extremely prominent.
  • the stiffener web portion generally means a portion perpendicular to the outer plate or the inner plate accompanied by the stiffener in the portion constituting the stiffener
  • the stiffener flange surface portion is generally a stiffener.
  • FIG. It is a figure explaining an example of the absorption energy analysis result of each member by the finite element method, and the ratio of the absorbed energy of each member when the outer plate, inner plate and fender of the double hull structure are high ductility steel plates
  • FIG. It is a figure explaining an example of the absorption energy analysis result of each member by a finite element method, and is a figure which shows the ratio of the absorbed energy of each member in case all the members of a hull are high ductility steel plates.
  • main members constituting the double hull structure of the oil tank are the ship side outer plate 10 and the inner plate 11, the stiffener 12 associated with the outer plate 10 and the inner plate 11, respectively. 13, transformer 14, stringer 15, upper deck 16 and bilge 17.
  • the present inventors have found that large crude carrier (V ery L arge C rude oil C arrier, that VLCC) assuming collisions, the finite element method the energy is absorbed by deformation and deformation of the members of the double hull structure (FEM).
  • the collision ship was the same VLCC as the collision ship, and the loading state of the collision ship was a full load state in which the initial kinetic energy was the largest and the influence of inertial force was large. This is one of the most severe collision scenarios for a ship to be collided.
  • the outer plate, inner plate and fenders of the hit ship (with stiffener and outer plate with outer plate)
  • the fender is the high ductility steel plate (total elongation 27%) (case 2), and the case where all the hulls of the collision ship are the high ductility steel plate (case 3)
  • FEM analysis is performed.
  • the ratio of absorbed energy of each member was determined.
  • the total elongation of 17% in case 1 is determined as follows. That is, a steel plate often used in ships has a thickness of 15 mm to 20 mm, and has a strength classification of 36 according to the unified classification of the International Classification Society (IACS) described below (Unified Requirements W11 Rev. 8 2014). Therefore, the total elongation of 17% defined by the unified standard is the representative value of the conventional steel. And in order to grasp
  • FIGS. 4, 5 and 6 The ratios of energy absorbed by the deformation of the double hull structure member in the analysis of case 1, case 2 and case 3 are shown in FIGS. 4, 5 and 6, respectively.
  • FIG. 5 and FIG. 6 when a high ductility steel plate is applied to at least the outer plate, the inner plate, and the fender, the total ratio of these absorbed energy (OS + IS + Longi Web + Longi Face) is 50. It can be seen that it exceeds%.
  • FIG. 4 when all the members are conventional steels, the total ratio of the absorbed energy of the outer plate, the inner plate and the fender is 50% or less.
  • the high ductility steel plate when energy is efficiently absorbed by the high ductility steel plate, it is considered preferable to apply the high ductility steel plate to at least the outer plate, the inner plate, and the fender. 4 to 6, among the outer plate, the inner plate, and the fender, the fenders represent Longi Web and Longi Face.
  • the total 50% of the absorbed energy ratio of the outer plate, the inner plate, and the fender is the total energy absorbed by OS, IS, Longi Web, and Longi Face.
  • FIG. 7 shows a comparison of absolute values of energy absorbed by the ship to be collided up to the time when the inner plate breakage occurs or until the time when the collision is finished in Case 1, Case 2 and Case 3.
  • case 3 since the inner plate has no breakage, the energy absorbed by the ship to be collided up to the time when the collision is completed is shown. From FIG. 7, it can be seen that the amount of energy absorption up to the outflow of cargo oil can be significantly improved with the expansion of the applicable members of the high ductility steel sheet.
  • the absorbed energy of the high ductility steel plate application rate of 100% and 0% and the absorbed energy of each member having the high ductility steel plate application rate of 0% (conventional steel 100%) as shown in FIG.
  • the ratio is calculated in advance, it can be seen that the absorbed energy when the applied member of the high ductility steel sheet is changed can be predicted.
  • the application ratio of the high ductility steel sheet is determined in advance from the construction cost of the ship. In such a case, if the ratio of the absorbed energy for each member in the case of using the conventional steel as shown in FIG. 4 is obtained in advance by analysis by the finite element method, the ratio of the absorbed energy for each member and the weight of the member.
  • FIGS. 10 show. 8 to 10 are views after 6 seconds from the start of the collision. 8 to 10 are views of the inner plate viewed from the inside of the cargo tank inside the hull, and the starboard half of the ship to be collided is not displayed. As shown in FIG.
  • the hull structure embodiment of the present invention is as follows.
  • the total elongation of 1.4 times or more of the total elongation value defined in the IACS standard is imposed as a specification on a part of the outer plate of the ship side or all of the outer plate. And it is a hull structure using the high ductility steel plate confirmed to satisfy the above specifications. Furthermore, it is preferable to use the high ductility steel plate at a part of the inner plate facing the outer plate where the high ductility steel plate is used or at all sites of the inner plate. In addition, the present invention imposes as a specification a total elongation of 1.4 times or more of the total elongation value defined in the IACS standard on all parts of the inner plate on the side of the ship or all the inner plate.
  • FIG. 7 shows that the absolute value of the amount of energy absorption increases as the number of members to which the high ductility steel plate is applied increases. From the above, it is desirable to apply the high ductility steel sheet to as many members as possible. However, from the viewpoint of economic efficiency and efficient energy absorption, it is desirable to apply to the outer plate, the inner plate and the stiffener first.
  • the application to the stiffener accompanying the inner plate is stopped, and the high ductility steel plate is applied to the outer plate, the inner plate and the variation applied to the stiffener accompanying the outer plate or the outer plate and the inner plate.
  • the outer plate is made higher than the inner plate because the energy absorption amount of the outer plate is higher than the absorbed energy amount of the inner plate. It is more preferable. However, this does not prevent the use of the highly ductile steel plate only for the inner plate.
  • a high ductility steel plate may be used for the upper structure (bridge or the like).
  • the present invention considers the total elongation of the steel used for the member in order to suppress the final breakage.
  • a side surface collision at 12 knots which is a speed limit in a general harbor does not cause a breakage in the inner plate.
  • the present invention uses a high-ductility steel sheet that has a total elongation of 1.4 times or more of the total elongation value defined in the IACS unified standard as a specification and is confirmed to satisfy the specification.
  • the realistic production target of the high ductility steel plate may be 1.5 times or 1.5 times or more.
  • the average of the total elongation of the high ductility steel sheet can be regarded as about 1.5 times the value of the total elongation defined by the unified standard of IACS or 1.5 times or more. In the embodiment described later, an example using 1.5 times this is shown as the present invention.
  • the specification of the total elongation of the high ductility steel sheet is not limited to 1.4 times or more of the total elongation value defined in the IACS standard, but may be a higher value, for example, 1.5 times or more or 27% or more. Absent. It is known that the total elongation value depends on the test piece.
  • a known method such as 2.2.2 of Table 2 of Steel Ship Rules K of the Japan Maritime Association and Table K. From 2.2, the following conversion formula (1) may be used.
  • n total elongation when using an arbitrary test piece
  • A arbitrary The cross-sectional area of the test piece
  • L the distance between the marks of any test piece.
  • the present invention can be applied to a small ship in addition to a large ship, but is particularly effective when applied to a large ship.
  • the steel plate used for such a large vessel has a plate thickness greater than 12 mm and 50 mm or less.
  • steel plates having a size of more than 12 mm and not more than 50 mm are often used for the outer plate and the inner plate, and steel plates having a size of more than 12 mm and not more than 30 mm are often used for the stiffener. Therefore, the plate thickness of the high ductility steel plate used in the present invention is preferably more than 12 mm and 50 mm or less.
  • the thickness of steel plates (especially outer plates) used in these large ships is often more than 20 mm, and the high ductility steel plate used in the present invention has an application range of more than 20 mm. You may restrict
  • the yield strength of each classification society corresponding to Grade listed in Table 1 is 235 MPa or more (IACS Normal Strength Steel), 315 MPa or more (IACS strength category 32), 355 MPa or more ( IACS strength classification 36)
  • the tensile strength of the steel sheet is 400 MPa or more and 660 MPa or less.
  • the effect of the present invention is specifically shown by the VLCC having a particularly large effect, for example, as shown in FIG. 5, it is possible to secure nearly 30% of the absorbed energy at the time of collision with only the outer plate, and Considering the absolute value of the amount of energy that can be absorbed by the plate, it has a single hull structure (single hull), such as a bulk carrier (ore carrier), where the time until the sinking is short after the break and the collision safety is also strictly questioned. Even if it is applied, the effect of suppressing breakage is exhibited.
  • two members, an outer plate and an inner plate are distinguished.
  • the outer plate is also an inner plate (conversely, the inner plate can also be considered as an outer plate). Therefore, even in the case of a single hull structure, it is within the technical scope of the present invention. It is. Needless to say, the fuel oil tank portion (such as a bulk hull basically having a single hull structure) in which the oil leakage is feared due to the breakage at the time of collision such as a bulk carrier. When applied to a (local) double hull structure surrounded by an outer plate and an inner plate), the tank portion suppresses breakage and has an effect of suppressing oil leakage.
  • the total elongation of 1.4 times or more of the total elongation value specified in the IACS unified standard is very high, and it is satisfactory unless a steel sheet is manufactured by a special manufacturing method that satisfies this high total elongation. It is a level that can not be. However, there is some variation in the total elongation value. For this reason, when a steel sheet is manufactured by a normal manufacturing method, a steel sheet having a total elongation characteristic that is 1.4 times or more of the total elongation value specified in the IACS unified standard is accidentally produced. There are cases where it is accidentally used for hull construction. However, such a case does not belong to the technical scope of the present invention.
  • a total elongation value of 1.4 times or more of the total elongation value specified in the IACS unified standard is required in the steel sheet specifications and the like (which is manufactured to meet the specifications, and then It is intended to use only steel sheets that have been confirmed to have a total elongation (measured in a tensile test of 1) of 1.4 times or more of the total elongation value specified in the IACS standard.
  • the member that needs to suppress the breakage is specified, and the steel plate used for the ship side steel plate member has a total elongation of 1.4 times or more of the total elongation value defined in the unified standard of IACS.
  • the design method of the hull structure which uses the high ductility steel plate imposed as a specification and confirmed to satisfy the specification is intended.
  • As a result of such an intended hull structure design method only steel sheets that have been confirmed to be 1.4 times or more of the total elongation value specified in the IACS standard are specified for hull structure. It is possible to obtain a hull structure characterized by having a hull structure used for a ship side steel plate member (a member that needs to suppress breakage).
  • the steel plate used for the hull structure needs to satisfy the standards of each classification society based on the unified standard of IACS. For this reason, tensile tests are performed at a frequency defined by the standards of each classification society.
  • the ship side steel plate member that needs to suppress the breakage depends on the hull structure designer's approach to collision safety. Depends heavily on For example, in a bulk carrier, a part where there is no ballast tank and the hold has one outer plate (that is, a part where there is no inner plate) is identified as an outer plate that needs to suppress breakage,
  • the high ductility steel plate may be used.
  • part with the outer plate used as a part of fuel tank may be specified as the outer plate
  • an outer plate that faces a portion (inner plate portion) where a tank in which product oil (crude oil in the case of a crude oil tank) is stored is required to suppress the breakage.
  • part becomes a substantially whole site
  • the high ductility steel plate may be used for the inner plate facing the outer plate using the high ductility steel plate, and the outer plate and the You may use the said high ductility steel plate for a part or all of the stiffener accompanying the inner plate.
  • a part of the ship side skin that is closest to the spherical tank in which LNG is stored may be specified as a skin that needs to suppress the breakage.
  • the portion does not need to be a portion that covers the entire tank in a plan view and a side view, and may be only a portion where the tank is closest.
  • the part around the ship side skin that the spherical tank is closest to may be identified as the skin that needs to suppress the breakage.
  • the above method is a method for identifying a member that needs to suppress a breakage from the design drawing of the hull. You may identify the member which needs to suppress the breakage by performing the absorption energy analysis of each member by the finite element method. For example, using FIG. 4 which shows the ratio of the absorbed energy for each member in the case of conventional steel, the outer plate with the highest absorbed energy is identified as the member that needs to suppress the fracture, and the high ductility steel plate is used as the outer plate.
  • the outer plate and the inner plate are identified as members that need to suppress breakage, and the high ductility steel plate is used for the outer plate and the inner plate. May be.
  • the comparison between the analysis results of FIGS. 8 to 10 and FIG. 11 described later and the respective construction costs identifies the outer plate and the inner plate as members that need to suppress the breakage, and further determines the outer plate and the inner plate.
  • the inner plate may be specified as a member that particularly needs to suppress breakage, and the high ductility steel plate may be used for the outer plate, the inner plate, and the fenders associated with each.
  • the outer plate, the inner plate, and the fenders attached to each of the members are 1.5% of the total elongation value defined in the unified standard of the International Classification Society (IACS) (Unified Requirements W11).
  • IACS International Classification Society
  • FIGS. 14 to 17 are views of the outer plate viewed from the outside of the bulk carrier.
  • FIG. 14 and 15 are views of Case 4 and Case 5 after 1.4 seconds from the start of the collision.
  • the outer plate has a fracture (a crack passing through the outer plate).
  • FIG. 15 when a highly ductile steel plate is used for the outer plate and the aggregate (stiffener), no breakage occurs in the outer plate.
  • FIGS. 16 and 17 are diagrams when the velocity (kt) of the bulk carrier and the velocity V B (kt) of the VLCC are equal to each other, and are diagrams after 6 seconds from the start of the collision in this analysis.
  • FIG. 16 when conventional steel is used for the outer plate and the aggregate (stiffener), the outer plate is greatly damaged.
  • FIG. 17 when a high ductility steel plate is used for the outer plate and the aggregate (stiffener), a breakage occurs in the outer plate, but the damage degree of the outer plate is a case where conventional steel is used. Smaller than From the above, it is clear that the application of high-ductility steel plates to the bulk carrier skin and aggregate (stiffeners) can greatly delay the occurrence of skin breaks and reduce the breakage. Became.
  • the critical collision speed is a speed at which a fracture occurs in the outer plate of the bulk carrier, in other words, a critical speed at which no fracture occurs in the outer plate.
  • FIG. 18 shows the estimated value of the limit collision speed of VLCC in Case 4 and Case 5.
  • Case 4 when the VLCC speed exceeds 3 kt, a break occurs in the bulk carrier outer plate. However, in Case 5, no break occurs in the bulk carrier outer plate even if the VLCC speed increases to 5 kt. It was. As a result, it became clear that the critical collision speed is greatly improved by applying the high ductility steel plate to the outer plate and the aggregate (stiffener) of the bulk carrier.
  • the speed of the VLCC is different from the analysis performed in FIGS. 12 to 17 described above, but the other conditions are the same.
  • FIG. 18 and FIG. 19 are diagrams when the bulk carrier velocity V A (kt) and the VLCC velocity V B (kt) are equal, and in this analysis, are diagrams after 6 seconds from the start of the collision. .
  • V A (kt) and VLCC velocity V B (kt) are equal, and in this analysis, are diagrams after 6 seconds from the start of the collision.
  • FIG. 19 when the outer plate and the aggregate of the bulk carrier were conventional steel (total elongation 19%), a fracture occurred in the outer plate.
  • FIG. 20 when the outer plate and the aggregate of the bulk carrier were high ductility steel plates (total elongation of 28.5%), no breakage occurred in the outer plate.
  • the analyzed bulk carrier outer plate had an IACS strength classification of 36 and a plate thickness of 25 to 30 mm.
  • the analysis was performed by setting the total elongation of the conventional steel as 19% according to Table 1 and the total elongation of the high ductility steel sheet as 1.5%, 28.5%.
  • the application range of the high ductility steel plate is limited to members having a thickness of more than 20 mm, it is desirable that the total elongation of the high ductility steel plate exceeds 27% in consideration of manufacturing variations. This also applies to the double hull structure.
  • V B Collision Ship speed
  • M A the impacted ship wastewater (including additional water mass)
  • M B Collision Ship wastewater (including additional water mass)
  • E s Energy absorbed by the impacted ship before the end of the collision
  • the present invention is useful for a ship in which excellent collision resistance is important in the hull structure.

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Abstract

　船体構造は、船側部の互いに対向する外板又は内板のうち、ひとつ以上の部材の一部の部位又は全ての部位に、国際船級協会連合（ＩＡＣＳ）の統一規格（Ｕｎｉｆｉｅｄ　Ｒｅｑｕｉｒｅｍｅｎｔ　Ｗ１１　Ｒｅｖ．８　２０１４）で規定された全伸びの値の１．４倍以上の全伸びを有することを仕様として課せられ且つ前記仕様を満たすことが確認された高延性鋼板を使用した船殻構造を有する。更に、前記鋼板を使用した部位（外板、内板）に付随する防撓材に、前記高延性鋼板を使用することが好ましい。

Description

耐衝突性に優れた船体構造及び船体構造の設計方法
　本発明は、特に船側部に衝突された大型船舶において船殻の破口を抑制できる、耐衝突性に優れた船体構造、及び当該船体構造の設計方法に関するものである。
　鉱石運搬船や石炭運搬船などのバルクキャリアにおいては、現在でも一重船殻構造（シングルハル）が採用されている。これら船舶からの積荷は海洋を汚染するものはないが、船舶には燃料油なども積載されており、燃料油の流出は海洋汚染を引き起こす。このため、衝突事故などによる船殻の破口を抑制する必要がある。
　また、タンカーからの油の流出はさらに顕著に海洋汚染を引き起こすため、国際的な問題になっている。近年、衝突事故などによる油の流出を抑制するため、二重船殻構造（ダブルハル）への切り替えが進みつつある。ダブルハルはシングルハルと比較し、油の漏洩比率が減少しているものの、効果は不十分との指摘もなされている。
　荷油タンク数の増加や、ダブルボトムの高さの増加、ダブルサイド間隔の増加によって、船体構造の耐衝突性を向上させることは可能である。しかし、これらの対策は、建造コストやオペレーションコストの増加、搭載効率の低下をもたらす。これに対し、船側外板、船側外板付き防撓材、内板、内板付き防撓材のうち、いずれか一つ以上に、降伏応力と一様伸びの積の値や一様伸びまでのエネルギー吸収量、又は、降伏応力は同等以上で一様伸びそのものを増加させた鋼材を使用する船体構造が提案されている（例えば、特許文献１、参照）。また、強度及び延性を向上させ、衝突時の衝撃に対する吸収エネルギーを増加させた、船体用鋼板が提案されている（例えば、特許文献２～６、参照）。
特開２００２－８７３７３号公報 特開平１１－１９３４３８号公報 特開平１１－１９３４４１号公報 特開平１１－１９３４４２号公報 特開平１１－２４６９３４号公報 特開平１１－２４６９３５号公報
　内板に破口を生じるまでのエネルギー吸収量は、一様伸びに支配されるものであるかどうかは自明ではなく、さらに船殻を構成する船側鋼板以外の他の部材（アッパーデッキ、ビルジ、トランス、ストリンガー）が有する船殻の破口抑制へ寄与も明確ではない。
　したがって、特許文献１の船体構造には、合理的な船体設計が不可能であるという問題があった。衝突船が被衝突船に側面衝突にすることによって、被衝突船に生じる最終的な破口の抑制を考えると、特許文献１にあるような一様伸びではなく、破断に至るまでの全伸びを考慮することが必要である。
　なお、特許文献１では、一様伸びに基づいて定量的に規定した鋼材、すなわち降伏応力と一様伸びの積の値、一様伸びまでのエネルギー吸収量、又は、降伏応力は同等以上で一様伸びそのものをそれぞれ２０％以上増加させた鋼材が提案されている。しかし、このように一様伸びを２０％増加させても、局部伸びはほぼ変わらないと考えられるため、一様伸びと局部伸びの和である全伸びは、２０％弱しか増加しない。したがって、後述する本発明の全伸びの規定には至らず、破口を抑制することはできない。
　また、特許文献１は、単に二重船殻構造（ダブルハル）の船体に破口が生じるまでに吸収できるエネルギー量を大幅に増加させることを目的としているため、破口を生じない条件に関しては明確な記載が無く、一重船殻構造（シングルハル）の破口を生じない条件に関しても記載がされていない。
　また、特許文献２～６に記載された鋼板を用いた場合、衝突時の吸収エネルギーを増加できるものの、特許文献１の船体構造と同様に、鋼板が破断する全伸びを考慮しておらず、船殻の破口抑制に改善の余地がある。
　また、特許文献２～６には、船舶同士の衝突事故が起こったときに、船体が破断して穴が開くことを防止或は破断面積を従来の鋼板の場合よりも減少できる旨の記載はあるものの、鋼板としての単体の衝撃吸収性能が記載されているに過ぎなく、実際の船体構造との関係や破口を生じない条件に関しても記載がされていない。
　本発明は、このような実情に鑑み、従来と変わらない船体構造のままで、船殻の破口を抑制するように、部材が吸収できるエネルギーを増加させた、耐衝突性に優れた船体構造の提供を課題とするものである。
　本発明の要旨は以下のとおりである。
（１）　船側部の外板の一部の部位又は前記外板の全ての部位に、国際船級協会連合（ＩＡＣＳ）の統一規格（Ｕｎｉｆｉｅｄ　Ｒｅｑｕｉｒｅｍｅｎｔ　Ｗ１１　Ｒｅｖ．８　２０１４）で規定された全伸びの値の１．４倍以上の全伸びが仕様として課せられ且つ前記仕様を満たしたことが確認された高延性鋼板を使用した船殻構造を有することを特徴とする耐衝突性に優れた船体構造。ここでいう耐衝突性とは、例えば所定の速度で他船の側面衝突を受けても船殻の破口を抑制できる性質をいう。
（２）　更に、前記高延性鋼板が使用された前記外板に対向する内板の一部の部位又は前記内板の全ての部位に、前記高延性鋼板を使用した船殻構造を有することを特徴とする上記（１）に記載の船体構造。
（３）　船側部の内板の一部の部位又は前記内板の全ての部位に、国際船級協会連合（ＩＡＣＳ）の統一規格（Ｕｎｉｆｉｅｄ　Ｒｅｑｕｉｒｅｍｅｎｔ　Ｗ１１　Ｒｅｖ．８　２０１４）で規定された全伸びの値の１．４倍以上の全伸びが仕様として課せられ且つ前記仕様を満たしたことが確認された高延性鋼板を使用した船殻構造を有することを特徴とする耐衝突性に優れた船体構造。
（４）　更に、前記高延性鋼板が使用された前記内板に対向する外板の一部の部位又は前記外板の全ての部位に、前記高延性鋼板を使用した船殻構造を有することを特徴とする上記（３）に記載の船体構造。
（５）　更に、前記高延性鋼板が使用された前記部位に付随する防撓材の一部又は全部に、前記高延性鋼板を使用したことを特徴とする上記（１）～（４）のいずれかに記載の船体構造。なお、本発明における防撓材とは、外板及び内板を含む船体を構成する板材の撓み・変形を抑制するためのあらゆる部材の総称であり、例えばダブルハルの場合、外板の面内・面外の撓みを抑制するための部材（ロンジ）をいい、例えばシングルハルの場合、面外の撓みを抑制する部材に加えて、主に外板の面外への撓みを抑制するための部材（骨材）をいう。
（６）　更に、ストリンガーの一部又は全部に、前記高延性鋼板を使用したことを特徴とする上記（１）～（５）のいずれかに記載の船体構造。
（７）更に、アッパーデッキの一部又は全部に、前記高延性鋼板を使用したことを特徴とする上記（１）～（６）のいずれかに記載の船体構造。
（８）更に、ビルジの一部又は全部に、前記高延性鋼板を使用したことを特徴とする上記（１）～（７）のいずれかに記載の船体構造。
（９）更に、トランスの一部又は全部に、前記高延性鋼板を使用したことを特徴とする上記（１）～（８）のいずれかに記載の船体構造。
（１０）　前記高延性鋼板の板厚は、１２ｍｍ超、且つ、５０ｍｍ以下であることを特徴とする上記（１）～（９）のいずれかに記載の船体構造。
（１１）　船側部の外板の中で、破口を抑制する必要がある部位を特定し、当該部位に使用する鋼板に、国際船級協会連合（ＩＡＣＳ）の統一規格（Ｕｎｉｆｉｅｄ　Ｒｅｑｕｉｒｅｍｅｎｔ　Ｗ１１　Ｒｅｖ．８　２０１４）で規定された全伸びの値の１．４倍以上の全伸びが仕様として課せられ且つ前記仕様を満たすことが確認された高延性鋼板を使用することを特徴とする船体構造の設計方法。
（１２）　更に、前記高延性鋼板が使用された前記外板に対向する内板の中で、破口を抑制する必要がある部位を特定し、当該部位に使用する鋼板に、前記高延性鋼板を使用することを特徴とする上記（１１）に記載の船体構造の設計方法。
（１３）　船側部の内板の中で、破口を抑制する必要がある部位を特定し、当該部位に使用する鋼板に、国際船級協会連合（ＩＡＣＳ）の統一規格（Ｕｎｉｆｉｅｄ　Ｒｅｑｕｉｒｅｍｅｎｔ　Ｗ１１　Ｒｅｖ．８　２０１４）で規定された全伸びの値の１．４倍以上の全伸びが仕様として課せられ且つ前記仕様を満たすことが確認された高延性鋼板を使用することを特徴とする船体構造の設計方法。
（１４）　更に、前記高延性鋼板が使用された前記内板に対向する外板の中で、破口を抑制する必要がある部位を特定し、当該部位に使用する鋼板に、前記高延性鋼板を使用することを特徴とする上記（１３）に記載の船体構造の設計方法。
（１５）　更に、前記高延性鋼板が使用された前記部位に付随する防撓材の一部又は全部に使用する鋼板に、前記高延性鋼板を使用することを特徴とする上記（１１）～（１４）のいずれかに記載の船体構造の設計方法。
（１６）　更に、ストリンガーの一部又は全部に使用する鋼板に、前記高延性鋼板を使用することを特徴とする上記（１１）～（１５）のいずれかに記載の船体構造の設計方法。
（１７）更に、アッパーデッキの一部又は全部に使用する鋼板に、前記高延性鋼板を使用することを特徴とする上記（１１）～（１６）のいずれかに記載の船体構造の設計方法。
（１８）更に、ビルジの一部又は全部に使用する鋼板に、前記高延性鋼板を使用することを特徴とする上記（１１）～（１７）のいずれかに記載の船体構造の設計方法。
（１９）更に、トランスの一部又は全部に使用する鋼板に、前記高延性鋼板を使用することを特徴とする上記（１１）～（１８）のいずれかに記載の船体構造の設計方法。
　本発明によれば、大幅なコストの上昇なく、例えば大型船舶の衝突による船殻の破口の発生が抑制される、耐衝突性に優れた船体構造の提供が可能になり、産業上の貢献が極めて顕著である。
二重船殻構造の部材を説明するための図である。 図１における船側部底部を拡大した図である。 有限要素法による解析の衝突シナリオを説明するための図である。 有限要素法による各部材の吸収エネルギー解析結果の一例を説明する図であり、二重船殻構造の全ての部材が従来鋼である場合の各部材の吸収エネルギーの割合を示す図である。ただし、OS:外板、IS：内板、LongiWeb：防撓材ウエブ部、Longi Face：防撓材フランジ面部、Trans：トランス、STR：ストリンガー、UPDK:アッパーデッキ（上部甲板）、BILGE：ビルジ、T.BHD：トランスバルクヘッド、S.BHD：スワッシュバルクヘッド。ここで、防撓材ウエブ部とは一般に防撓材を構成する部分の中で防撓材が付随する外板あるいは内板に垂直な部分をいい、防撓材フランジ面部とは一般に防撓材を構成する部分の中で防撓材が付随する外板あるいは内板に平行な部分をいう。 有限要素法による各部材の吸収エネルギー解析結果の一例を説明する図であり、二重船殻構造の外板、内板及び防橈材が高延性鋼板である場合の各部材の吸収エネルギーの割合を示す図である。 有限要素法による各部材の吸収エネルギー解析結果の一例を説明する図であり、船体の全ての部材が高延性鋼板である場合の各部材の吸収エネルギーの割合を示す図である。 有限要素法による被衝突船の吸収エネルギー解析結果を説明する図であり、内板に破口が生ずる（荷油流出が生ずる）まで又は衝突が終了した時点までに被衝突船で吸収したエネルギー量の絶対値の比較図である。 有限要素法による内板の損傷の解析結果の一例を説明する図であり、統一規格の全伸びの値の１．３倍である場合の内板の損傷を示す図である。 有限要素法による内板の損傷の解析結果の一例を説明する図であり、統一規格の全伸びの値の１．４倍である場合の内板の損傷を示す図である。 有限要素法による内板の損傷の解析結果の一例を説明する図であり、統一規格の全伸びの値の１．５倍である場合の内板の損傷を示す図である。 有限要素法による内板の損傷の解析結果の一例を説明する図であり、二重船殻構造の外板、内板及び防橈材が統一規格の全伸びの値の１．５倍である場合の内板の損傷の解析結果を示す図である。 一重船殻構造における有限要素法による解析の衝突シナリオを説明するための模式図である。 有限要素法によるバルクキャリアの吸収エネルギー解析結果を説明する図であり、外板に破口が生ずるまでにバルクキャリアで吸収したエネルギー量の絶対値の比較図である。 有限要素法による外板の損傷の解析結果の一例を説明する図であり、バルクキャリアの外板及び骨材が従来鋼である場合の衝突開始から１．４秒後における外板の損傷を示す図である。 有限要素法による外板の損傷の解析結果の一例を説明する図であり、バルクキャリアの外板及び骨材が高延性鋼板である場合の衝突開始から１．４秒後における外板の損傷を示す図である。 有限要素法による外板の損傷の解析結果の一例を説明する図であり、バルクキャリアの外板及び骨材が従来鋼である場合の衝突後６秒後における外板の損傷を示す図である。 有限要素法による外板の損傷の解析結果の一例を説明する図であり、バルクキャリアの外板及び骨材が高延性鋼板である場合の衝突後６秒後における外板の損傷を示す図である。 バルクキャリアに衝突するＶＬＣＣの限界衝突速度（バルクキャリアに破口が発生しない限界速度）の比較図である。 有限要素法による外板の損傷の解析結果の一例を説明する図であり、バルクキャリアの外板及び骨材が従来鋼である場合の衝突終了時における外板の損傷を示す図である。 有限要素法による外板の損傷の解析結果の一例を説明する図であり、バルクキャリアの外板及び骨材が高延性鋼板である場合の衝突終了時における外板の損傷を示す図である。
　図１及び図２に示すように、油槽の二重船殻構造を構成する主要な部材は、船側外板１０と内板１１、外板１０と内板１１にそれぞれ付随する防撓材１２、１３、トランス１４、ストリンガー１５、アッパーデッキ１６及びビルジ１７である。本発明者らは、大型原油タンカー（Ｖｅｒｙ　Ｌａｒｇｅ　Ｃｒｕｄｅ　ｏｉｌ　Ｃａｒｒｉｅｒ、ＶＬＣＣという）の衝突事故を想定し、二重船殻構造の部材の変形及び変形によって吸収されるエネルギーを有限要素法（ＦＥＭ）によって求めた。
　ＦＥＭによる解析では、図３に示すように、衝突船が、停止している被衝突船（ＶＡ＝０ｋｔ）の船体の中央部付近の真横９０度から１２ｋｔで衝突するシナリオを想定した。解析は、被衝突船の速度（ｋｔ）と衝突船の速度ＶＢ（ｋｔ）が等速になるまで行った。ここで、１ｋｔは、１時間に１海里（１８５２ｍ）進む速さである。
　この１２ｋｔは日本国の海上交通安全法施行規則（昭和４８年３月２７日運輸省令第９号）で制定された東京湾の中ノ瀬航路等での速力の制限である。また、衝突船も被衝突船と同一のＶＬＣＣとし、衝突船の載荷状態は、初期運動エネルギーが最も大きく、かつ、慣性力の影響が大きい、満載状態とした。これは、被衝突船にとって最も厳しい衝突シナリオの１つである。そして、被衝突船の船体全ての部材が従来鋼（全伸び１７％）の場合（ケース１）、被衝突船の外板、内板及び防橈材（外板付き防撓材及び内板付き防橈材、以下同じ）が高延性鋼板（全伸び２７％）の場合（ケース２）、被衝突船の船体全ての部材が高延性鋼板の場合（ケース３）について、ＦＥＭによる解析を行い、各部材の吸収エネルギーの割合を求めた。なお、ケース１における全伸び１７％は、次のように決定している。すなわち、船舶に多く使用されている鋼板は、板厚が１５ｍｍ～２０ｍｍであって、且つ後述する国際船級協会連合（ＩＡＣＳ）の統一規格（Ｕｎｉｆｉｅｄ　Ｒｅｑｕｉｒｅｍｅｎｔ　Ｗ１１　Ｒｅｖ．８　２０１４）における強度の区分が３６であるため、当該統一規格で規定された全伸び１７％を従来鋼の代表値としている。そして、高延性鋼板を用いた船舶の吸収エネルギー等を把握するために、ケース２及びケース３においては、従来鋼の全伸び１７％の１．４倍にあたる２３．８％でなく、高延性鋼板の製造のバラツキを考慮して、高延性鋼板の平均的な全伸びが２７％と仮定して解析を行った。
　ケース１、ケース２及びケース３の解析における、二重船殻構造の部材の変形によって吸収されるエネルギーの割合をそれぞれ図４、図５及び図６に示す。図５及び図６のように、少なくとも、外板、内板及び防橈材に高延性鋼板を適用した場合、これらの吸収エネルギーの割合の合計（OS+IS+Longi Web +Longi Face）が５０％を超えることがわかる。一方、図４のように、全ての部材が従来鋼である場合、外板、内板及び防橈材の吸収エネルギーの割合の合計は５０％以下となる。したがって、高延性鋼板によってエネルギーを効率良く吸収させる場合、少なくとも外板、内板及び防橈材に高延性鋼板を適用することが好ましいと考えられる。なお、図４～図６において、外板、内板及び防橈材のうち、防橈材とは、Longi Web及びLongi Faceを表す。また、外板、内板及び防橈材の吸収エネルギーの割合の合計５０％とは、OS、IS、Longi Web及びLongi Faceで吸収したエネルギーの総和を表す。高延性鋼板を適用することにより、その高い延性効果によって外板及び内板の破口発生が大幅に遅れることとなる。内板に破口が生ずると荷油が海洋に流出し大規模な海洋汚染となることから、内板破口発生までにできるだけ多くの衝突エネルギーを吸収することが重要となる。ケース１、ケース２及びケース３において、内板破口発生まで又は衝突が終了した時点までに被衝突船で吸収したエネルギーの絶対値の比較を図７に示す。ケース３では内板に破口が生じていないので、衝突が終了した時点までに被衝突船が吸収したエネルギーを示す。図７より、高延性鋼板の適用部材拡大に伴い、荷油流出に至るまでのエネルギー吸収量が大幅に向上できることが分かる。
　ここで、ケース３とケース１の吸収エネルギーの差（１８１６ＭＪ）と、図４の高延性鋼板が適用された外板、内板及び防橈材の吸収エネルギーの割合（５０％＝０．５０）の積（９０８ＭＪ）に、ケース１の吸収エネルギー（４７８ＭＪ）を加えて、ケース２の吸収エネルギーを推定すると、１３８６ＭＪとなる。この値は、有限要素法による解析により得られた吸収エネルギー１３９３ＭＪ（図７のケース２の吸収エネルギー）と、ほぼ同じ値である。このことから、有限要素法による解析により、高延性鋼板適用率１００％と０％の吸収エネルギーと、図４のような高延性鋼板適用率０％（従来鋼１００％）の部材毎の吸収エネルギーの割合を予め算出しておけば、高延性鋼板の適用部材を変更した場合の吸収エネルギーを予測できることが判る。
　船舶の建造コスト等から高延性鋼板の適用比率が、予め決まっている場合が多い。このような場合、有限要素法による解析により、図４のような従来鋼を使用した場合の部材毎の吸収エネルギーの割合を予め求めておけば、部材毎の吸収エネルギーの割合と当該部材の重量の割合の比から、高延性鋼板の適用部材の優先度（経済性）を評価できる。つまり、この比（＝吸収エネルギーの割合／重量の割合）が高い部材から高延性鋼板を適用することにより、高延性鋼板を適用すべき部材を容易に決定することができる。
　次に、外板、内板に加えて各々に付随する防撓材、トランス、ストリンガー、上部甲板及びビルジに従来の国際船級協会連合（ＩＡＣＳ）の統一規格（Ｕｎｉｆｉｅｄ　Ｒｅｑｕｉｒｅｍｅｎｔ　Ｗ１１　Ｒｅｖ．８　２０１４）で規定された全伸びの値の１．３倍、１．４倍及び１．５倍の全伸びを有する鋼板を使用した場合の、内板の損傷の解析結果をそれぞれ図８、図９及び図１０に示す。図８～図１０は、衝突開始から６秒後の図である。なお、図８～図１０は、船体内部の荷油タンク内側から内板を見た図であり、被衝突船の右舷半分は非表示として表示している。図８に示すように、全伸びの値が１．３倍の場合、内板に破口（内板を縦通する亀裂）が生じている。一方、図９及び図１０に示すように、全伸びの値が１．４倍以上になると、内板には破口が生じていない。また、図８では、タンクの下部に複数の亀裂・損傷があるが、図９及び図１０では、これらの複数の亀裂・損傷が生じていないことが確認できる。
　なお、統一規格（Ｕｎｉｆｉｅｄ　Ｒｅｑｕｉｒｅｍｅｎｔ　Ｗ１１　Ｒｅｖ．８　２０１４）で規定された全伸びの値は表１の通りである。表１は、板厚とＧｒａｄｅに応じて、使用する船体材料が満足するべき最小の伸び値を規定している。統一規格ではＧｒａｄｅにおけるアルファベット(Ａ、Ｂ、Ｄ、ＥおよびＦ)はシャルピー衝撃試験で要求される試験温度の違いを示し、数字（３２、３６、および４０）は強度の区分を示している。高延性鋼板は、これらの表１で示す全伸びの規格値を上回る伸びを有するので統一規格を満足している。
Figure JPOXMLDOC01-appb-T000001
　以上の解析結果、及び、製造コスト、生産性を考慮して、本発明の船体構造の実施形態は次のようになる。
　本発明は、船側部の外板の一部の部位又は前記外板の全ての部位に、ＩＡＣＳの統一規格で規定された全伸びの値の１.４倍以上の全伸びが仕様として課せられ且つ前記仕様を満たすことが確認された高延性鋼板を使用した船体構造である。更に、前記高延性鋼板が使用された前記外板に対向する内板の一部の部位又は前記内板の全ての部位に、前記高延性鋼板を使用することが好ましい。
　また本発明は、船側部の内板の一部の部位又は前記内板の全ての部位に、ＩＡＣＳの統一規格で規定された全伸びの値の１.４倍以上の全伸びが仕様として課せられ且つ前記仕様を満たすことが確認された高延性鋼板を使用した船体構造である。更に、前記高延性鋼板が使用された前記内板に対向する外板の一部の部位又は前記外板の全ての部位に、前記高延性鋼板を使用することが好ましい。
　更に、前記高延性鋼板が使用された前記部位（外板、内板）に付随する防橈材の一部又は全部に、前記高延性鋼板を使用することがより好ましい。
　更に、ストリンガーの一部又は全部に、前記高延性鋼板を使用することがより一層好ましい。更に、アッパーデッキの一部又は全部に、前記高延性鋼板を使用することがより一層好ましい。更に、ビルジの一部又は全部に、前記高延性鋼板を使用することがより一層好ましい。更に、トランスの一部又は全部に、前記高延性鋼板を使用することがより一層好ましい。
　図７より、前記高延性鋼板を適用する部材が増えるにつれて、エネルギー吸収量の絶対値が増えていくことが分かる。以上より、１つでも多くの部材に前記高延性鋼板を適用することが望ましい。しかしながら、経済性及び効率的エネルギー吸収の観点からは、外板、内板及び防撓材にまず適用することが望ましい。この場合、内板に付随する防撓材への適用は止めて、外板、内板及び外板に付随する防撓材へ適用するバリエーションや外板及び内板に前記高延性鋼板を適用するバリエーションもあり得る。外板及び内板のいずれか片方のみを前記高延性鋼板とする場合には、外板のエネルギー吸収量が内板の吸収エネルギー量より高いため、内板より外板を前記高延性鋼板とすることがより好ましい。しかしながら、内板のみに前記高延性鋼板を使用することを、妨げるものではない。また、船底構造、船首構造、船尾構造に高延性鋼板を使用してもよい。さらに、上部構造（ブリッジ等）に高延性鋼板を使用してもよい。
　応力ひずみ曲線において、一様伸び以降もエネルギー吸収は大きいので、本発明では、最終的な破口を抑制するために、部材に使用する鋼材の全伸びを考慮する。前記高延性鋼板を、外板、内板及び防橈材に適用すると、一般的な港湾内での制限速度である１２ノットでの側面衝突で、内板に破口が生じない。このように、前記高延性鋼板の適用部材を限定することは、経済的にも合理的である。
　このように本発明は、ＩＡＣＳの統一規格で規定された全伸びの値の１.４倍以上の全伸びが仕様として課せられ且つ前記仕様を満たすことが確認された高延性鋼板を使用するものであるが、高延性鋼板の品質管理上、前記高延性鋼板の現実的な製造目標としては１．５倍又は１．５倍以上としてもよい。前記高延性鋼板の全伸びの平均は、ＩＡＣＳの統一規格で規定された全伸びの値の１.５倍程度又は１．５倍以上と看做すことができる。後述する実施例においては、本発明として、この１．５倍を用いた例を示している。なお、前記高延性鋼板の全伸びの仕様として、ＩＡＣＳの統一規格で規定された全伸びの値の１.４倍以上ではなくより高い値、例えば１．５倍以上又は２７％以上としても差し支えない。
　なお、全伸びの値は、試験片に依存することが知られている。ＩＡＣＳの統一規格で規定された全伸びの値は、ＧＬ（標点間距離）＝２００ｍｍ、ｗ（幅）＝２５ｍｍの平形試験片によるものである。この試験片以外を用いる場合には、公知の方法、例えば、日本海事協会の鋼船規則Ｋ編２章の２．２．２及び表Ｋ．２．２から下記式（１）の換算式を用いてもよい。
Figure JPOXMLDOC01-appb-M000002
 ここで、ｎ：任意の試験片を用いた場合の全伸び、Ｅ：ＧＬ（標点間距離）＝２００ｍｍ、ｗ（幅）＝２５ｍｍの平形試験片を用いた場合の全伸び、Ａ：任意の試験片の断面積、Ｌ：任意の試験片の標点間距離である。
　本発明は、大型船舶に加えて小型船舶にも適用可能であるが、特に大型船舶に適用した場合に効果が大きい。かかる大型船舶に使用される鋼板は、その板厚が１２ｍｍより大きく、また５０ｍｍ以下である。例えば外板や内板には１２ｍｍ超５０ｍｍ以下の鋼板が多く使用され、また防撓材には１２ｍｍ超３０ｍｍ以下の鋼板が多く使用される。したがって、本発明で用いられる前記高延性鋼板の板厚は、１２ｍｍ超、且つ、５０ｍｍ以下であるのが好ましい。さらに言えば、これら大型船舶に使用される鋼板（特に、外板）の板厚は２０ｍｍ超であることが特に多く、本発明で用いられる前記高延性鋼板は、その適用範囲を板厚２０ｍｍ超の部材に制限してもよい。なお、鋼板は、原則として、表１に記載のＧｒａｄｅに相当する各船級協会の降伏強度が２３５ＭＰａ以上級（ＩＡＣＳのＮｏｒｍａｌ　Ｓｔｒｅｎｇｔｈ　Ｓｔｅｅｌ）、３１５ＭＰａ以上級（ＩＡＣＳの強度区分３２）、３５５ＭＰａ以上級（ＩＡＣＳの強度区分３６）、３９０ＭＰａ以上級（ＩＡＣＳの強度区分４０）の船体構造用鋼板とする。鋼板の引張強さは、原則として、４００ＭＰａ以上６６０ＭＰａ以下とする。
　本発明の効果は、効果が特に大きいＶＬＣＣで具体的に示したが、例えば、図５で示したように、外板だけでも衝突時の吸収エネルギーの３０％近くを担保すること、並びに、外板の吸収し得るエネルギー量の絶対値を考慮すると、破口後、沈没までの時間が短く、同じく衝突安全性が厳しく問われるバルクキャリア（鉱石運搬船）等の一重船殻構造（シングルハル）に適用しても、破口抑制の効果を発揮するものである。なお、本発明の請求の範囲においては、外板と内板という２つの部材を区別している。一重船殻構造の場合、外板は内板でもあると看做せる（逆に、内板は外板でもあると看做せる）ため、一重船殻構造の場合も本発明の技術的範囲内である。また言うまでもなく、このようなバルクキャリア等の被衝突時の破口により油漏洩が危惧されるその燃料油タンク部（船体が基本的に一重船殻構造であっても、多くの場合、当該燃料油タンク部は、外板と内板にて囲まれた（局部的な）二重船殻構造となっている。）に適用すれば、破口を抑制し、油漏洩の抑制効果を有する。なお、一重船殻を有する船舶でも、前記高延性鋼板を使用した場合、船速、衝突角度に依存するものの、衝突時に破口を生じない可能性は高くなる。換言すれば、船殻に破口を生じない衝突速度を引き上げることができる。あるいは衝突時に破口が生じたとしても、その破口を極めて小さくすることができる。このため、衝突安全性を向上させることができる。
　ＩＡＣＳの統一規格で規定された全伸びの値の１.４倍以上という全伸びは非常に高い値であり、この高い全伸びを満足するような特殊な製造方法で鋼板を製造しないと満足させることができないレベルである。しかしながら、全伸び値は、ある程度のバラツキがある。このため、通常の製造方法で鋼板を製造した際に、偶然にもＩＡＣＳの統一規格で規定された全伸びの値の１.４倍以上の全伸び特性を持つ鋼板ができ、その鋼板が（意図せず）偶然に船殻構造に使用されるケースが、考えられる。しかしながら、このようなケースは、本発明の技術的範囲に属さない。本発明を実施するためには、破口を抑制する必要がある船側鋼板部材を特定し、当該部材に使用する鋼板に、前記高延性鋼板を使用する必要がある。特に外板又は内板においては破口を抑制する必要がある部位まで特定し、当該部位に使用する鋼板に、前記高延性鋼板を使用する必要がある。具体的には、鋼板仕様書等にてＩＡＣＳの統一規格で規定された全伸びの値の１.４倍以上の全伸び値が要求され、（その仕様書に合致するように製造され、その後の引張試験で測定された）全伸びがＩＡＣＳの統一規格で規定された全伸びの値の１．４倍以上であることが確認された鋼板のみを使用することを意図している。つまり、破口を抑制する必要がある部材を特定し、当該船側鋼板部材に使用する鋼板に、ＩＡＣＳの統一規格で規定された全伸びの値の１．４倍以上の全伸びを有することを仕様として課せられ且つ前記仕様を満たすことが確認された高延性鋼板を使用する船体構造の設計方法を意図している。このような意図した船体構造の設計方法の結果、このようなＩＡＣＳの統一規格で規定された全伸びの値の１．４倍以上であることが確認された鋼板のみが、船殻構造の特定の船側鋼板部材（破口を抑制する必要がある部材）に使用された船殻構造を有することを特徴とする船体構造を得ることができる。
　なお、船体構造に用いられる鋼板は、ＩＡＣＳの統一規格に準拠した各船級協会の規格を満たす必要がある。このため、各船級協会の規格で規定された頻度で引張試験が行われる。通常、その試験結果が、鋼材仕様書等を満たす鋼板のみが各製鉄会社の検査に合格と判定され、その引張試験結果等が鋼材検査証明書等に記載される。鋼材検査証明書等は、各船級協会の検査員の確認を受けたのち、製鉄会社から発注した造船会社に引き渡される。
　本発明において、「ＩＡＣＳの統一規格で規定された全伸びの値の１．４倍が仕様として課せられ」とは、鋼板仕様書等にて、ＩＡＣＳの統一規格で規定された全伸びの値の１.４倍以上の全伸びの値が要求されることを意図している。造船会社と製鉄会社との鋼材取引き等のコンピューター処理化が進んでおり、鋼板仕様書等の書面の送付等を行わない場合も多い。本発明においては、データの電送などの書面によらない方法で、仕様として課されてもよい。また、「前記仕様を満足することが確認できた」とは、少なくとも各船級協会の規格で規定された頻度で引張試験が行われ、各製鉄会社の検査で、その結果で測定された全伸びの値がＩＡＣＳの統一規格で規定された全伸びの値の１.４倍以上であることが確認されることを意図している。この確認は、一般的には、各製鉄会社内のコンピュータシステムにより行われる（例えば、試験結果が鋼板仕様書等の要求値を満たしているか否かが、コンピュータシステムにより判定される）。
　破口を抑制する必要がある船側鋼板部材（外板又は内板においては破口を抑制する必要がある部位）は、船殻構造の設計者の耐衝突安全性に対する考え方によるが、船舶の種類に大きく依存する。例えば、バルクキャリアにおいては、バラストタンクがなく船倉が外板１枚の部位（つまり、内板がない部位）を、破口を抑制する必要がある外板と特定し、当該部位の外板に前記高延性鋼板を使用してもよい。あるいは、燃料タンクの一部となる外板がある部位を、破口を抑制する必要がある外板と特定し、当該部位の外板に前記高延性鋼板を使用してもよい。
　また、例えばタンカーにおいては、製品油（原油タンカーの場合には、原油）が貯蔵されているタンクがある部位（内板の部位）に対向する外板を、破口を抑制する必要がある外板と特定してもよい。この場合、当該部位は、外板の高さ方向及び長さ方向にほぼ全体の部位となり、その部位の外板に前記高延性鋼板を使用することになる。船殻設計者の耐衝突安全性に対する考え方にもよるが、前記高延性鋼板を使用した前記外板に対向する内板にも、前記高延性鋼板を使用してもよく、前記外板及び前記内板に付随する防撓材の一部又は全部に、前記高延性鋼板を使用してもよい。
　また、例えば球形タンク方式のＬＮＧ船においては、ＬＮＧが貯留されている球形タンクが最も近接する船側外板の部位を、破口を抑制する必要がある外板と特定してもよい。この場合、タンクは球形であるため、当該部位は、平面視及び側面視においてタンク全体をカバーする部分である必要はなく、タンクが最も近接する部分のみでよい。そして、特定された部位の外板に前記高延性鋼板を使用してもよい。必要に応じて、球形タンクが最も近接する船側外板の周辺の部位も、破口を抑制する必要がある外板と特定してもよい。
　また、船舶の種類によらず、前記外板、前記内板及び前記防撓材に加え、ストリンガーの一部又は全部、アッパーデッキの一部又は全部、ビルジの一部又は全部、トランスの一部又は全部に、前記高延性鋼板を使用してもよい。
　以上の方法は、船殻の設計図面から、破口を抑制する必要がある部材を特定する方法である。有限要素法による各部材の吸収エネルギー解析を行って、破口を抑制する必要がある部材を特定してもよい。例えば、従来鋼の場合の部材毎の吸収エネルギーの割合を示す図４を用いて、最も吸収エネルギーが高い外板を破口を抑制する必要がある部材と特定し、外板に前記高延性鋼板を使用してもよい。また、図４～図７の解析結果とそれぞれの建造コストの比較から、外板及び内板を破口を抑制する必要がある部材と特定し、外板及び内板に前記高延性鋼板を使用してもよい。同様に、図８～図１０と後述の図１１の解析結果とそれぞれの建造コストの比較から、外板及び内板を破口を抑制する必要がある部材と特定した上で、更に外板及び内板を破口を特に抑制する必要がある部材と特定し、外板、内板及び各々に付随する防橈材に前記高延性鋼板を使用してもよい。
　以上、添付図面を参照しながら本発明の好適な実施の形態について説明したが、本発明はかかる例に限定されない。当業者であれば、請求の範囲に記載された思想の範疇内において、各種の変更例または修正例に想到し得ることは明らかであり、それらについても当然に本発明の技術的範囲に属するものと了解される。
　先ず、本発明を二重船殻構造（ダブルハル）に適用した場合の効果について説明する。図１に示す部材のうち、外板、内板及び各々に付随する防橈材に、国際船級協会連合（ＩＡＣＳ）の統一規格（Ｕｎｉｆｉｅｄ　Ｒｅｑｕｉｒｅｍｅｎｔ　Ｗ１１）で規定された全伸びの値の１．５倍の全伸びを有する鋼板を使用した場合を想定し、図３に示す衝突シナリオで、内板の損傷をＦＥＭで解析した。その結果、図１１に示すように、内板のき裂進展や大破口には至らないことが明らかになった。
　次に、本発明を一重船殻構造（シングルハル）に適用した場合の効果について説明する。本発明者らは、ＶＬＣＣがシングルハルのバルクキャリアに衝突した事故を想定し、バルクキャリアの部材の変形及び変形によって吸収されるエネルギーをＦＥＭによって求めた。
　ＦＥＭによる解析では、図３に示したように、ＶＬＣＣが、停止しているバルクキャリア（ＶＡ＝０ｋｔ）の船体の中央部付近の真横９０度から１２ｋｔで衝突する厳しいシナリオを想定した。具体的には、図１２に示すようにＶＬＣＣの船首を一重船殻構造のバルクキャリアの外板２０に衝突させ、衝突後６秒まで解析を行った。この衝突箇所は外板の破口に対して厳しい衝突位置であると想定される。なお、図１２では、バルクキャリアの右舷半分は非表示として表示している。
　そして、バルクキャリアの船体全ての部材が従来鋼（全伸び１７％）の場合（ケース４）、バルクキャリアの外板２０及び外板２０に付随する骨材２１が高延性鋼板（全伸び２７％）の場合（ケース５）について、ＦＥＭによる解析を行った。骨材２１は、外板２０に付随して設けられ、当該外板２０の面外の撓みを抑制するための防撓材である。なお、ケース４における全伸び１７％は、ＩＡＣＳの統一規格で規定された全伸びの下限値である。そして、ケース５における全伸び２７％は、ケース４における全伸び１７％の１．５倍に相当する。
　ケース４及びケース５の解析において、外板破口発生までにバルクキャリアで吸収したエネルギーの絶対値の比較を図１３に示す。図１３より、バルクキャリアの外板と骨材（防撓材）に高延性鋼板を適用することによって、外板の破口発生までのエネルギー吸収量を大幅に向上できることが明らかになった。
　また、ケース４及びケース５の解析における外板の損傷の解析結果を図１４～図１７に示す。なお、図１４～図１７は、バルクキャリアの外側から外板を見た図である。
　図１４及び図１５は、衝突開始から１．４秒後におけるケース４及びケース５の図である。図１４に示すように、外板と骨材（防撓材）に従来鋼を用いた場合、外板に破口（外板を縦通する亀裂）が生じている。一方、図１５に示すように、外板と骨材（防撓材）に高延性鋼板を用いた場合、外板に破口が生じていない。
　図１６及び図１７は、バルクキャリアの速度（ｋｔ）とＶＬＣＣの速度ＶＢ（ｋｔ）が等速になった際の図であり、本解析では衝突開始から６秒後の図である。図１６に示すように、外板と骨材（防撓材）に従来鋼を用いた場合、外板が大きく損傷している。一方、図１７に示すように、外板と骨材（防撓材）に高延性鋼板を用いた場合、外板に破口が生じるものの、その外板の損傷度合は従来鋼を用いた場合に比べて小さい。以上より、バルクキャリアの外板と骨材（防撓材）に高延性鋼板を適用することにより、外板の破口発生を大幅に遅らせられることができ、またその破口を小さくできることが明らかになった。
　さらに本発明者らは、図１３に示したバルクキャリアで吸収したエネルギーに基づいて、ＶＬＣＣの限界衝突速度を算出した。限界衝突速度は、バルクキャリアの外板に破口が発生する際の速度であって、換言すれば、外板に破口を発生させない限界の速度である。
　図１８は、ケース４及びケース５におけるＶＬＣＣの限界衝突速度の推定値を示す。ケース４では、ＶＬＣＣの速度が３ｋｔを超えるとバルクキャリアの外板に破口が発生するが、ケース５では、ＶＬＣＣの速度が５ｋｔまで上がってもバルクキャリアの外板に破口が発生しなかった。これにより、バルクキャリアの外板と骨材（防撓材）に高延性鋼板を適用することによって、限界衝突速度が大幅に向上することが明らかになった。
　この点、本発明者らは、ＶＬＣＣが、停止しているバルクキャリア（ＶＡ＝０ｋｔ）の船体の中央部付近の真横９０度から５ｋｔで衝突するシナリオを想定し、ＦＥＭによる解析も行った。この解析では、上述した図１２～図１７で行った解析と比較して、ＶＬＣＣの速度が異なるが、その他の条件は同じである。
　図１８及び図１９は、バルクキャリアの速度ＶＡ（ｋｔ）とＶＬＣＣの速度ＶＢ（ｋｔ）が等速になった際の図であり、本解析では衝突開始から６秒後の図である。図１９に示すように、バルクキャリアの外板と骨材が従来鋼（全伸び１９％）である場合、外板に破口が発生した。一方、図２０に示すように、バルクキャリアの外板と骨材が高延性鋼板（全伸び２８．５％）である場合、外板に破口は発生しなかった。なお、解析を行ったバルクキャリアの外板等は、ＩＡＣＳの強度の区分が３６であり且つ板厚が２５ｍｍ～３０ｍｍであった。このため、表１により従来鋼の全伸び１９％として、高延性鋼板の全伸びはその１．５倍の２８．５％として、解析を行った。
　高延性鋼板の適用範囲を板厚２０ｍｍ超の部材に制限する場合、高延性鋼板の全伸びは、製造バラツキを考慮して２７％を超えることが望ましい。この点は、二重船殻構造についても同様である。
　ここで、例えば日本船舶海洋工学会講演会論文集　第１７号　論文番号　２０１３Ａ－ＧＳ１０－４　「海難審判庁裁決録に基づく我が国沿岸の船舶の衝突事故データベース構築とその類型化について」に記載されたデータによれば、衝突船の速度が５ｋｔ以下における衝突事故の発生頻度は衝突事故全体の約２０％である。本データは、バルクキャリア以外の船種も含むが、概して、大型のバルキャリアについて、同程度の発生頻度を仮定すると、バルクキャリアの外板と骨材（防撓材）に高延性鋼板を適用することで、バルクキャリアを被衝突船とする事故の約２０％の衝突事故において外板に破口が発生するのを抑制できることが分かった。これは衝突による人命や積荷の損害防止、海洋環境の保護を考慮すれば、十分経済合理性に適っている。
　次に、Yasuhira Yamada, Hisayoshi Endo及びPreben
Terndrup Pedersenらの論文「Effect of Buffer Bow Structure in
Ship-Ship Collision」International Journal of Offshore
and Polar Engineering, Vol.18 No.2, 2008, p. 1-9より、上述した限界衝突速度の算出方法について以下の式（２）から（４）に従って説明する。算出条件として、図３に示したように、衝突船（Ｂ船）が、停止している被衝突船（Ａ船）の船体の中央部付近の真横９０度から衝突するものとする。限界衝突速度の算出に際しての各パラメータは以下のとおりである。
ＶＡ：被衝突船速度（＝０）
ＶＢ：衝突船速度
ＭＡ：被衝突船排水量（付加水質量込み）
ＭＢ：衝突船排水量（付加水質量込み）
Ｅｓ：衝突終了までに船体運動以外で被衝突船が吸収したエネルギー
　そして、衝突直前及び衝突後において、運動エネルギー保存則及び運動量保存則を適用する。ここで、限界衝突速度で衝突した場合には、衝突後の両船の速度は等しくＶ’となると仮定する。また、船体の剛体回転運動はないものとする。かかる場合、運動エネルギー保存則より下記式（２）が導出され、運動量保存則より下記式（３）が導出される。
Figure JPOXMLDOC01-appb-M000003
Figure JPOXMLDOC01-appb-M000004
　上記式（２）と式（３）からＶ’を消去して、ＶＢについて解くと下記式（４）が得られる。そして、この式（４）におけるＥｓが、限界衝突速度で衝突した場合に、衝突終了までに船体運動以外で被衝突船が吸収したエネルギーＥｓ,crである場合、当該Ｅｓ,crに基づいて限界衝突速度ＶＢ,crが算出される。
Figure JPOXMLDOC01-appb-M000005
　なお、本発明では図１８に示した限界衝突速度を算出するにあたっては、被衝突船を固定し（ＭＡ＝∞）、上記式（４）を下記式（５）に簡略化して、限界衝突速度ＶＢ,crを算出している。
Figure JPOXMLDOC01-appb-M000006
  
 
　本発明は、船体構造において優れた耐衝突性が重要である船舶に有用である。
１０　外板
１１　内板
１２　外板に付随する防撓材
１３　内板に付随する防撓材
１４　トランス
１５　ストリンガー
１６　アッパーデッキ
１７　ビルジ
２０　外板
２１　骨材（防撓材）
２２　アッパーデッキ
２３　防撓材
２４　ビルジ
２５　トランス

Claims (19)

  1. 船側部の外板の一部の部位又は前記外板の全ての部位に、国際船級協会連合（ＩＡＣＳ）の統一規格（Ｕｎｉｆｉｅｄ　Ｒｅｑｕｉｒｅｍｅｎｔ　Ｗ１１　Ｒｅｖ．８　２０１４）で規定された全伸びの値の１．４倍以上の全伸びが仕様として課せられ且つ前記仕様を満たしたことが確認された高延性鋼板を使用した船殻構造を有することを特徴とする船体構造。
  2. 更に、前記高延性鋼板が使用された前記外板に対向する内板の一部の部位又は前記内板の全ての部位に、前記高延性鋼板を使用した船殻構造を有することを特徴とする請求項１に記載の船体構造。
  3. 船側部の内板の一部の部位又は前記内板の全ての部位に、国際船級協会連合（ＩＡＣＳ）の統一規格（Ｕｎｉｆｉｅｄ　Ｒｅｑｕｉｒｅｍｅｎｔ　Ｗ１１　Ｒｅｖ．８　２０１４）で規定された全伸びの値の１．４倍以上の全伸びが仕様として課せられ且つ前記仕様を満たしたことが確認された高延性鋼板を使用した船殻構造を有することを特徴とする船体構造。
  4. 更に、前記高延性鋼板が使用された前記内板に対向する外板の一部の部位又は前記外板の全ての部位に、前記高延性鋼板を使用した船殻構造を有することを特徴とする請求項３に記載の船体構造。
  5. 更に、前記高延性鋼板が使用された前記部位に付随する防撓材の一部又は全部に、前記高延性鋼板を使用したことを特徴とする請求項１～４のいずれか一項に記載の船体構造。
  6. 更に、ストリンガーの一部又は全部に、前記高延性鋼板を使用したことを特徴とする請求項１～５のいずれか一項に記載の船体構造。
  7. 更に、アッパーデッキの一部又は全部に、前記高延性鋼板を使用したことを特徴とする請求項１～６のいずれか一項に記載の船体構造。
  8. 更に、ビルジの一部又は全部に、前記高延性鋼板を使用したことを特徴とする請求項１～７のいずれか一項に記載の船体構造。
  9. 更に、トランスの一部又は全部に、前記高延性鋼板を使用したことを特徴とする請求項１～８のいずれか一項に記載の船体構造。
  10. 前記高延性鋼板の板厚は、１２ｍｍ超、且つ、５０ｍｍ以下であることを特徴とする請求項１～９のいずれか一項に記載の船体構造。
  11. 船側部の外板の中で、破口を抑制する必要がある部位を特定し、当該部位に使用する鋼板に、国際船級協会連合（ＩＡＣＳ）の統一規格（Ｕｎｉｆｉｅｄ　Ｒｅｑｕｉｒｅｍｅｎｔ　Ｗ１１　Ｒｅｖ．８　２０１４）で規定された全伸びの値の１．４倍以上の全伸びが仕様として課せられ且つ前記仕様を満たすことが確認された高延性鋼板を使用することを特徴とする船体構造の設計方法。
  12. 更に、前記高延性鋼板が使用された前記外板に対向する内板の中で、破口を抑制する必要がある部位を特定し、当該部位に使用する鋼板に、前記高延性鋼板を使用することを特徴とする請求項１１に記載の船体構造の設計方法。
  13. 船側部の内板の中で、破口を抑制する必要がある部位を特定し、当該部位に使用する鋼板に、国際船級協会連合（ＩＡＣＳ）の統一規格（Ｕｎｉｆｉｅｄ　Ｒｅｑｕｉｒｅｍｅｎｔ　Ｗ１１　Ｒｅｖ．８　２０１４）で規定された全伸びの値の１．４倍以上の全伸びが仕様として課せられ且つ前記仕様を満たすことが確認された高延性鋼板を使用することを特徴とする船体構造の設計方法。
  14. 更に、前記高延性鋼板が使用された前記内板に対向する外板の中で、破口を抑制する必要がある部位を特定し、当該部位に使用する鋼板に、前記高延性鋼板を使用することを特徴とする請求項１３に記載の船体構造の設計方法。
  15. 更に、前記高延性鋼板が使用された前記部位に付随する防撓材の一部又は全部に使用する鋼板に、前記高延性鋼板を使用することを特徴とする請求項１１～１４のいずれか一項に記載の船体構造の設計方法。
  16. 更に、ストリンガーの一部又は全部に使用する鋼板に、前記高延性鋼板を使用することを特徴とする請求項１１～１５のいずれか一項に記載の船体構造の設計方法。
  17. 更に、アッパーデッキの一部又は全部に使用する鋼板に、前記高延性鋼板を使用することを特徴とする請求項１１～１６のいずれか一項に記載の船体構造の設計方法。
  18. 更に、ビルジの一部又は全部に使用する鋼板に、前記高延性鋼板を使用することを特徴とする請求項１１～１７のいずれか一項に記載の船体構造の設計方法。
  19. 更に、トランスの一部又は全部に使用する鋼板に、前記高延性鋼板を使用することを特徴とする請求項１１～１８のいずれか一項に記載の船体構造の設計方法。
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