SM-S10-14（公社）日本船舶海洋工学会
調和化船体構造規則（H-CSR）研究委員会

最終報告書

平成 26 年 6 月

0

まえがき
国際船級協会連合（IACS）によるばら積み貨物船および油タンカーのそれぞれに対する共通構
造規則（CSR-BC および CSR-OT）が 2006 年 4 月に施行された．CSR は，それまでの各国船級協会規則の調和化を図ったものであったが，いくつかの技術的要素については CSR-BC とCSR-OT の間で異なるアプローチが採用される結果となった．そのため，共通的技術要素については，両 CSR 間でさらなる統一を図るべきとの意見が当初からあった．これを受けて IACS では，2008 年に調和化 CSR（以下 CSR-H）の開発に着手した．さらに IMO/GBS が 2010 年 5 月に採択されたことにより，損傷時残存強度，構造冗長性など，新たな強度要件を考慮することが必要となり，これに対する対応も CSR-H の目的となった．
CSR-H の開発プロセスでは，規則草案に対する業界レビューの実施，意見収集ウェブページの設置，技術背景文書（Technical Background document，以下 TB）の公開が行われた．これを受けて，日本船舶海洋工学会においても，規則草案や TB に関して，学術的・中立的立場から技術的課題を抽出するとともに，専門的知見に基づいて，IACS に向けた合理的規則化のための提言を行うことを目的として，本ストラテジー研究委員会が設置された．本委員会は，船体の荷重，応答，強度を専門とする研究者ならびに造船・海運企業の技術者から構成され，次の 3 項目を具体的な活動目的とした．
（１）

CSR-H 草案の内容審議と学術的合理性からみた課題点の抽出（２）

公開説明会やインターネットを通じた IACS への意見発信（３）

TB 解説書の作成と学会ホームページでの公開

平成 24 年 3 月から 2 年 3 ヶ月にわたって活動を行い，計 10 回の委員会を開催した．この間，平成 24 年 12 月に CSR-H 第一次草案に関する 16 項目の意見発信，平成 25 年 6 月に IACS 2nd
Industry Presentation にて口頭意見表明，また同 8 月に CSR-H 第二次草案に対する 4 項目の意
見発信をそれぞれ行った．また平成 25 年度からは，船体構造技術者が，CSR-H の技術的背景を理解する上での助けとなるよう，TB レポートの解説書の作成に着手した．これらの成果に，今後さらに検討すべき技術的課題に関する提言を加えて，本最終報告書とする．
以下，第 1 章では，CSR-H 案の概要を現行 CSR との比較を含めて整理する．第 2 章では，CSR-Hの第 1 次および第 2 次草案について本委員会から IACS に向けて発信した意見の内容を示す．第3 章では，TB レポートに関する解説を示す．ここでは，各 TB の概説とともに，委員の考察・見解を示す．最後に，第 3 章の指摘を含めて，今後探求すべき技術課題をまとめる．
なお，本委員会は H-CSR 委員会の略称でスターﾄしたが，IACS による名称が CSR-H と定められたため，報告書中の記載は CSR-H とする．また第 3 章の TB 概説中の図表は，教育目的の使用として IACS より許可を得て転載したものであることを付記する．
平成 26 年 6 月 30 日
調和化船体構造規則（CSR-H）研究委員会
委員長

藤久保 昌彦

1

委員名簿
氏名

所属

委員長

藤久保 昌彦大阪大学大学院

会計担当

柳原 大輔

愛媛大学大学院

委員

秋山 治之

川崎汽船（株）委員

飯島 一博

大阪大学大学院

委員

大沢 直樹

大阪大学大学院委員

小川 剛孝（独）海上技術安全研究所

委員

川村 恭己

横浜国立大学大学院

委員

柴崎 公太

ジャパンマリンユナイテッド（株）

委員

杉本 義彦

（株）商船三井委員

孝岡 祐吉

川崎重工業（株）

委員高木 健

東京大学大学院

委員

田中 義照（独）海上技術安全研究所

委員

深沢 塔一

大阪府立大学大学院

委員

村上 睦尚

（独）海上技術安全研究所

委員

吉川 孝男

九州大学大学院委員

米澤 挙志

日本郵船（株）2目次
まえがき ......................................................................................................................................... 1
委員名簿 ......................................................................................................................................... 2
目次 ................................................................................................................................................ 3
1. 調和化構造規則（CSR-H）の概要 ............................................................................................ 5
第1編1章

一般原則 ................................................................................................................ 5

第1編2章

一般配置要件......................................................................................................... 8

第1編3章

構造設計の原則 ..................................................................................................... 8

第1編4章

荷重 ..................................................................................................................... 13

第1編5章

ハルガーダ縦強度 ............................................................................................... 17

第1編6章

船体局部寸法....................................................................................................... 20

第1編7章

直接強度計算(CSR-H)の概要 .............................................................................. 23

第1編8章

座屈 ..................................................................................................................... 33

第１編 9 章

疲労 ..................................................................................................................... 36

第 1 編 10 章

その他の構造..................................................................................................... 44

第 1 編 11 章

船楼，甲板室及び艤装品 ................................................................................... 46

第 1 編 12 章

建造 ................................................................................................................... 47

第 1 編 13 章

就航船－切替基準 ............................................................................................. 47

第2編

船種別特別要件 .......................................................................................................... 48

2. IACS への意見発信 .................................................................................................................. 52
2.1 第一次草案（2012 年 7 月版）に関する Q&A ................................................................... 52
2.2 第二次草案（2013 年 4 月版）に関する Q&A ................................................................... 64
3. 技術背景レポートの解説 ......................................................................................................... 68
No.1 Rule General Principles and Validation ........................................................................ 70
No.2 Corrosion Additions and Wastage Allowances ............................................................... 74
No.3 Effective Plate Breadth for Yield and Fatigue Evaluation ........................................... 75
No.4 EDW Definition of Extreme Loads ................................................................................. 77
No.5 Equivalent Design Wave (EDW) for Fatigue Loads ...................................................... 79
No.6 Re-examination of the Environmental Data for use in Harmonised CSR ................... 81
No.7 Joint Probability Factor, fcd ............................................................................................ 84
No.8 Steel Coil Loads Technical Details ................................................................................. 85
No.9 Selection of FE Load Combination in the Midship Region of Bulk Carriers ............... 89
No.10 Loading Patterns for Oil Tankers in CSR-H ............................................................... 91
No.11 Hull Girder Longitudinal Strength .............................................................................. 93
No.12 Incremental-Iterative Method for Hull Girder Ultimate Strength Check ................. 94
No.13 Hull Girder Residual Strength ..................................................................................... 95
No.14 Minimum Thickness ..................................................................................................... 993

No.15 Requirement of Curved Bilge Plate ........................................................................... 100
No.16 Inner Bottom, Sloping Plate, and Grab Thickness Requirement of Bulk Carriers . 101
No.17 The Effect of Loads due to Hatch Cover Weight on Bulk Carriers ........................... 104
No.18 Application of Green Sea Pressures on Hatch Coamings in FEA for BC ................. 105
No.19 Hull Girder Shear Adjustment Procedure for Cargo Hold with Non-Uniform
Frame/Floor Spacing ............................................................................................................. 106
No.20 Buckling Assessment Method of VSS Plating ........................................................... 107
No.21 Study of In-Plane Constraint ..................................................................................... 109
No.22 Modelling of an Unstiffened Panel with Triangular Geometry ................................ 110
No.23 Buckling with Short Edge Clamped ........................................................................... 112
No.24 TB Report for Coefficient Flong .................................................................................... 113
No.25 Correction Factor, Ftran ............................................................................................... 114
No.26 Formula of Plate Capacity under Combined In-Plane Loads ................................... 115
No.27 Poisson Effect .............................................................................................................. 116
No.28 Structural Redundancy .............................................................................................. 117
No.29 Validation of Non-linear Buckling Procedure ............................................................ 120
No.30 Comparison of In-Service Damage with Fatigue Life Calculated by Rules ............. 122
No.31 Uncertainties Related to the Fatigue Assessment Procedure .................................. 123
No.32 Hull Girder Vibration ................................................................................................. 124
No.33 Mean Stress Effect ...................................................................................................... 127
No.34 Thickness Effect for As-Welded Specimens with Non Load Carrying Longitudinal
Attachments / No.35 Thickness Effect for Non Load Carrying Specimens with Longitudinal
Attachments Subjected to Post Weld Treatment ................................................................. 128
No.36 Correction Factor for Non-linear Wave Pressure along Ship Side ........................... 129
No.37 Additional Stress due to Relative Displacement ....................................................... 131
No.38 Stress Concentration Factor (SCF) for Flat Bar Stiffener End Connection Rules .. 132
No.39 Still Water Bending Moment (SWBM) and Still Water Shear Force (SWSF) .......... 133
No.40 Effect of Warping Stress on Fatigue Life of Deck Longitudinal ............................... 134
No.41 FE Mesh Convergence Study of Free Plate Edges .................................................... 135
No.42 Principal Hot Spot Stress Ranges Determination ..................................................... 137
No.43 Definition and Calculation of Stress Magnification Factor (SMF) for Screening
Fatigue ................................................................................................................................... 139
No.44 Sizing of Fillet Welds .................................................................................................. 140
No.45 Bulk Carrier Double Bottom Structure ..................................................................... 141
4. 将来検討課題 ......................................................................................................................... 142
あとがき ..................................................................................................................................... 144

4

1. 調和
和化構造規規則（CCSR-H）の概要
IACS 調和化構造
造規則（CSR-H）の，CS
SR-BC およびび CSR-OT からの変更 点および新規
規に取り
入れられ
れた主な項目
目について，要点をまとめ要める．なお，関連する技術
術背景レポーート（TB レポート）の番号を
を章や節題目
目の後に記述述しているのので，参照いただきたい．

第1編1章

一般
般原則

（関連 T
TB レポート
ト：No.1）１節

適適用

下のとおり．（現行 CSR
R から変更ななし）
調和 CSR 適用船は以下•

m 以上のホッッパー及びト ップサイドタンクを有すするばら積貨
貨物船
90m

•

150m
m 以上の油タ
タンカー

重量に関する
る情報
グラブ重




最大重量
•

石用：42.7t，石炭用： 443.7t （海運団体）
鉱石•36t ～ 38t （海
海運団体）

•

37t （船級協会）されるグラブ
ブの重量
よく使用さ
•

多くのグラブが 22t ～ 28
8t （船級協会会）•

大 37t，平均 19t （欧州州） （船級協
協会）
最大

•

最大
大 31t，平均 21t （日本
本/台湾）（船
船級協会）
5

グラブ荷
荷重の見直しし

現行 CSR-BC•

A 又は BC-B
B を付記するる船舶についいては，GRAAB[X]を船級級符号に付記
記
BC-A

•

[X]は
はグラブ重量量で，20 トンン以上とする
る

調和 CSR（重いグラブ
ブも考慮）•

A 又は BC-B
B を付記するる船舶についいては，GRAAB[X]を船級級符号に付記
記
BC-A

•

[X]は
はグラブ重量量で，35 トン以上
上:250m 以以上の船舶

30 トン以上
上:200m 以以上 250m 未満の船舶
未

20 トン以上
上: 上記以外
外の船舶
２節

ル
ルールの原則則

ルールが想想定する設計
計条件（現行
行 CSR とほぼ
ぼ同様）
•

次の
の船殻形状を想定
L<5500m, Cb>00.6, L/B>5, B
B/D < 2.5

•設計
計寿命 25 年•

すべべての就航期間，北大西洋洋を航行するる•

氷のの影響は想定定しない•

一日平均最低気温•により発生する応力の影響
響は考慮しなない
熱に•貨物
物油の比重は，最大値と して 1.0 を考考慮する.ただだし，疲労ににおいては 0.9
0（港湾内 に停泊する期期間も含める
る）

までを考慮
-10℃ま

次の荷重シ
シナリオを考考慮した強度
度評価を行う.
•

静水
水中

(S)

•

静水
水＋波浪中

(S+D)

•

イン
ンパクト

(I)

•

スロッシング

(SL)

•

労
疲労

(F)

•

事故
故時

(A)

調和 CSR では，CSR
R-OT に倣い
い，静水中でで受ける荷重重について， 当該荷重状態態に達す高いこと，操操作ミスに対
対するマージン等を考慮して，静水中中荷重シナリリオ(S)でる頻度が高は，静水＋＋波浪中シナナリオ（S+D
D）よりも 200%程度高め
めの安全率を 与え，評価を行う.

6





３節

法手法の目的的（現行 CSR
R から変更な
なし）
ネット寸法
•

強度
度評価時に用いられた寸法法と就航中のの許容寸法を
を関係を明確
確にする.

•

就航
航船の腐食状態を定量的 に評価する..

FEM 要件と算式要件のの関係（現行
行 CSR から
ら変更なし）•

強度部材，主要支持部材，，隔壁
縦強式要件と FE
EM 要件
算式

•

ロー
ーカル強度部材

算式
式要件のみ

適
適合の検証


設計が，ルーールに適合ししていることを検証する方方法を示す..【現行 CSR
R から変
船体構造設
更なし】
1

認するためにに，船級協会が何を行うかが示される
る
一般：適合を確認

2

する図書：提提出する必要要のある図面
面，計算書等
提出す

3

承認のの範囲：条約
約・国内法と の関係

4

工作技
技量：造船所
所は，適切なな設備，人員を有すること.構造及びび工作精度につついて自社検査査を行うことと5

構造詳
詳細：寸法やや表面仕上げげ等が示されれた構造詳細に関する図書
書を提出

6

同等手
手法：ルール
ルが想定するる設計条件をを超えた場合には，同等 の安全性であることを証明
明する検討がが必要

４節

記記号と定義（現行 CSR から変更なし
かし）

に使われる記記号や名称のの定義が記載載されている.
ルール中に

7

５節

ロ
ローディンググマニュアル
ルと積付計算算機（現行 CS
SR から変更なし）


ローディン
ングマニュアアルに記載すすべき情報，積付計算機に対する要件
件が記載され
れている

第1編2章


一般
般配置要件
件

SOLAS，M
MARPOL に規定されるにる配置要件のの内，ごく基
基本的な要件 であるため，
，船級要
件として取
取り入れるべべきものを記記載した．（現現行 CSR から変更なし）
）
1節

一般

2節

隔壁要件
クヘッド数， 衝突隔壁，後端隔壁の配
配置要件
最小バルク

3節

区画要件
ムの配置，二二重底，二重重船側のサイズに関する要
要件
コファダム

4節

交通要件
SOLAS II--1 章 3-6““Ship Struccture Accesss Manual” に
に従って，

交通用設備
備を取り付けけることを要
要求する

第1編3章
１節

構造
造設計の原
原則

材
材料（現行 CSR
C から変更
更なし）
•

最小
小降伏応力

•

材料
料係数 k

•

鋼材
材使用区分

8

２節

ネ
ネット寸法手手法（新デー
ータを基に再再評価を実施施）


腐食によるる板厚減少をを考慮した寸
寸法，所謂ネット寸法におおける強度をを評価する手手法が採用されていいる.就航期間間において生生じると予想想される腐食
食衰耗量を考考慮した寸法法における強度が評評価されていいる.



現行 CSR 規定制定時の規のデータに， 新たに板厚厚計測データを追加して再再評価を実施施IACS 各クララスから板厚厚計測データタを収集，ICCS から提供のデータも加加える

のはネット寸寸法によらな
ない
以下のもの
•

甲板
板室，上部構造•

鍛造
造品，鋳造品



強度評価にに際してはグ
グロス板厚かから腐食量を控除して評価
価する.



防撓材の断
断面性能の評
評価では，腐腐食予備厚の半分を片面からそれぞれれ差し引く.

9３節

腐
腐食予備厚（関連 TB レポート：Noo.2）


25 年使用をを想定して，数十万点のの板厚計測デ
データから以
以下が設定さされた．
（ルール案
案からの抜粋
粋．注記につついても其方
方を参照．）



腐食予備厚
厚は，炭素ママンガン鋼にに適用する．
•

ステ
テンレス鋼，ステンレス クラッド鋼（ステンレス
ス鋼サイド），アルミは腐腐食予備厚をを適用しない．

Table
e 1: Corrosion addition for on
ne side of a sttructural mem ber

10



部材の曝さ
される腐食環環境に応じ， 片面毎の腐食予備厚を規規定•

現行行 CSR から値値の変更無しし•チェェーンロッカー底板につい増を追加
いて 1mm 増しの規定を•適用用上の記述を明確化
の適用は板へ
へ付く位置にに応じて判断
断する．
骨部材への



下部スツー
ールが無い場場合，向かいいのスツール
ル高さまで，或いは，隣接
接するビ
ルジホッパ
パー斜板高ささまでをスツツールとみななす．

４節

防
防食措置（現
現行 CSR からら変更なし）

５節•

IMO
O 塗装性能基
基準（PSPC ）を満たす塗
塗装を要求

•

アノードに固着に関する要件件

限
限界状態（現
現行 CSR からら変更なし）


次の限界状状態を考慮しして，それぞぞれの限界状状態から適切な安全率を与与えている.
使用
用限界状態(SLS) 船の性性能が損なわ
われるようなな局所的な損
損傷が生じる
る限界に
達して
ている状態
最終
終限界状態(UULS) 過大なな荷重により，船体構造
造の最大耐荷力力に達していいる状態
疲労
労限界状態(FLS) 繰り返
返し荷重によより疲労強度度の限界に達達している状態
態
事故
故限界状態(A
ALS) 事故等
等に損傷を受受け，さらに，短期間に発発生するレベベルの波
浪荷重重を受け，構構造が保てなくなる状態

６節

構
構造詳細原則則•

構造
造の連続性，ナックル部 の補強•

縦強
強度部材に付く部材の鋼種
種及びグレーード•ステ
ティフナのエンドブラケ ット寸法要件件•

主要要支持部材(PSM)のトリ ッピングブラ
ラケット，エエンドブラケケット•

PSM
M とスティフ
フナ貫通部•

開口（スカラップ，PSM， 強力甲板に付く開口）

•

重底構造
二重

•

二重
重船側構造
11



•

板構造
甲板

•

隔壁
壁構造

•

ピラー

か
入れ項目
CSR-BC からの取り入•

縦強強度部材に付く非縦強度部
部材の降伏強強度•

強力
力甲板，船底底外板等の縦縦強度部材に付くスティフナ等の部材材にあってはは，縦強度にに寄与しない場合でも，縦縦強度部材と同じ降伏強強度の材料をを使わねばなならない.

•

ただだし，縦強度
度部材が縦強強度要件以外の要因でハイテン材を用用いている場
場合は除
く.

二重底ガー
ーダに付く両両端スニップ
プのウェブススティフナ

CSR-OT からの取り入
か
入れ項目
•

波型
型隔壁の最小深さ•ステ
ティフナから流れるせん
ん断荷重に基づいたスロットカラー及及びウェブス
スティフ
ナのの断面積を評価する

以下は CSR-BC
C
用の
の係数
タンカー
ー及びバラスストホールドドに面する波
波型隔壁

C=15

バラスト
トホールドにに面さない波
波型隔壁

C=18

12

７節

構
構造理想化（関連 TB レポート：No
o.3）
•

スパ
パン修正

•

有効
効幅

•

有効
効せん断面積•EPP
P(板要件のたための最小範範囲）•

LCP
P（荷重参照点）

•

応力
力参照点

第1編4章


荷重
重

調和作業の
の方針


をベースにし現行 CSR-BCC
及びび CSR-OT をし，必要に応
応じ修正及びび追加

現行 CSR-BCCと CSR-OTCの共共通・特有な
な部分の保持持共通部部分：
ハハルガーダ荷荷重
船
船体運動及び
び船体重心加加速度
特有部
部分：
スロッシング
グ荷重やバルルクの浸水時時の荷重
タンカーのス

設計荷重設定
定のアプローーチ（元となる考え方）
波浪設
現行 CSR-BC
C
手法，即ち，降伏
伏・座屈・疲労
労の構造強度
度に対し最もも支配的な規規則波（等価設計計波）の概念
念に基づく

13



降伏・座屈
屈・疲労強度
度評価用の荷荷重と応力の参照値

14

２節

荷
荷重ケース（関連 TB レポート：Noo.4, 5）


降伏・座屈
屈・強度評価価用（ルール
ル算式及び FE
E 解析）
：CSR-BC の手手法，7 つの等
等価設計
波に基づく
く

等価設計波
波（EDW)



調和
和
CSR
R

波浪縦曲
曲げモーメント
ト最大

向波

HSM
M

縦波中船
船首上下加速
速度最大

向波

HSA
A

波浪縦曲
曲げモーメント
ト最大

追波

FSM
M

横揺（Ro
oll)最大

横波

BSR
R

中央部喫
喫水線波浪外
外圧最大

横波

BSP
P

波浪捩り
りモーメント最
最大

斜波

OST
T

縦揺（Pittch加速度）最
最大

斜波

OSA
A

疲労強度評
評価用（ルー
ール算式及びび FE 解析）：CSR-BC の手法，5のつ の等価設計波
波に基づ
く

３節

船
船体運動と加
加速度

CSR-O
OT
船体運動
動・
船体重心
心加速度

CSR-BCC

調和
和CSR

ロール，ピッチ
前後・左左右・上下揺にによる加速度度
ローール・ピッチの角加速度

CSR
R-OT/BC(ピッチ
チとピッチの角加速度の船速影響修正)船体任意点に船
における 船体運動・船体
船
体重心
加速度
各等価設
設計波の 加速度のEnvelop値
CSR
R-BCの
×
×

船体任意
意点に
おける加
加速度

法
波ごとの 各等価設計波
各ごとの 手法
各等価設計波荷重組合せ係
荷重組合せ
せ係数
係数
（位置に依
依存）
（位置に依存せ
せず）

15

４節

ハ
ハルガーダ波
波浪荷重

５節

外
外圧


計波における
る波浪外圧分
分布
各等価設計



各等価設計
計波における
る波浪外圧算算式の構成
波浪外圧（P）=中央断断面における
る浪変動圧振幅(pw=f(y,zz)×波高（HH））×
船長方向
向振幅の分布布係数（kl）×船長方向
向位相差の分分布係数（kpp）



計波における
る波浪外圧分
分布の算式（向波中及び追
追波中）
各等価設計

調
調和CSR

CSR-BC
C
ED
DW

pw×H

H

kl kp

E
EDW

f(x, y)

H
HSM

ka

pw×H

kp
f(x, y)

H
HSA
（疲労
労強度評価
に適
適用せず）

1

F



CSR--BCのベース，船速
速による影響を考慮し，降伏
伏・座屈強度評価用
用と疲労強度評価
価用に式をを別々に用意

F
FSM

各等価設計
計波における
る波浪外圧分
分布の算式（横波中）

調和CSR

CSR‐‐BC
kl kp EDW

pw×H

ED
DW
R

1

pw×H

ka

kp
1

BSR




BCと同じ)(CSR-B
P

1
15H

9H

1

BSP

5H

3H

R-BCとほぼ同じ，(CSR
船底中
中央部微調整(00→1.5H)

16



６節

計波における
る波浪外圧分
分布の算式（斜波中）
各等価設計

内圧（慣性
性力）（関連 TB レポート
ト：No.6, 7, 8）


７節

貨物毎（バ
バラ積み，液液体）の内圧圧の計算式（CSR-BC 及び CSR-T 準
準拠）
設計荷重の
のシナリオ



強度計算す
する際のシナ
ナリオ（荷重重の組み合わせ）積付条件（関連 TB レポート：Noo.9, 10）

８節


強度計算す
する際の積み
み付け条件

第1編5章

ハル
ルガーダ縦
縦強度

（関連 T
TB レポート
ト：No.11）
ハハルガーダ降降伏強度／曲曲げ強度

１節
ーダの強度評
梁の曲げ理理論に基づいいたハルガーーダ曲げモーーメントに対するハルガー
評価を行
う.



においては，波浪モーメ ントを考慮
慮せず，低めに設定されたた許容応力でで評価す港湾状態にる．（CSR-OT からの取
取り入れ）
状態
航海状
港湾状
状態

17

１節

ハ
ハルガーダ降降伏強度／せ
せん断強度


薄板剪断流
流理論に基づ
づいた許容応
応力評価より，許容剪断力を求め，各各積付状態のの剪断力のチェッククを行う.（CCSR-BC かららの取り入れ
れ）

許容応力

項目



航海状
状態

0/k
120

港湾状
状態

5/k
105

C
CSR‐BC，調和CSR

CSR‐OTT

おける
法
各位置にお
直接法
せん断応力の導出 （薄板剪断流
せ
流理論）

簡易算式
式

各船種の剪
剪断力修正法法はそのままま取り入れられた.


ばら積
積貨物船の剪
剪断力修正（（CSR-BC）：二重底ガー
ーダからバル クヘッドに流流れる剪
断力をを考慮した修修正

タンカ
カーの剪断力力修正（CSR
R-OT）：偏積
積及びハルガガーダから流れれる荷重により縦通隔壁にに生ずるせん
ん断応力を考考慮した修正正ハ
ハルガーダ最最終強度（関関連 TB レポーート：No.12
2）

２節


船体横断面
面の曲げに対
対する最大耐耐荷力を求め，長期確率 10-8 レベル の最大波を想
想定した
波浪モーメ
メントを用いいて評価するる.

ハルガーダ
ダ最大耐力計計算方法としして次の 2 種類の方法を種適用できる．
．


増分反反復法（incrremental-iteerative meth
hod）



代替法
法（座屈，降降伏等の影響
響を合理的にに考慮でき，船級協会に承方法．非承認された方線形有有限要素解析析など）



CSR-OT の断面係数法の法（シングルルステップ法法）は，不採用となった．
．

18



法（CSR-BC
C からの取り 入れ）
増分反復法



強度評価法
法（現行 CSR
R から変更な
なし）





想定す
するそれぞれれの荷重状態
態が最大耐力以下であることを確認す
する.



上式の
の 1.2 は，長長期確率 10-8
8 レベルの最最大波（極限限海象）を想想定した荷重重係数

新たに二重重底係数を導
導入

船種

ホギング評
評価時

BC‐A 空倉

1.25

BC‐B及びBC‐C
タンカー

1.1

サギン
ング評価時
1.0



底は，縦曲げげモーメント に耐えると同時に二重底底曲げを受け
ける
二重底



ローカ
カル荷重によよる二重底のの応答，二重重底曲げと縦曲げの重畳

隔倉積
積状態



代替法


学的非線形挙挙動（座屈後後の大たわみみ），材料非線線形挙動（降降伏），初期不
不整（初
幾何学
期たわ
わみ，溶接残残留応力），境境界条件，座
座屈後挙動などを合理的 に考慮できる方法や解析モ
モデルでなけければならなない．（例：非非線形有限要要素解析法）
19

３節

ハ
ハルガーダ残残存強度（GBS 要件へのの対応）（関連
連 TB レポーート：No.133）


GBS 残存強強度要件に対対応するため
めに新設


衝突及及び座礁によより生じる損
損傷する範囲囲を取り除いた上で，2 節節のハルガー
ーダ最終
強度要要件と同一のの手法で評価
価を行う．



荷重係
係数 1.1 に，浸水による 静水モーメント上昇を考
考慮．荷重係係数 0.67 に事事故後耐えるべべき期間を考考慮．



EU で実施施された HAARDER プロ
ロジェクトでで得られた事
事故及び損傷 サイズの発生
生確率を
ベースに損
損傷範囲を定
定めた.



非対称損傷
傷への対応



第1編6章

損傷位
位置によってては，非対称
称断面となる．
⇒中
中性軸は傾かかないと仮定定して，最大大耐力を求め係
係数で処理すする．

⇒

過過去の文献をを参考にしてて衝突損傷に対しては，10%耐力を低低下させる．

船体体局部寸法法
的：現行 CSR の寸法算式にのに関する規則
則の調和



目



に関する規則則草案と技術
術背景資料の作作成
作業内容：局部寸法に
20



C
の各要件
件を「共通要要件」，「船種種毎の特別要要件」に分類類
現行 CSR「共通通要件」に分
分類される同 一箇所に対すする要件が両両現行 CSR に存在する場合，技術的検検討により，調和 CSR ととして採用すする要件を選
選定

一
一般

１節


にわたる全てての船体構造
造部材をカバー
船の全長に


船首部
部，船尾部，機関室区域
域等の追加要要件については，10 章に
に規定



船種毎
毎の特別要件
件についてはは，第 2 部に
に規定

荷
荷重の適用

２節



３節

ダ荷重と局部
部荷重の組合合せの原則，設計荷重条件件（設計荷重重の組合せ）
ハルガーダ共通部
部：甲板，外外板，タンク 境界（貨物タンクを除く）



貨物倉
倉：ばら積貨貨物船

貨物タ
タンク：油タタンカー

Ch.4, Sec.7 "Design Load
L
Scenarrio"に規定さされる各部材
材に対する設設計荷重を適用用
最最小板厚（関関連 TB レポ
ポート：No.1 4）



現行 CSR--BC 及び CSR-OT の最最小板厚を比比較し，原則則として要求値
値の大きい方方を調和
CSR では採
採用





全ての船体
体構造部材にに対し，部材
材ごとに規定定Table 1 ： 板部材材



材およびトリ
リッピングブ
ブラケット
Table 2 ： 防撓材

支持部材
Table 3 ： 主要支び機関室区域
域の外板につついては，テーーパリング要要件の追加ににより増加し
している．
船尾部及び
板
板部材（関連連 TB レポート：No.15, 16）

４節


要求板厚算
算式（考え方方は CSR-BC
C 及び-OT で共通）
で00.0158| |21

：縦曲げ応力の影響

1.2

2100

：アスペクト比の影響【CSR-OT の方式】

相違点


現行 CSR-BC にはない，設計荷重“S（Static）”に対する閾値を設定



許容応力の取扱いが異なる【CSR-OT の方式を採用】
CSR-BC：235/

CSR-OT：
５節

パネルのアスペクト比の影響

骨部材


要求断面係数算式（考え方は CSR-BC 及び-OT で共通）

| | ℓ

：縦曲げ応力の影響【CSR-OT の方式】
相違点


現行 CSR-BC にはない，設計荷重“S（Static）”に対する閾値を設定



許容応力は ReH を考慮（CSR-OT 方式）



引張・圧縮の考慮（CSR-OT 方式)：重畳する場合のみ，縦曲げ応力を考慮

ローカル応力
引張
圧縮
縦曲げ
応力

６節


引張

要

不要

圧縮

不要

要

主要支持部材及び梁柱
貨物区域の PSM の取扱いは変更なし


ばら積貨物船：直接計算（150m 以上）
規則算式 or 直接計算（150m 未満）

油タンカー：



各要件の詳細は他編，他章にも規定

直接計算 及び 規則算式

貨物区域以外の PSM は，CSR-OT の規定を採用し，要求剪断面積及び要求断面係数を導く算式を規定22

第1編7章

直接
接強度計算
算(CSR-H)のの概要

直接
接強度計算にに関する調和和作業の基本本方針①

最最前貨物艙かから最後貨物物艙までを評価価する.

②

非非中央部(中央部 0.4L 外)に位置する
外る貨物区域にに対応する解析析手法を作成成する.

③

斜斜波に対する
る強度検討がが行える境界条
条件を作成す
する.

１節

一
一般
部構造・詳細調
調和 CSR におおける直接強
強度計算は，貨貨物ホールドド・コースメッシ
シュ解析，局部
細メッシュ
解解析，疲労強
強度・極詳細メ
メッシュ解析のの 3 つが要求求される.
下
下図に示す直直接強度計算算フローのうちち，本章では赤
赤枠，青枠のの項目についいて概要を説明明する.なお
お，座屈評価価については 8 章，疲労強強度評価につついては 9 章をを参照の事.

7章2節
貨物ホール
ルド強度解析

8 章 座屈

7章3節
局部構造強
強
度解析

9章
疲労

 ネ
ネット寸法 (CCSR-H ： Pt.1
P Ch.7 Secc.1 2)
コ
コースメッシュュ解析，詳細メ
メッシュ解析， 極詳細メッシシュ解析のい
いずれの計算もも，ネット寸法法に 0.5tc
をを加えた寸法法で解析を実施
施する.
座
座屈強度評価
価はネット寸法法ベースで行行う.

23

ポート：No貨
貨物ホールドド強度解析（（関連 TB レポ
o.17, 18, 19）２節

 解
解析対象ホーールド (CSR
R-H ： Pt.1 Ch.7 Sec.2 1)

衝
衝突隔壁から機ら機関室前方隔隔壁までが評
評価対象となる
る.

前部
最前

： 最前
前部に位置すする貨物ホール
ルド.

前方
方部

： 最前
前部貨物ホー
ールドを除いてて，長手方向貨物ホールド
ド重心位置がが 0.7L(from AE)より前
A方ににある貨物ホー
ールド.

中央
央部

： 長手
手方向貨物ホホールド重心位
位置が 0.3L((from AE)から前方，0.7L
L(from AE)かから後方に位置
置する貨物ホールド.

後方
方部

： 最後
後部貨物ホー
ールドを除いてて，長手方向貨物ホールド
ド重心位置がが 0.3L(from AE)より後A方ににある貨物ホー
ールド.

最後
後部

： 最後
後部に位置すする貨物ホールルド.
CSR-BC
C，CSR-OT，
R 評価対象部位比較，調和 CSR
CSR-BC

中央部

CSR-OT

調和 CSR

中央部

中央部

前方部

前方部，後方部部

後方部

最前部，最後部部

 モ
モデル化要領領 (CSR-H ： Pt.1 Ch.77 Sec.2 2.1～2.4)①

モ
モデル化範囲囲
船
船長方向 3 タンクの両舷タモデルとするる．
最最前部ホール
ルド評価モデデルは，No.2 ホールドのト
トモ側横隔壁からウェブフレ
レーム等がベベースライ
ン
ンから強力甲甲板まで連続している船首
首部断面までをモデル化す
する．
最最後部ホール
ルド評価モデデルは，エンジ
ジンルームのト
トモ側横隔壁
壁から No.N-11 ホールドののオモテ側
横横隔壁までををモデル化すする．
たただし，下図
図着色部におおいては，船首首部の中央部部形状，機関関室の中央部部形状をモデル端まで伸伸ばして良い
い．
24

②

モデル化対
対象
 全ての板
板部材・防撓材．
 軸力ベー
ースでの降伏伏強度評価ののため面外圧
圧を受けるコルルゲートバルク
クヘッドのウェ
ェブとフェースの交交差部には面
面積 1mm2 のダ
ダミーロッドををモデル化．

③

ズ
要素サイズ
フレームスペペース，ロンジ
ジスペース程程度．

④

ウェブ高さ方方向の要素数数
3 分割以上
上．

⑤

要素のアス
スペクト比
原則 3 以下
下．

⑥

要素の選択
択
 板は Shell 要素，防撓撓材は Beamm 要素，主要支支持部材の面面材は Rod 要
要素か Beam 要素でモする．
デル化す 応力勾配配の大きいところには三角角形要素を用
用いない．

⑦

要素のプロ
ロパティ


小骨
CS
SR-BC

C
CSR-OT

調和 CSR

防撓材+付きき板の中性軸位置に

防撓
撓材ウェブ下端端で板部材とと接おいて板部材
材と接続

続す
する．

詳細な
な規定なし

調和 CSRC では，防防撓材は上図 に示す通りオ
オフセットビーームでモデル化化する．
防撓材
材曲げ応力がが板部材に付付加されることとになるが，ここれによる寸法法影響はほと
とんど無い
25

ことが確
確認されていいる．


フナスニップ端
端
スティフ
CS
SR-BC

C
CSR-OT

調和
和 CSR

詳細な
な規定なし

不連続スティ
ィフナのスニッップ端の不連続スティフ
フナは連続ステティフ

有効断面積 は，App.B 表 B2.1 にナとしてモデル化
化してよい．

従い減じる．

すなわち，スニ
ニップ端におけけるウ
ェブブ高さの減少少を考慮してモモデル化する必要はなない．

ースプレート
フェー
CS
SR-BC

C
CSR-OT

詳細なな規定なし

・ 主要支持持部材，ブラケ
ケットの

調和
和 CSR
SR-T と同じ．
CS

曲がり部
部のフェースププレート

有効断面積は 3 章 7 節 1.3
3.3 に

の有効断
断面積は 4 節 2.3.4 に従い計算する．

したがってて計算する．
・ テーパー
ー部の有効断断面積は
要素長ささ間における
る平均断
面積を使
使用する．

 境
境界条件 (CCSR-H ： Ptt.1 Ch.7 Secc.2 2.5)調
調和 CSR におおける直接強強度計算の境
境界条件は以下の通り．
ね
ねじりモーメンントを考慮する
るため，CSR--OT，CSR-BC とは境界条条件が異なる ．

26

 荷
荷重条件 (CCSR-H ： Ptt.1 Ch.7 Secc.2 3 , 4)
① 解析荷重条
条件についてては 4 章を参照
照の事．
② ハルガーダ
ダ力

直接法のみ
み有効．
垂直・水平曲げモーメン
ントおよび剪断
断荷重に加ええ，ねじりモーーメントも考慮慮すする．
荷
荷重負荷の手手順27

 曲
曲げモーメンント，剪断力，ねじりモーメ
メントの調整方
方法 (CSR-H ： Pt.1 C
Ch.7 Sec.2 4)
4
中央部
部

最後部
部，後方部，前前方部，最前部部

縦 曲げモーメンント

モデル両両端の曲げモモーメントで全てのフフレーム位置
置で曲げモーメ
メン

調整

調整．

トを与え
えて調整．

剪断力調整

基本的に
に CSR-BC のの剪断力調整整方法(Methodd 1)を用いるがが，CSR-BC の調整方 法を用いて， モデル中のの剪断力が許
許容値を超えるる場合に限りり，
CSR-OTT の剪断調整
整方法(Methodd 2)が使われれる．

ねじ
じりモーメントト調

モデル端
端部の独立節節点に x 軸方向
向モーメントをを負荷して調整整．

整 ハ
ハッチコーミンングに作用すする荷重の考考慮 (CSR-H
H ： Pt.1 Ch.7 Sec.2 4. 2)
甲板打ち込みみ荷重と同時時にハッチカバ
バーにも荷重重が働き，そのの荷重とハッチ
チカバー重量量が，ハッチ
チコーミング
グから船体構造造に伝わるこことから，これ
れらの荷重をハ
ハッチコーミミングに均等に
に負荷す
る
る．

28

 許
許容応力 (CCSR-H ： Ptt.1 Ch.7 Secc.2 5)
降降伏強度評価価の許容応力力を下表に示す
す．
評
評価は，板の板厚中心のミ
ミーゼス応力力及び 1D 要素
素の軸応力をを用いて行う．
座
座屈強度評価価については 8 章を参照の
の事．

３節

局
局部構造強度度解析

 詳
詳細メッシュ解
解析およびス
スクリーニンググ (CSR-H ： Pt.1 Ch.7
7 Sec.3)
中
中央部は詳細細メッシュ評価
価必須箇所ととコースメッシュ解析におけけるスクリーニ
ニング評価で基準を満足足していない箇
箇所についてて詳細メッシュュ評価を実施施する．
非
非中央部につついては，コーースメッシュ解
解析におけるスクリーニング
グ評価で基準準を満足してていない箇
所
所について詳
詳細メッシュ評
評価を実施するる．

29

 詳細メッシュ評価 必須箇所 (CSR-H ： Pt.1 Ch.7 Sec.3

2)

詳細メッシュ評価 必須箇所 (中央部のみ)
CSR-BC
規定なし

CSR-OT・ ビルジホッパー上部

調和 CSR・ ビルジホッパー上下部
S/H BC は下部・ 縦通防撓材と横隔壁との・ ホールドフレーム端部

交差部
・ 波型隔壁とスツールの交・ 縦通防撓材と横隔壁との交差部

差部
下部スツールがない場合

・ 波型隔壁と下部スツールの交差部は内底板との交差部

下部スツールがない場合

・ 大開口は内底板との交差部
・ 大開口(Pt.1 Ch.7 Sec.2 図 1～4
参照) スクリーニング評価

対象箇所 (CSR-H ： Pt.1 Ch.7 Sec.3

3)

2 節の貨物ホールド強度解析結果を用いて，詳細メッシュ評価を実施する必要があるか否かのス
クリーニング評価を実施する．
中央部，非中央部におけるスクリーニング評価対象箇所を下表に示す．
中央部
CSR-BC

CSR-OT

調和 CSR・ 最も高応力となる横部材

・ 主要支持部材の開口・ 主要支持部材の開口・ 波型隔壁とスツールの交差

・ ブラケットトウ

・ ブラケットトウ

・ 水平桁のヒール部

・ 水平桁のヒール部

部
・ スツールと内底板の交差部

・ スツールと内底板との交差

・ ホッパープレートと内底板

部

の交差部

・ 下部ホッパーとスツールと・ ハッチコーナー部の交差部
・ トップサイドタンクと船側内板との交差部・ 波型隔壁と上部構造の交差部
・ ハッチコーナー部(Pt.1 Ch.7 Sec.3 表 1～3
図 5～8 参照)

30

非中央部
CSR-BC

CSR-OT

規定なし

規定なし

調和 CSR・ ホッパーナックル上下部
・ ホールドフレーム端部・ 大開口・ 波型隔壁と下部スツールの交差部
下部スツールがない場合は内底板との交差部

 スクリーニング評価許容値 (CSR-H ： Pt.1 Ch.7 Sec.3

3.3)

中央部
CSR-BC

CSR-OT

調和 CSR

コースメッシュにおけるミーゼ

開口，ブラケットトウ，水平桁

開口，ブラケットトウ，水平桁ス応力で評価のヒール部それぞれに異なるのヒール部は CSR-OT と同評価式が定義されている．

じ．

《全部材》

《ハッチコーナー》

許容応力の 95%以上

許容応力の 95%以上《上記以外》
許容応力の 75%以上(Pt.1 Ch.7 Sec.3 表 4～7
参照)

非中央部
CSR-BC

CSR-OT

調和 CSR

規定なし

規定なし

中央部のファインメッシュ解
析における応力とコースメッ
シュ解析における応力比を非中央部のコースメッシュ解析
における応力に乗じ，RY(=235/k)で割った値で評価する．

(Pt.1 Ch.7 Sec.3 表 4 参照)

31

 詳細メッシュ解析 モデル化要領 (CSR-H ： Pt.1 Ch.7 Sec.3

4)

詳細メッシュのメッシュサイズを下表に示す．
CSR-BC

CSR-OT

調和 CSR

50mm x 50mm
abt. 200mm x 200mm

範囲は検討箇所から全方位

CSR-OT と同様に 10 要素以上広げる

詳細メッシュ範囲に位置するスティフナは Shell 要素でモデル化する．

 荷重・境界条件
荷重・境界条件はコースメッシュと同様．

 詳細メッシュ評価許容値 (CSR-H ： Pt.1 Ch.7 Sec.3

6)

詳細メッシュ評価の許容値を下表に示す．
板厚中心のミーゼス応力で評価を行う．

CSR-BC

CSR-OT

調和 CSR
下記赤字以外CSR-OT と同様《全要素》《溶接に接しない要素》《溶接に接しない要素》(設計荷重 S+D)

(設計荷重 S+D)

(設計荷重 S+D)

280/k

399.5/k399.5/k(設計荷重 S)

(設計荷重 S)

(設計荷重 S)

評価しない

319.6/k319.6/k《溶接に接する要素》《溶接に接する要素》(設計荷重 S+D)

(設計荷重 S+D)

352.5/k352.5/k(設計荷重 S)

(設計荷重 S)

282/k

282/k

ただし，
Ch9 Sec2 Table1 に定義する
疲労強度を満足する箇所については，許容値を 1.2 倍に
して良い．

32

第1編8章座屈屈調
調和化作業のの基本方針

現行両 CSR の座屈評価
価法の調和をを図る．

終強度を元にに評価精度をを向上させるる．
非線形 FEA により求めた真の最終
細
細長比要件

２節


対する最小限限の構造安定定性を担保すするために，細細長比の下限限値を与えるる．
圧縮力に対
板：（共に CSR-OT の式を採
採用）

，骨
骨：

規
規定的座屈要要件（ハルガガーダ座屈要
要件）

３節


ハルガーダ
ダ曲げ応力ととせん断応力力に対する板
板と小骨の座屈強度を評価
価する．

CSR-BC の評価を採用の用F
FE 座屈要件（関連 TB レポート：N
レ
No.20, 21, 22
2）

４節


FEA で得らられた応力をを用いてロー
ーカル部材のの座屈評価をを行う．

CSR-OT を採用
を


強度評価ク
クライテリアア33

Me
ethod A Metthod B

の適用される
る評価法
構造部材の


規則正
正しくスティ
ィフニングさ れている箇所：防撓パネ
ネルでの評価価，
それ以以外：非防撓
撓パネル（板板）での評価価

５節

板部材
材：Method A，桁部材 ：Method B座
座屈強度評価価法（関連 TB
T レポート ：No.23～29）

非線形 FEEA によるシリーズ計算 を実施し，こ
これに合うよように CSR--BC 簡易式の修正をした．



式と CSR-OT
T の評価で用用いる PULSS でほぼ同等等の結果を得得ることが分か
かったた
修正簡易式
め，計算時
時間が短く，結果の原因因が分かりややすい簡易式が CSR-H でで採用されたた．

板
板の座屈評価
価式


評価式の流
流れ

相関式：
の
修正式の適用用を止め，新新たな組み合わせ相関式 を採用
CSR-BC のポアソン修
小骨の捩り
り剛性の影響響を CSR-BC
C から変更

横圧縮
縮時の防撓材
材捩り剛性のの考慮を取り止め，縦圧縮
縮時にこれをを考慮する（たただし，
バルク
クのサイドフ
フレーム間パパネルの船長長方向圧縮に関しては防撓
撓材の捩り剛剛性が考
慮されれている）．
34

縮時の座屈係係数：
BC の横圧縮CSR-B
時の座屈係数数：
CSR-H
H の縦圧縮時

防防撓パネルのの座屈評価式式Perry-Rob
bertson 式ががベース（CS
SR-BC と同じ）．
初期たわみを有すする骨が圧縮荷
荷重を受けてたたわみを増大大させ，スパンン中央での応力力が降伏応力にに達した時に骨が崩壊すると考える．



CSR-BC からの変更点
か
点


防撓材
材の捩りによよるそり応力力を考慮できるようになった．

座屈評
評価式：



正確な
な使用係数c を求めるた めに，繰り返返し計算を行
行う．

FE 解析より得られ解れた参照応力力に対して防防撓パネルのの座屈評価をを行う場合，二軸圧縮
二応力にに対するポアアソン修正式
式を適用する（板の座屈評価では取 り止めとなったが，防撓パパネルの座屈
屈評価では新新たに考慮）．

付き板
板の座屈によよる有効幅のの減少を陽に考慮する．

座屈による有有効幅減少率
率
･ ：座


：剪断
断遅れによる
る有効幅減少少率

捩り座屈を有有効板厚の減減少として考慮する．
Flat-bbar の局部捩

35

第１編 9 章

疲労
労

（関連 T
TB レポート
ト：No.30, 31
1）(a) 疲労労規則一般・ 適用
用範囲：150 m ≦ L ＜ 500 m，貨
貨物区域，規規格降伏応力力 ≦ 390 N//mm2・ ホッ
ットスポットト応力基準
・ 北大
大西洋 25 年以以上の設計疲
疲労寿命，等等価設計波はは 10-2 超過確
確率レベル，指長期分布
指数分布の長図 1.9.1 疲労評価の枠
疲
枠組み（スク リーニング規規定を新設，標準詳細構
構造を充実）(b) 疲労労荷重・ 等価
価設計波(ED
DW)による荷
荷重，応力応応答が最大にになる EDW を選択
・ EDW
W：HSA，OSA は HSM
M で代替さ れると考える．

図 1.9.2 疲
疲労評価で解析する EDW
W・ 長期
期分布：10-2 超過確率レ
レベル相当のの荷重で評価価．この確率レベルで評価価すると疲労労寿命推
定値値の Weibull 形状パラメタへの感受性性が無視でききるので，長期分布を指数長
数分布で近似似する．

36

図 1.9.3 疲労寿命計算
疲
算値と Weibu
ull 形状パラ
ラメタの関係係
労応力範囲（関連 TB レポ
ポート：No..33, 34, 35, 40）(c) 疲労・ ホッットスポット
ト応力範囲にに修正要因を 考慮（UK-H
HSE B, C, D 線図）
小
小骨：
大
大骨：
母
母材：
・ 修正
正要因
平均応力（適適用 S-N 線 図の平均応力力状態との違違いを考慮）：平：板
板厚影響（継継手形式，溶溶接後処理にに応じて影響響の違いを考考慮）：曲げ捩り（BBC のハッチ
チコーナー近近傍の小骨について考慮慮）
腐食モデル（0.5tc と 0..25tc 控除Ｆ
ＦＥモデルにによる違いを 考慮）：腐：表
表面仕上げ（母材縁部のの仕上げ状態
態の違いを考考慮）：材
材料強度（母母材についてて材料強度にに応じた疲労労強度の向上上を考慮）
ットスポット応力の評価(d) ホッCSR-O
OT/BC と基基本的手法はは同じi) 小骨
骨：梁理論にによる公称応応力×応力集集中係数 （表表で準備）ii) 大骨（FE 解析析）：very fin
ne mesh（t ×t）FE モデ
デルによる主主応力
大骨（スクリーニング規規定）：fine mmesh（50mm
m×50mm）膜応力
iii) 大応力倍率係数
数（表で準備
備）×応(e) 小骨
骨のホットスポット応力（関連 TB レ
レポート：N
No.36, 37, 38
8, 39）
び水平曲げモモーメントにによる公称応応力に応力集 中係数を乗じて計算
浪曲げ応力：垂直および
i) 波浪
げモーメントトによる公称称応力に応力
力集中係数をを乗じて計算算ii) 静水曲げ応力：静水縦曲げ
面外荷重応力
力：波浪，液液体荷物，粒状状荷物による
る静止・変動動圧力による
る公称応力にに応力集iii) 面中係数を乗じて計算．非対対称断面梁のの横倒れによよる付加応力力を考慮．
相対変位応力（隔壁貫通部のみ）：O
OT, BC で扱いいが異なる．
iv) 相O
OT：面外荷重
重による変動
動応力に係数数を乗じて計計算．
B
BC：隔壁の前
前後の相対変変位を FE 解
解析で計算しし梁理論で応応力を計算．
37

図 1.9.4の相対変位
隔壁の前後の(f) FEA によるホットスポット応応力（関連 TB レポート
ト：No.42）
R-OT/BC から
か HSS の定
定義を簡素化化（CSR-BC の 0.5t-1.5tt 二点法を廃廃し，CSR-OT
T の 0.5t
・ CSR
一点点法に統一）
・ t×tt メッシュ（ホットスポ
ポット位置かから全方位 10 メッシュ以
以上）・ ブラ
ラケット端部
部エッジ溶接接部は 10 mmm 辺長・ ホッ
ットスポットト応力の定義義：Web-stifffened crucifform joint とそれ以外でとで異なる．
i) Web-sstiffened cru
uciform joinnt 以外の場合
合・ 図1
1.9.5A-A 線両
両側要素の要要素中心表面
面応力を平均均して ROP(Read Out P
Point)応力とし，HS= 1..12 で計算する．（膜応
応力と曲げ応応力の分離はは行わない）

図 1.9.5

Web-stiffeneW
ed cruciformm joint 以外の ROP 応力力

nt の場合ii) Web--stiffened crruciform join

図 1.9.6

Web-stiffeened crucifo
orm joint の ROP 応力
38

・ 図1
素の膜応力・ 曲げ応力のの平均を AA 線上の膜応応力membrane，曲げ応，
1.9.6 の A-A
A 線両側要素力bending とする
る．
ット板厚 t1-nn50 の 0.5 倍に溶接付加
倍加脚長 Xwt を加えた距離を離 xshift を計算算する．xshiift 位置の・ ネッ
線
央位置応力の線形補間で計
計算する．
mem
mbrane，bend
ding を AA 線上要素中央・ xshifft 位置のmemで計算されるるshift がホッットスポット
ト応力である
るとする．
bendinng から次式でmbrane，・ 修正
正係数の値は板厚と主板
板・斜板間べべベル角にに依存する．の値によ り異なる計算算式が規定さされている．

(g) スククリーニング
グにおける仮想想ホットスポ
ポット応力（関連 TB レポート：No
レ
o.43）
・ CSR
R-OT/BC から新設
か・ ROP
P 応力 50mm×50mm メッシュ４要メ
要素の要素中中心膜応力のの平均値
・ ROP
P 位置膜応力力に部材に応応じた 1.68~~4.37 倍率をを乗じて仮想想ホットスポ
ポット応力を計算．

図 1.9.7
1
仮想ホ
ホットスポッット応力の ROP
R(h) 平均
均応力修正係係数（関連 TB
B レポート ：No.33）
・ C
CSR-BC 規定
定を簡素化，引張り側でで CSR-OT と同じ，圧縮と縮側で CSR--BC と概ね同じになる
るよう定式化
化．
i) 溶
溶接継手

ii) 母材

39

(a)

(b)
(

母材

溶接部 （上：小骨，下：大骨）
図 1.9.8

平均応力の
の比較例

(i) 板厚影響修正係数数（関連 TB
B レポート： No.34, 35）
R-OT/BC から基準を合
か
理化．
・ CSR

・ CSR
R-OT/BC では一律にでn==0.25 であっったが，継手手形状により n=0~0.2 に 緩和した．

40

表 1.9.1 H
H-CSR の板厚
厚影響指数
溶接
接後処理
十字隅肉継ぎ手

0.2 5

0.2

バ
バット継手

0.22

0.1

母材
材エッジ部

0.11

---

滑らかに処
処理された母
母材
エ
エッジ部

0

---

ガセット継手、ダブラー
ー

0.22

0.1

達部材に支持さ
され
荷重伝達
たガセット
ト継手、ダブラ
ラー

0.11

0

考慮
(j) 腐食環境影響の考
R-OT/BC で係数化処理でしていた考慮
慮を明示
・ CSR
・ 防食
食塗膜の有効効期間に応じじて S-N 線図
図を使い分けけて被害度を計算
表 1.9.2 部位 による腐食環
環境期間の相
相違
腐食環境期
期間
バラ
ラストタンク，貨
貨物油タンク，
貨物倉下部

5以外，空所，
貨物倉下部以その他
他

2(k) 疲労労評価i) SN 線図：DEnn "B", "C" annd "D"線図をを使用．"B", "C"では線図の傾斜を修
修正．

(a) 空中(b)) 腐食環境
図 1.9.9 CS
SR-H 基本設
設計 S-N 線図
図計算ii) 疲労被害度の計
C
CSR-OT/BC と同じ
41



各積付状
状態・環境下下での基本被被害度



各積付状
状態での被害
害度の合成



被害度の
の総和を計算算判定(l) 溶接後処理効果
W の規定を修
修正・導入
・ IIW
・ グラ
ラインディン
ングについてて考慮
・ 溶接
接後処理の効
効果は，疲労労強度で 1.3 倍
倍（疲労寿命命で 2.2 倍）

効果を考慮
慮しない場合合の疲労寿命命が，設計寿寿命 TDF=25 年の年 1/1.47 倍 (17 年) 以上の場
以
合にのみ適
適用



BC 倉内部部材の場合，効果を考慮 しない場合のの疲労寿命がが 25 年以上上の場合にのみ適用

ラインディン
ングに関する施工要領を 記述
・ グラ

バーグラ
ラインダ直径 d：板厚 10~50mmmの場合 d=10~25mmd
ルート半
半径 r：初期板厚
厚の 0.25 倍以
以上
グライダ
ダ後形状の脚長
長，のど厚がル
ルー
ル要件をを満たすこと．

1
グラ
ラインディン
ング施工要領の例
図 1.9.10(m) 疲労労評価対象箇箇所（関連 TB
T レポート ：No.41）
・ CSR
R-OT より増増加，CSR-B
BC より減少
少
i) 評価
価必須箇所


部，隔壁貫通通部）
縦通肋骨 （横桁貫通部
域
貨物区域



ビルジホッ
ッパーナッククル部 下部 （溶接型，曲げ加工型））
OT ： ミッドシップ
プ近くの 1 タ
タンク （タンク中央）ヘ
ストホールドド （ホールド中央）
BC ： ヘビーバラス



ビルジホッ
ッパーナッククル部 上部 （溶接型）
OT ： ミッドシップ
プ近くの 1 タ
タンク（タンンク中央）
42BC ： 二重船側 BC のヘビーバラストホールド（ホールド中央）下部スツール （形状が違う場合，区画の前後）
OT ： ミッドシップ近くの 1 タンク （センター）
BC ： ヘビーバラストホールド （センター）



単船側 BC 倉内肋骨上部ブラケット端部 （TST 底部がフラットな場合）
ヘビーバラストホールド & エンプティーホールド（ホールド中央）

BC ハッチコーナー （コーナーエッヂ，ハッチコーミング端部ブラケット）
船首部，中央部，船尾部ii) 標準詳細構造に従わない場合評価する箇所


ビルジホッパーナックル部 上部 （曲げ加工型）
OT ： ミッドシップ近くの 1 タンク （タンク中央）
BC ： 二重船側 BC のヘビーバラストホールド （ホールド中央）

波型隔壁下部 （内底板 又は 下部スツール頂板）
OT ： ミッドシップ近くの 1 タンク （センター）
BC ： ヘビーバラストホールド （センター）

OT の二重船側/横隔壁部 H.Gir ヒール部
ミッドシップ近くの 1 タンク



単船側 BC 倉内肋骨下部ブラケット端部
ヘビーバラストホールド & エンプティーホールド （ホールド中央）

縦通肋骨のスロット周り & 甲板部ブロック継手部のスカロップ
OT ： ミッドシップ近くの１タンク （タンク中央）BC ：ヘビーバラストホールド & エンプティーホールド （ホールド中央）iii) スクリーニング評価する箇所


7 章 3 節の規定により，50 × 50 メッシュによる評価が行われている個所の内から評価する
OT の二重船側/横隔壁部 H.Gir ヒール部
BC の下部スツール & ビルジホッパーナックル部
ヘビーバラストホールド以外iv) 標準詳細構造

疲労が懸念される個所について標準詳細構造を例示

縦通肋骨スロット周り

ブロック継手のスカロップ



ホッパーナックル

下部

OT 溶接型 & 曲げ加工型
BC 溶接型 & 曲げ加工型
43



ナックル 上部
上ホッパーナ



二重船側/横横隔壁部 H..Gir ヒール
ル部



波型隔壁と
と上下スツー
ールとの取り 合い（OT & BC）



波型隔壁と
と二重底とのの取り合い（（OT & BC）

BC 倉内肋肋骨上下ブララケット端部部

BC ハッチチコーナー

性振動影響（（関連 TB レポ
ポート：No .32）(n) 弾性
図 1.9
9.11 の下半
半分は実船の就就航状況か ら推定した疲
疲労被害度のの超過確率をを示したもののである．
弾性振動
動により疲労労被害度が 50%増大する
5ると仮定した
た場合，同図において疲 労被害度 1/1.5=0.67
で疲労損損傷が生じるると考えるこことができる
る．図中のハハッチ掛けした部分が弾性性振動により疲労による損傷傷が問題とななる領域に相相当する．こ のような推定定を行ったととき高々5% の船しか該当しない
ことがわわかる．よっって CSR-H では弾性影響
響を考慮しな
ない．
0

0.2

0.4

0.6

0.8

1

Fatigue Damage in 25 years

3.0
0

2.5
5

2.0
0

1.5
5

1.0
0

0.5
5

IACS NANA
1.E-01

1.E-02

1.E-04
4

Word Wide (average)

Both
1.E-03

PG – East Asia

Exceedance Probability Operating Vessel

1.E+0
0.0
00

BulkerTanker

1.E-05
0.0

0.2

0.4

0.6

0.8

1.0

Operating En
nvironment (ratio of fatiigue damage)

図 1.9.11 弾性振動がが疲労被害度度に与える影影響が問題ととなる条件のの発生割合

第 1 編 10 章

そその他の構造
造

船
船首部

１節


標準
桁配置の標

44

ただし，適当と認めら
適れる FEA でで検証がなさされた場合はは，心距をよ り大きなものとすることができきる（現行 CSR-BC
C
の規
規定）


船首船底衝
衝撃圧：

CSR-OT の規
規定を採用

機
機関区域

２節


に
る構造寸法要要求についてては調和 CSR
R では規定せせず
CSR-BC に規定される



台座に関す
する要件につついては CSR
R-OT を準用用.ただし，単底構造の場合
単場合についての要件を
削除

３節

船
船尾部

４節

船
船首部


ングの要件はは，CSR-OT
T の要件から規定する.
スロッシン



ばら積貨物
物船についてても，バラスストタンク等
等ではスロッシング荷重 を考慮する必
必要があ
る.



ばら積貨物船船のバラスト 兼用倉には適用する必要
要はない
ただし，ば

45

第 1 編 11 章

船楼，甲板室
室及び艤装
装品

46

第 1 編 12 章

建
建造

（関連 T
TB レポート
ト：No.44）

第 1 編 13 章

就
就航船－切替
替基準



検査要件は
は IACS UR Z10 を参照



切替基準


領域，船底領領域，中性軸軸領域を定義
義
甲板領



局部腐
腐食に対してて：

全体腐
腐食に対しててtrenewal tasbuilt  tC  tvol_ add

甲板
板領域およびび船底領域：

Z (tmeasured )  0.9 Z (t gross _ offered )

中性
性軸領域：

ANA (tmeaasured )  ANA (t gross _ offered  0.5tC )

47

第2編

船種別特
特別要件

現行
行 CSR と同様
様に調和 CS
SR においてても

ばら積貨
貨物船の主要支持部材は，，直接計算ののみで評価すする

タンカー
ーの主要支持部材は，算式
式要件と直接接計算で評価
価する
CSR
R-BC

規則
適用船

調和 CSRR

CSR-OT

BC

BC

全ての

BC

BC

全ての

<150m

≧150m

OT

<150m

≧150m

OT

x

x

x

(x)

寸法算式

x

直接計算

(x)

x

(x) ：寸法算式のの代わりに， 直接計算をを適用しても良い
48

x
x

x

１）設
設計波の変更更（調和 CSR
R 設計波）
設計波のの変更による
る寸法影響はは限定的
２）ばばら積貨物船船の二重底高高さ（関連 T
TB レポート：No.45）
・・変更内容
望を受け，1550m 未満の船
船舶および 150m 以上ののバラスト兼兼用倉を有す
する
業界要望
船舶に対す
する規定を新
新たに規定しした．
次の①及及び②のうちち，大きい方方以上．
①

B/20 又は 2m の小さい方，のする
ただし 0.76m 以上とす②

d DB  32 B  190
0 TSC;新 たに規定

B; Mouldeed breadth of ship(m),ntling drauught(m)
TSC ; Scan

・L(m)が 150
0m 未満の全
全ての船舶

・L(m)が 150
0m 以上で， バラスト兼兼用倉を有すする船舶
ただし，以下の両方方を満足する
る場合には，高さを減じることが出来
来る．
ーダー間隔がが，4.6m も しくはロンジスペースの
の５倍以下
ガー
フロ
ロア間隔が，3.5m もし
しくはフレームスペースのの４倍以下
・影響/評価価
一部のの船舶を除きき，概ね満足足している．

図面高さ
図
提案式高さ
提

注：
： 赤字は算式
式では NG であるが，桁で桁配置要件をを満足するたため

49

印以以外は OK

３）グラブ算式と局部強度算式
・変更内容
影響評価結果を精査した結果，以下の問題点が得られていた．
積付倉

局部強度の要求値が小さすぎ，グラブ評価式が支配的となっているが，それでもなお Offered よりも小さい要求値となっていた．

空倉

グラブ要求値が支配的となっており，最大+3.5mm の寸法影響が確認されていた．

この問題点を解決するため，以下の算式の見直しを行った．
グラブ算式
局部強度算式（係数χ）
・影響積付倉

局部強度算式を修正し CSR-B 並みの局部強度要求値とすることにより，局部強度による要求値を見直し，寸法減の影響を緩和した．

空倉

船の大きさに応じて大きなグラブ重量を要求することとするが，グラブ算式の見直し，寸法影響を緩和した．

・グラブ要件の見直し
現行 CSR-BC
：

0.28

50 √

 ビルジホッパー斜板 ：

0.28

42 √

 内底板

調和 CSR
：

0.62√

 ビルジホッパー斜板：

0.55√

 内底板

M GR ; Mass of unladen grab, in t

b ; Width of attached plating (mm)k ; Material factor

50

.

.

グラブ荷重と局部強強度算式-試
試計算結果
SR での申請
請ネット板厚
現行 CS
グラブ用用要件によるる CSR-H 要求ネット板
要
板厚
局部要件
件による CS
SR-H 要求ネ
ネット板厚

積付倉

空倉

51

2. IACS への意見発信
本章では，CSR-H 第一次および第二次草案に関して本委員会から IACS に向けて発信したコメ
ントと，これらに対する IACS からの回答を列記する．また，各項目の末尾に Q&A の簡約を添える．回答内容が十分と言いがたい場合は，その旨を記す．
各項目の ID 番号は，IACS ウェブの Harmonized Common Structural Rules Knowledge
Center (http://iacs-csrkc.org.uk/)における Q&A 掲載番号である．IACS の回答にある”Category”
は，コメントに対する IACS の対応の分類であり，Simple Explanation（説明のみ）, Rule Change
Completed（規則に反映済み）, Possible Future Rule Change（将来考慮する可能性あり）に分かれる．CHR-H Knowledge Center には，各国から多数の質問・コメントが提出されているので，それらも合わせて参照いただきたい．

2.1 第一次草案（2012 年 7 月版）に関する Q&A(1) 防撓パネルの構造冗長性（Structural redundancy）評価のための検討構造範囲について
Pt 1, Ch1, Sec2 Rule Principles，4.1.2 General (ID84)[Question]
It is stated that “the ship’s structure is designed such that it works in a hierarchicalmanner and, as such, failure of structural elements lower down in the hierarchy do not resultin immediate consequential failure of elements higher up in the hierarchy.” This may be inline with the GBS requirement for structural redundancy. In GBS, ships shall be of redundant
design and construction so that localized damage (such as local permanent deformation,
cracking or weld failure) of any stiffening structural member will not lead to immediate
consequential collapse of the complete stiffened panel. The degree of redundancy depends on
how large an area can be considered as a possible region where the loads shed from thedamaged stiffening members can be redistributed. Over-pessimistic assumption of the region
extent shall not be made in order to avoid unreasonable increase of the demand for the
residual strength of the damaged stiffened panel. A systematic ultimate strength analysis ofstiffened panels needs to be performed for different model extent and loading, boundary anddamaged conditions. For a stiffened panel under in-plane and lateral loads, the region
between two adjacent girder/frame members is considered to be reasonable, since the collapseof the corresponding region may easily lead to the collapse of a system level.
[Answer]
We agree with the comments. Actually, additional structural redundancy studies are still
being performed. Our intention is to demonstrate that stiffened panels extended as you
mentioned, (i.e. surrounded by primary supporting members such as girders or web frames)
have enough redundancy to withstand a localised damage as per GBS requirement(permanent deformation, cracking or weld failure). The studies cover different types of
stiffeners and various scantlings.
52

Category: Simple Explanation[簡約]
Q: GBS では，凹損，亀裂などの局部損傷後の防撓パネルの構造冗長性（Structural redundancy）の評価が，機能要件に加えられた．構造冗長性は，損傷部の耐荷力低下をどれだけの周辺構造範
囲で負担しうるか，あるいは負担すべきかの設定に依存する．これについては，互いに隣接する
ガーダー間あるいはトランス間を検討範囲として冗長性を評価するのが合理的であると考える．
A: 同意．同等のモデル化範囲が，構造冗長性の検討に使用されている．
(2) 考慮すべき動的荷重ケース，および設計システムについて
Pt 1, Ch4, Sec2 Dynamic Load Cases (ID85)[Question]
The number of dynamic load cases is too large, especially when combined with various
loading conditions. It is requested that the number should be reduced to the minimum,
leaving only the essential load cases. Are the present loading cases essential to achieve thegoal?
In order to save time of designers, it is also requested that each IACS member distributes
a well-validated supporting tool including pre & post processor, which can apply all the loadcases + loading conditions automatically to the FE model and produce analysis reports in an
appropriate manner. The supporting tool should not be ‘black-box’, i.e. the designer canconfirm every step in the process.
[Answer]
We appreciate. There are a large number of dynamic load cases. However the intention isthat the rules are transparent and consistent. Having a large number of cases to review withmodern computers is not so critical time-wise, so deleting load cases will not save much time.
In addition, any attempt to reduce the number of load cases has to be based on assumptions
about the structural design configuration, and consequently the deletion of dynamic loadcases may result in inconsistency between designs.
IACS members have prepared or are preparing software to apply all the required loadcases and loading conditions to the FE model and produce analysis reports in an appropriatemanner. The capability of the supporting tool to provide intermediate results is the task ofeach Classification society.
Category: Simple Explanation[簡約]
Q: 検討すべき動的荷重ケースが多すぎはしないか．目標とする安全レベル（Goal）の達成のために必要最小限のケースなのか？設計計算ソフトは十分なる validation が行われなければならな
い．また設計システムは，設計者にとってブラックボックスではなく，検討のプロセスをすべて確認できるよう，配慮がなされなければならない．
A: コメントに感謝．選定された荷重ケースは，transparent & consistent な構造規則とする上で，53

必要な検討ケースである．計算機能力の向上により，計算ケースの数は余り問題ではない．設計
システム開発では，ご指摘の配慮を行っている．
(3) ハルガーダ縦曲げ残存強度評価における中立軸傾斜の影響について
Pt 1, Ch5, Sec3 Hull Girder Residual Strength, 2.1.2 Effect of the rotation of neutral axis
(ID86)[Question]
The reduction of the hull girder residual bending capacity in the damaged condition due tothe rotation of the neutral axis is taken into account by multiplying the reduction factor 1/CNA,
where CNA is the neutral axis coefficient taken as CNA=1.0 for grounding damage and CNA=1.1
for collision damage. Although the CNA depends on the damage location and extent, theconstant values are employed in the draft CSR-H for simplicity and probably as the safe-side
estimation. It is, however, easy to consider the rotation of the neutral axis in the formulationof the incremental-iterative method implemented in the existing CSRs, as given in existing
literatures. Such a more rational technique, readily available, shall be employed in the
CSR-H to minimize the uncertainties in the strength assessment.
[Answer]Your comment is appreciated; however it has been decided to not consider rotation of theneutral axis in the formulation. Instead a neutral axis coefficient has been introduced. The
background for this decision is explained in TB Rep_Pt1_Ch05_HG Longitudinal Strength.
Category: Simple Explanation[簡約]
Q: 損傷の規模および場所にかかわらず，中立軸傾斜の影響係数を CNA=1.1 で一律としているが，不合理である．現行のスミス法の枠内で，より精度良く評価可能であり，そのような技術を取り入れるべきである．
A: コメントに感謝．しかし CNA=1.1 で一定とすることに定められた．詳細は TB を参照されたい．
（回答になっていない）(4) ハルガーダ縦曲げ残存強度評価における損傷仮定について
Pt 1, Ch5, Sec3 Hull Girder Residual Strength, 2.2 Assumed damage scenarios and extent(ID87)[Question]
The damage conditions assumed in the draft CSR-H corresponds to the severe damage withrelatively low probability of occurrence among those assumed in SOLAS, Chapter II-1. They
are therefore reasonable from the view point of safe-side evaluation of the residual strength ofa hull girder under longitudinal bending. On the other hand, when other types of damage are
to be considered, they should be consistent with the SOLAS requirement for damaged
stability and the statistics of damage.
54

[Answer]
We agree that the damage conditions used for the assessment of the hull girder residual
strength can be considered to be at the safe side. These conditions have been selected to covera wide variety of potential damages from grounding and collision. The basis for thisrequirement is given in the Technical Background of the Rules. Currently it is no plan toinclude other type of damages in the hull girder residual strength assessment.
Category: Simple Explanation[簡約]
Q: 仮定する損傷は SOLAS, CH II-1 で仮定する発現確率の低い損傷程度であり，安全側の観点からは妥当．他の形式の構造損傷を考えるときも SOLAS ダメスタ要求と consistent であるべき．
A: 同意．Residual strength 要件の詳細は TB に記述．現時点で他のタイプの損傷を考える予定
はない．
(5) ハルガーダ縦曲げ残存強度評価における横部材支持効果について
Pt 1, Ch5, Sec3 Hull Girder Residual Strength, 2.4 Hull girder ultimate bending capacity inthe damaged condition (ID88)[Question]
It is stated in Ch5, Sec3, [2.4.1] that “The intact hull parts and their strength depend on
the boundary supports towards the damaged area. i.e. loss of support for transverse frames atshipside, etc. The modeling of such effects needs special consideration reflecting the actual
ship design.”
In the calculation procedure for hull girder ultimate strength using Smith’s method shownin Ch5, App 2, there is no statement for the special consideration mentioned above. Clear
statement must be given on what special consideration is needed and how. Should it bechecked by non-linear finite analysis?
[Answer]
Based on your comment, the sentence is to be modified as follows: "Any structure locatednear the damage extent that potentially has reduced boundary support is not to be consideredwhen assessing the intact hull parts and their strength."
Category: Rule Change Completed[簡約]
ハルガーダ縦曲げ残存強度評価における横部材支持効果について：
Q: 損傷断面の非損傷部分に対する横部材支持効果は，非損傷断面の場合と同等と扱われている，という仮定を明確に記載するべき．
A: そのように記載することになった．
(6) 最小板厚規定について
Pt 1, Ch6, Sec3 Minimum Thickness Requirements (ID89)
55

[Question]
The approach to take whichever greater requirements between CSR for bulk carriers and
CSR for tankers has no rational basis and clearly gives too conservative design requirement
either for bulk carriers or for tankers.
[Answer]
According to IACS Procedures Vol. 4 (“Procedures for the maintenance and harmonisationof the common structural rules”, Annex 1 “Basic Principles for CSR Maintenance andHarmonisation”, C and D), the scantlings required by the harmonized Rules should be thesame or higher for a given ship design and structural arrangement than are required to meetthe current Rules. Consequently the minimum thickness requirements have been selectedfrom the higher values from the current CSR-BC and CSR-OT. These procedures are available
on IACS web site.
Category: Simple Explanation[簡約]
Q: CSR-BC と CSR-OT のいずれか小さい方の最小板厚を取る，という考えは不合理である．
A: CSR の基本原則のところにそのように定めている．（回答になっていない）(7) スティフナのスニップエンドの FE モデル化について
Pt 1, Ch7, Sec2 Cargo Hold Structural Strength Analysis, 2.3.7 Snipped stiffener (ID90)[Question]
The following expression means that the bending moment of stiffener is transferredsomewhat to the connected member at snipped end: “The effective cross sectional area of
non-continuous stiffeners in the way of snipped ends is to be represented as flat bar line
elements with reduced depth of web plate.” This modeling does not represent the realsituation that the bending moment of stiffener at snip end must be vanished. The modelingmethod of pin joint of one side of bar element is recommendable.
[Answer]
The modelling requirement of snipped stiffener in Pt.1 Ch.7 Sec.2 [2.3.7] is for the cargohold structural strength analysis for the assessment of scantlings of longitudinal hull girder
structural members, primary supporting members and bulkheads. It is not intended torepresent the accurate snipped termination of the stiffener, but to get a more realistic
representations of the stiffness, and their contribution to stress reduction in primary
supporting members.
Category: Simple Explanation[簡約]
Q: スニップエンドの有効剛性は，flat-bar 要素で端部板厚を減じることでモデル化可能としているが，端部の曲げモーメントの作用状態を再現していない．
A: ここでのモデル化は，スニップ端の応力状態を正確に再現することを意図しているのではなく，
56

支持部材の剛性および応力軽減に対するスティフナの効果を表すためであるので，簡略化したモデルとしている．
(8) 応力集中部の計算法について
Pt 1, Ch7, Sec3 Local Fine Mesh Structural Strength Analysis, 3.3 Screening criteria (ID93)[Question]
The stress concentrated ratio around the opening can be calculated without using FEA.
The method other than FEA, e,g, from the chart of the stress concentration factor, should be
admitted.
[Answer]Stress concentration factor may be used in the design stage. Considering the accuracy andcomplexity of the stress concentration factor in way of various openings, verification by meansof fine mesh analysis is considered necessary.
Category: Simple Explanation[簡約]
Q: 開口部の応力集中係数は FE だけに頼らなくても，計算表等からも求められる．FEM 以外の評価法も許容されるべきである．
A: 設計時に他の手段に代えてもよい．ただし，開口部の応力集中の複雑さを考えると，fine meshanalysis による検証は必要である．
(9) 最小 FE メッシュ規定について
Pt 1, Ch7, Sec3 Local Fine Mesh Structural Strength Analysis, 4.3 Mesh size (ID94)[Question]

The basis of element size of 50x50 mm must be explained.
[Answer]
The element size of 50 x50 mm for fine mesh analysis and the used acceptance criteria is
in agreement with the requirements according to Common Structural Rules for Double Hull
Oil Tankers (CSR-OT). In the technical background of CSR-OT Sec.9 [2.3.2a] the used
element size for fine mesh analysis is explained in the following way: “A mesh size not greaterthan 50mm x 50mm is required for the fine mesh area. This mesh size is chosen because thisis the maximum mesh size that is sufficient to represent the geometry of structural details,
such as bracket toes and corners of openings. Larger mesh sizes, such as 100mm x 100mm,
are considered insufficient to model the geometry of details properly, resulting in stressvalues not reflecting the geometry of the details.”
Category: Simple Explanation[簡約]
Q: 50mm×50mm 最小メッシュ規定の根拠はなにか．
A: CSR-OT に準拠したもの．ブラケットや開口部コーナーの形状を表現するに少なくとも必要な
57

サイズであると判断．
(10) 開口縁の FE メッシュ形状について
Pt 1, Ch7, Sec3 Local Fine Mesh Structural Strength Analysis, 4.4 Element (ID95)[Question]

In Ch7, Sec3, Fig 10, the trapezoid element is shown around the opening. We recommend
applying the rectangular element around opening at least 1 layer, because the stress of the
trapezoid elements in NASTRAN is possible to have non-negligible errors.
[Answer]
The first two layers of elements around the opening with mesh size not greater than
50mm×50mm is the requirement. Modeling the element by rectangular element is desired.
However, due to opening curvature, some trapezoid elements cannot be avoided. We don't
want to introduce triangular elements within two layers of elements around the opening.
Category: Simple Explanation[簡約]
Q: 開口縁の少なくとも第１層目は，台形ではなく矩形メッシュを推奨．
A: 矩形が推奨されるが，開口部などではどうしても台形が生じる．三角形は使用したくない．
(11) ファインメッシュ評価のスクリーニング基準について
Pt 1, Ch7, Sec3 Local Fine Mesh Structural Strength Analysis, 6.2 Acceptance criteria (ID96)[Question]

The stress level of screening in FEA for fatigue strength in welding line must be different
from that of base metal. In 6.2.1, the following expressions are found:Element not adjacent to weld
λfperm=1.70 ff for S+D
λfperm=1.36 ff for S
Element adjacent to weld
λfperm=1.50 ff for S+D
λfperm=1.20 ff for S
These values do not seem to be reasonable, because the difference between weld and basemetal is too small. The basis of these values must be explained. The screening stress atelement adjacent to weld must be defined in both of perpendicular to the weld line andparallel to the weld line.
[Answer]
Ch7, Sec3, [6.2.1] describes the acceptance criteria for fine mesh analysis and is identicalwith the requirements according to CSR-OT. Please note that this is acceptance criteria for
local yield and plastification, not fatigue criteria. However in order to reduce the probabilityof fatigue problems in way of weld, the permissible yield utilization in way of weld is lower
58

than the corresponding values for areas not adjacent to weld. In the technical background of
CSR-OT Sec.9 [2.3.5] the selection of the used acceptance criteria is explained in detail.
Category: Simple Explanation[簡約]
Q: 溶接部の疲労強度に関わる溶接部と母材の FEA screening 応力は異なるべきであるが，Ch7,
Sec3 の規定は，差が小さすぎるのではないか．また，溶接部の screening stress は溶接線方向と，直角方向で区別すべき．
A: CSR-OT に準拠したもの．これは局部塑性化に関するもので，疲労強度に関するものではないことに注意されたい．疲労問題回避のため，溶接部の許容降伏 utilization は小さくしている．詳細は CSR-OT の TB に記載．
(12) 防撓パネル座屈強度の評価について
Pt 1, Ch8, Sec4 Buckling Requirements for Direct Strength Analysis, 2.6 Buckling criteria(ID91)[Question]

In Ch8, Sec4, [2.6.3] and [2.6.4], the maximum of the utilisation factors among the overall
stiffened panel capacity, the plate capacity and the stiffener buckling strength is selected as
the maximum stiffened panel utilisation factor. The same applied stress is used to calculate thethree utilisation factors. Hence when the thickness plate panel is very small, the plate capacity
is likely to be selected as the capacity of the stiffened panel. However, when the attached
stiffener has a large stiffness, the stiffener can actually carry much higher stress than the plate
capacity. The buckling strength assessment based on the plate capacity excessively
underestimates the capacity of the stiffened panel in this case.
In our opinion, checking the plate capacity is not necessary for the assessment of thebuckling strength of the SP-A and SP-B members when they are predominantly subjected tolongitudinal compression. The assessment should be made by checking the overall stiffened
panel capacity and the stiffener buckling strength. On the other hand, when the transverse
compression is predominant, the stiffener buckling strength can be excluded whereas the plate
capacity must be taken into account. The range of the application of the plate capacity
equation must be clearly defined when it is considered in the assessment of the bucklingstrength of SP-A and SP-B members.
[Answer]
The buckling check in CSR is a requirement which was developed to prevent major
permanent deformations (or sets), and consequently the largest utilisation should be taken as
the requirement limit. For instance, the overall stiffened panel check is the limit for global
overall elastic buckling, and when this limit is exceeded, major permanent sets may occur inthe stiffeners.
This overall global elastic stiffener check may be critical for both longitudinal and59

transverse compression, and therefore it must be checked for all load combinations (this has
been verified by NLFEA). Similarly, in order to prevent major permanent deformations in theplate, the plate capacity should be checked for all load combinations although the stiffeners
provide some redundancy for total collapse. Furthermore, both plate and stiffeners arechecked for all load combinations in other Classification Rules.
Category: Simple Explanation[簡約]
Q: 防撓パネル座屈強度の使用係数には，防撓パネル，板，防撓材それぞれの座屈使用係数の最大のものを採るべき，とある．また各ケースに同じ作用応力を与えている．しかし板が薄い場合などは，防撓材の応力（荷重分担率）の方が大きい．それでいて等しい応力に関する板の使用係数を使うと，座屈強度を過度に安全側に評価する．縦圧縮に関しては防撓板の SP-A, SP-B だけ考え，横圧縮は板の強度を考えるべきである．
A: 板，防撓板それぞれの永久変形を阻止することを目的とするので，すべてのモードを考慮することが必要である（明確な回答になっていない）．
(13) 板の座屈強度に対するスティフナ剛性の影響係数について
Pt 1, Ch8, Sec5 Buckling Capacity, 2.2.4 Correction factor (ID97)[Question]

The correction factor Flong that represents the constraining effect of the edge stiffener on thebuckling strength of plate panels is considered only when the plate is subjected to thecompression in the longer edge direction. It is well known, however, that the constraining
effect of the edge stiffener is significant or even larger when the plate is subjected to thecompression in the shorter edge direction. This effect must be taken into account in CSR-H.
Otherwise, the buckling strength assessment of the plates under predominantly subjected tothe compression in the shorter edge direction, such as side shell plating in single-side bulk
carriers, becomes over-conservative.
[Answer]
For plate panels of single side skin bulk carriers (i.e. between hopper and wing tanks), it isagreed that the rotational restraint of stiffeners seems to have an effect on the ultimatetransverse strength of plate panels (depending on the arrangement of tripping brackets - see
Pt 1, Ch 8, Sec 5, [2.2.5]). In other cases (i.e. normal plate panels), the rotational restraint ofstiffeners has an effect on the elastic transverse strength of plate panels, but little effect on
the ultimate transverse strength of plate panels. This has been observed in several non-linear
finite element analyses. See also KC ID 57.
Category: Simple Explanation[簡約]
Q: 矩形板の座屈強度に対する防撓材の捩れ剛性の影響を長辺方向圧縮に対してしか考慮しない
理由はなにか．
60

A: 横圧縮の場合，弾性座屈に対する防撓材の捩り剛性の影響は無視できないが，最終強度に対する防撓材影響はほとんどない．したがって，縦圧縮のみに考慮している．
（シングルサイド BC のサイドシェルのパネルように，アスペクト比が大の場合はそうであるが，一般的には横圧縮最終強度に対しても有意な影響があると考えられる．CSR-BC では考慮されていた．
）(14) Flat-bar 防撓材の等価ウェブ板厚について
Pt 1, Ch8, Sec5 Buckling Capacity, 2.3.2 Equivalent web thickness of flat bar (ID98)[Question]
The CSR-H defines the effective web thickness of a flat-bar stiffener, tw_red, in order toconsider the loss of effectiveness of the cross-section of the stiffener after the coupled local
buckling of the stiffener and plate. However, the proposed equation for the effective thickness
is independent of the stiffener thickness, and hence the tw_red may become negative when theheight of stiffener is large and the plate thickness is thin. For example, in the case of
a=2550mm, b=850mm, tp=10.5mm, hw=550mm, tw=35mm, Y=313.6MPa, E=205.8GPa, thestiffener web has the negative effective thickness although tp and tw satisfy the slenderness
requirements defined in CH8 Sec2 [2.1.1] and [3.1.1]. In addition, in the case of a combinationof the thick web and the thin plate panel, say tw/tp>3, the local buckling deformation of thestiffener web is actually very small, and the effective cross section of the stiffener is little
reduced. Considering these cases, the appropriate range of the application of the equation
tw_red must be given.
[Answer]
The rule has been changed by replacing beff with beff1 in the stiffener buckling assessment
formula of Pt1, Ch8, Sec5, [2.3.2]. Using your example, the calculation result of tw_red is now 35
mm.
Category: Rule Change Completed[簡約]
Q: Flat-bar 防撓材の等価板厚規定に不合理な箇所がある．
A: 修正した．
(15) Flat-bar 防撓材の有効断面と捩れ変形について
Pt 1, Ch8, Sec5 Buckling Capacity, 2.3.4 Ultimate buckling capacity (ID99)[Question]
The effective axial stress, a, is defined as the following equation:

a xst p  As
beff 1t p  As

In the case of the flat-bar, the above equation cannot consider the influence of the effective
web thickness, tw_red. The equation must be modified so that the effective thickness is61

considered in As of the denominator and not in As of the numerator.
The warping stress of the stiffener, w, is considered regardless of the stiffener type inchecking the ultimate buckling capacity. The warping stress is derived by assuming thetorsional deformation of the stiffener with one half-wave. However, in the case of the flat-bar,
the stiffener web interactively deforms with the same number of half-waves as the bucklingmode of the plate. Such torsional deformation of the flat-bar stiffener is considered in thecalculation of the effective thickness mentioned above. This overestimates the influence of the
web deformation. The warping stress should not be considered in the flat-bar.
[Answer]
1. tw_red is used to account for the decrease in stiffness due to lateral deformations
associated with bending. It, therefore, does not need to be considered in the calculation of
axial stress.
2. In the equation σa = σx (s·tp + As) / (beff1·tp + As), the area (s·tp + As) and the area (beff1·tp + As)mean the axial area of the combined cross-section of the stiffener (with s or with beff1),
respectively.
3. We have carried out a comparison between the formulae and non-linear calculations forvarious types of stiffeners, including flat bars, and have found good agreement.
Category: Simple Explanation[簡約]
Q: Flat-bar 付き防撓パネルの有効断面積においては，Flat-bar の板連成の座屈モードの考慮は必要でないのか．
A: 修正はなし．二点目は FE 計算との比較より，式の妥当性を確認済みである．
(16) 船体振動成分が疲労強度に及ぼす影響について
Pt 1, Ch9, Sec1 Rule Application for Fatigue Requirements, 1.1.1 General in TB Rule
Reference for Draft Harmonised CSR (ID92)[Question]
We recognize that current IACS regulation ensures the structural strength of ships taking
account of the effect of wave-induced vibration on fatigue.
Some technical literature in recent years has indicated springing and whipping may
contribute significantly to fatigue damage of ships although no damage data verified that itwas caused by springing and whipping. The fatigue assessments in those literatures consider
only the damage parameter of the Miner’s rule and do not investigate the actual fatigue crack
propagation behavior when the vibration effect is superposed.
Some other technical literature, which was presented at the 6th International Conferenceon

Hydroelasticity

inMarineTechnology(Hydroelasticity2012),

investigatedtheabove-mentioned crack propagation based on an advanced elastoplastic fracture mechanics
approach and clarified that superposed loading histories is not fully effective. This implies
62

that rough estimation without consideration of fatigue crack propagation and fracture
mechanics underestimates the fatigue strength and makes the significant gap to the actual
fatigue damage.
Furthermore, some other technical literature at the Hydroelasticity conference (2012)
mentioned that seamanship, both through weather routing avoidance and as applied throughvoluntary speed reduction, involuntary speed reduction, and heading changes, is revealed in
the literature to be an important factor acting to mitigate wave-induced vibrations,particularly in whipping. Therefore, lifetime exposure analyses that do not account for theseseamanship effects are likely to overestimate both extreme loads and fatigue damage
accumulation.
Based on these findings, in particular with regards to the bulk carriers and oil tankers
having sound service history for many years, the current IACS regulation corresponds to theactual situation and considers the effect of vibration on fatigue implicitly. However,continuing research is needed in the future in order to establish a more reliable method fordesign rules than the present based on full scale measurements, model tests data, andnumerical methods.
Same conclusion has been revealed in the ISSC 2012 II-2 committee’s report.
[Answer]Thank you for your valuable comments to the on-going discussion about fatigue due towave induced hull girder vibration. IACS shares your views.
Your summary on effects important for hull girder vibration response and the status on
research and development towards a design standard is known to IACS, and will beconsidered when IACS will look further into the topic of hull girder vibration.
IACS has concluded that hull girder vibration has been implicitly considered in the CSR-H
at this time by virture of the extensive calibration to both satisfactory and unsatisfactory
service history.
However, in the future IACS will continue to look into the issue of hull girder vibration
and also consider the operational aspect inclusive routing. But as this is a comprehensive taskthat will take some time to complete, the CSR-H harmonisation project will not explicitly
include a discrete vibration factor in the CSR-H at this time.
Category: Simple Explanation[簡約]
Q: スプリングとホイッピングの疲労に対する影響について，近年，主としてコンテナ船を対象に，影響を大とする報告がある．実測によらず Miner 則だけで評価するなど，十分な評価と言いがたい部分も多い．Hydro- elasticity conference でも，振動成分の限定的影響が報告されている．またこれらの影響は減速，荒天避航など operation にも依存する．BC, OT は長く問題は生じておらず，過剰な考慮は避けるべきである．さらなる研究の必要な分野である．
A: 貴重なコメントに感謝．ご指摘の通り．IACS としても継続的に影響を調べる．今時 CSR-H
63

には導入せず．

2.2 第二次草案（2013 年 4 月版）に関する Q&A(1) 最小板厚規定について
Pt 1, Ch6 Sec2 Minimum thicknesses (ID374)[Question]
Comment on the 'Minimum thickness requirement':
The approach to take whichever larger thickness requirement between CSR for bulk
carriers and that for oil tankers has no rational basis and can only lead to an unnecessary
increase of the structural weight. A minimum thickness requirement has been specified byeach classification society based largely on their past experiences. It is not necessary toharmonize such non-scientific requirements. Furthermore, this requirement stands opposite
side to the idea of FE-based requirements introduced in the harmonized CSR. Does IACS
have any reasonable reason why the existing minimum thickness requirements for BCs and
OTs need to be unified in such a manner as taking whichever larger? If there is no particular
problem in the existing requirements, it is much better to maintain them than to make anunreasonable harmonization. We, an academic society seeking for a rational advancement of
the structural design methodology and criteria for ships, cannot accept the IACS proposal. We
submitted the same comment on the 1st draft (Question ID 89), but the answer from the IACS
was that "this is in accordance with IACS procedures." This is not an answer at all. We expect
your more serious consideration.
[Answer]
The minimum thickness is intended to be a prescriptive empirically-based lower limit thatacts as a “safety net” in the event that the other load-based requirements results in
unexpectantly low requirements, e.g. due to gaps in loading conditions used in rulecalculations. The minimum thickness also takes into account the tapering of the shell platingfrom the midship towards the ends of the vessel where previous feedback indicated thatrelying on descriptive rule text for tapering was not as effective as having a more direct
formula for applying the taper. It is very important to harmonize on this type of “safety net”
requirement, especially in way of the engine room where the side shell plating and framing is
the only protection against costly flooding or even catastrophic events. This is consistent withthe basic procedures for harmonisation as set out in IACS Procedures, Vol. 4, Annex I “Basic
Principles for CSR Maintenance and Harmonisation”. We have reviewed the minimum
thickness requirements and found that the requirement for primary supporting members in
way of oil cargo tanks can be amended as follows: " 0.6 L21/2 " replaced by " 5.5 + 0.015 L2" asin current CSR OT.
Category: Rule Change Completed[簡約]64Q: ID89 でも述べた通り，CSR-BC と CSR-OT のいずれか大きい側の最小板厚を採用するのは不合理である．もともと最小板厚は，各船級協会が，長年の経験に基づいて定めている場合が多い．
その大きい側を機械的に採用するのは，科学的合理性に欠いている．FEM 解析ベースで合理的な設計規則を目指す方向にも反する．不合理な調和化を行うならば，現行を維持する方が適正であり，科学的合理性を追求する学術組織としては，本規定の現在案は容認しがたい．
A: 最小板厚規定は，様々な不確実性の中でのいわば”safety-net”にあたるものである．船体中央部から前後部への板厚の tapering においても，最小板厚規定が有効に機能した例がある．エンジ
ンルーム前方のように，板厚規定が安全に直結する箇所では，safety-net としての最小板厚規定
は必須の要件である．他方で，主要支持部材などにおいて，最小板厚規定の見直しも行っている．
(2) 船体前後部の FE 解析について
Pt 1, Ch7 Sec2 Cargo hold structural strength analysis (ID375)[Question]
Comments on FE analysis of fore and aft parts:
The FE analysis of the fore and aft parts of hull girder is newly required in the harmonized
CSR. We cannot understand why it must be introduced in this harmonization process. The
technical background (TB) reports on the Equivalent Design Waves for extreme and fatigue
loads claim the reasonable accuracy of the design loads for the fore and aft parts through a
comparison with the long-term predictions. This is, however, only a verification of theprocedures to derive the simplified equivalent design loads. More essential point to be verified
is the accuracy of the predicted loads itself. It is well recognized that the pressure and theresulting load effects in the fore and aft parts are more or less nonlinear in nature. The
member scantling is likely determined by the local wave impact load. The pressure
distribution due to global ship motions in waves is highly complex because of the effects offorward speed, wave reflection at bow, propeller wake flow etc., in addition to the relative
wave elevations. We don't know any research works where the prescribed pressure
distributions in the fore and aft parts are verified by experimental results, which are mostimportant in the FE analysis. What is the reason why the IACS employs the load models
premature in many aspects, and forces the extensive FE analyses which require substantial
efforts both in modeling and in computations? The TB reports do not tell anything about this.
[Answer]
The objective of the increased scope of direct strength assessment is to improve thestructural verification outside the parallel body of the hull. This improvement has beenrequested by direct feedback from industry and entered into the plans for CSR-H very early.
The loads applied in the FE assessment outside midship, as well as the loads in midship cargohold region, are defined by the Equivalent Design Waves concept based on a large number of
direct wave load calculations. Non-linear effects from model testing and non-linear studies
are taken in to account. The sea pressures applied for FE strength assessment (yield and65buckling) outside midship area have been modified since the April 2013 draft. Based on model
test results it was found the pressures for some of the critical EDW could be reduced as someof the non-linear effects have been underestimated. A consequence assessment with therevised loads is in progress and will be available in connection with the final draft, November
2013.
Category: Rule Change Completed[簡約]
Q: EDW の TB は，方法論の検証にすぎず，非線形影響の大きい船体前後部の荷重分布の計算法
そのものの妥当性を証明する内容ではない．前後部の圧力分布に関しては，学術的にも未解明であり，実験との比較結果もない．このような技術レベルにおいて，なぜ，多大の追加設計計算を要する全域 FEM 解析を要求するのか．
A: 直接強度計算範囲を増加したのは，非平行部の強度検証を改善するためである．これはindustry からの要求でもある．EDW は莫大な数の直接荷重計算に基づいており，非線形影響も考慮している．非平行部の圧力分布については April2003 草案にて修正．荷重を減じている．
(3) GRAB 荷重について
Pt 2 Ch1 Sec6 Additional class notation GRAB (ID377)[Question]
GRAB notation:
According to the Consequence Assessments of bulk carriers, the additional class notation
GRAB[X] has a significant impact on the scantling of inner hold members. The unladen grab
weight X and the resulting net thickness requirements are given as a function of ship length
only. This is not reasonable since the grab load depends on many other influential factors,
such as type of grabs, type of bulks, impact scenarios and conditions (height, velocity etc.). No
clear technical background is however available including the statistics of the damage due tograb loads. Basically, the grab load issue is beyond the scope of the harmonization of CSRs. It
must not be mandatory but optional. We cannot accept the IACS proposal of the additional
grab notation without any reasonable need and any reasonable technical backgrounds.
[Answer]With regard to the grab requirement, we have received strong input from some industry
sectors as well as our external advisory group that we should increase the grab weights uponwhich the rules are based because most vessels are regularly subjected to grabs heavier than
20 t. In fact we have also received feedback with the opposite view in that heavier grabs
should be used in the rules and if an owner or designer wishes to design a vessel with lighter
grab weights than a “restriction” should be placed on that design. We also note that the actual
weight of grabs encountered by ships in service depends on the facilities in the ports visited.
Of course for most ships there is no way of definitively knowing where they will trade for their
entire service life, however, there is an indirect correlation between the ship size, typical66

cargo carried and the grab weights encountered. Therefore for simplicity in the rules, the grab
weight used in the rules is linked to the vessel size. We are further enhancing the TB to
include statistics on how we developed the relationship between the ship length and thedesign grabs to be used. Please be informed that the GRAB requirement will be revised giving
reduced thickness requirement for grab weights greater than 20 t. Rules will be amended asfollows:
Inner bottom plating:tGR = 0.28(MGR + 50) (bk /1000)0.5 to tGR = 0.62(bk)0.5(MGR/20)0.25
Vertical and sloped cargo hold boundaries (plates up to 3 m above inner bottom):tGR = 0.28(MGR+42) (bk /1000)0.5 to tGR = 0.55(bk )0.5(MGR/20)0.25
Category: Simple Explanation[簡約]
Q: Grab 荷重を船の長さだけの関数で表すのは不合理である．本来は，Grab 荷重は，grab タイプ，bulk の種類，衝突条件など様々な要素に依存する．さらに，そもそもこの規定は，調和化の範囲を超えてしまっている．強制要件ではなく optional とすべきである．
A: 様々な要因の検討，feedback に基づいて，簡便法として船長の関数とした．さらに，第一次草案から一部要件は軽減・修正されている．
(4) 腐食予備厚について
Pt 1 Ch3 Sec3 Corrosion additions (ID414)[Question]
Corrosion margins specified in CSR-H were set on the basis of the measurements of aged
ships with old coating systems which is nothing compared to the PSPC compliant system. It is
obvious that the current margins are overly-conservative for newly-build ships which are
painted in conformity with IMO/PSPC, and they should be reviewed in future.
[Answer]
It is possible that in the future, based on future updates to the thickness measurement
database, a reexamination of corrosion margins for CSR tankers and bulk carriers may beundertaken by IACS. But at this time the corrosion additions specified in the harmonised
CSR will remain at their current values.
Category: Simple Explanation[簡約]
Q: 腐食予備厚の規定は PSPC 施行前の板厚計測値に基づく．新造船に対しては過剰スペックであり，今後見直しが必要．
A: 将来再検討の予定．ただし，PSPC 後の板厚計測データのない現状では，現在案の値を使用す
る．

67

3. 技術背景レポートの解説
IACS の web ページで公開された調和化構造規則（CSR-H）の技術背景レポート（TB レポート）の内容を概説する．また委員の考察・見解を付記する．ここでは 2014 年 6 月 1 日時点で公開された下の表に示す 45 レポートを対象とする．
No

Ver.

Release Date

1

Pt1_Ch01_Rule General Principles and Validation

Filename4

2014-06-01

2

Pt1_Ch03_Sec03_Corrosion Additions5

2014-06-01

3

Pt1_Ch03_Sec07_Effective Plate Breadth2

2014-06-01

4

Pt1_Ch04_Sec02_Equivalent Design Wave for Extreme Loads

4

2014-06-01

5

Pt1_Ch04_Sec02_Equivalent Design Wave for Fatigue Loads

2

2014-06-01

6

Pt1_Ch04_Sec06_Examine of Wave Data2

2014-06-01

7

Pt1_Ch04_Sec06_Joint Probability Factor to Account for Cargo Density2

2014-06-01

8

Pt1_Ch04_Sec06_Steel Coil Loads

2

2014-06-01

9

Pt1_Ch04_Sec08_Selection of FE Load Combination for BC

2

2014-06-01

10

Pt1_Ch04_Sec08_Loading Patterns for OT

2

2014-06-01

11

Pt1_Ch05_Hull Girder Longitudinal Strength2

2014-06-01

12

Pt1_Ch05_Sec02_Iterative Method for HG Ultimate Strength Check2

2014-06-01

13

Pt1_Ch05_Sec03_Hull Girder Residual Strength3

2014-06-01

14

Pt1_Ch06_Sec03_Minimum Thickness

2

2014-06-01

15

Pt1_Ch06_Sec04_Requirements of Curved Bilge Plate2

2014-06-01

16

Pt1_Ch06_Sec04_Inner Bottom Plate and GRAB Req of BC

2

2014-06-01

17

Pt1_Ch07_Sec02_Effect of Hatch Cover Weight on BC

2

2014-06-01

18

Pt1_Ch07_Sec02_Green Sea Pressure on Hatch Coaming in FEA for BC

2

2014-06-01

19

Pt1_Ch07_Sec02_HG Shear Adjustment for Non-Uniform Spacing2

2014-06-01

20

Pt1_Ch08_Sec04_Buckling Assessment for VSS Plating2

2014-06-01

21

Pt1_Ch08_Sec04_In-plane Constraint Study2

2014-06-01

22

Pt1_Ch08_Sec04_Unstiffened Panel with Triangular Geometry2

2014-06-01

23

Pt1_Ch08_Sec05_Buckling with Short Edge Clamped

2

2014-06-01

24

Pt1_Ch08_Sec05_Correction Factor Flong3

2014-06-01

25

Pt1_Ch08_Sec05_Correction Factor Ftran3

2014-06-01

26

Pt1_Ch08_Sec05_Formula of Plate Capacity2

2014-06-01

27

Pt1_Ch08_Sec05_Poisson Effect2

2014-06-01

28

Pt1_Ch08_Sec05_Structural Redundancy

3

2014-06-01

29

Pt1_Ch08_Sec05_Validation of Nonlinear Buckling Procedure2

2014-06-01

30

Pt1_Ch09_Fatigue Damage Comparison

1

2014-06-01

31

Pt1_Ch09_Uncertainties Related to Fatigue Assessment2

2014-06-01

32

Pt1_Ch09_Sec01_Hull Girder Vibration2

2014-06-01

33

Pt1_Ch09_Sec03_Mean Stress Effect2

2014-06-01

34

Pt1_Ch09_Sec03_Thickness Effect for As Welded2

2014-06-01

35

Pt1_Ch09_Sec03_Thickness Effect for Post Welded2

2014-06-01

36

Pt1_Ch09_Sec04_Nonlinear Wave Pressure Factor

2

2014-06-01

37

Pt1_Ch09_Sec04_Additional Stress due to Relative Displacement2

2014-06-01

38

Pt1_Ch09_Sec04_SCF for Flat Bar Web Stiffener3

2014-06-01

39

Pt1_Ch09_Sec04_SWBM and SWSF for Fatigue

3

2014-06-01

40

Pt1_Ch09_Sec04_Warping Effect Fatigue Longitudinal

2

2014-06-01

68

41

Pt1_Ch09_Sec05_FE Mesh Convergence Study of Free Plate Edges

3

2014-06-01

42

Pt1_Ch09_Sec05_Principal Hot Spot Stress Ranges Determination2

2014-06-01

43

Pt1_Ch09_Sec05_Stress Magnification Factor (SMF) for Screening Fatigue

4

2014-06-01

44

Pt1_Ch12_Sec03_Sizing of Fillet Welds

2

2014-06-01

45

Pt2_Ch01_Sec02_BC Double Bottom Arrangement2

2014-06-01

69No.1 Rule General Principles and Validation
１．該当する規則項目
Ch1 Rule General Principles/Sec2 Rule General Principles
２．TB レポートの概要と解説
規則開発の目標とその検討プロセスの枠組み，Maritime Safety Regime（海事安全に関わる各
種体制・制度）の中での本規則の位置づけと前提条件，本規則が対象とする強度要件項目と環境・運用条件，設計フォーマットと許容基準に関する基本思想，規則要求の validation について概要と背景を述べている．以下に主要点のみ記す．
1. General
本規則は Figure1 のような 5 階層の framework で開発された．
(a) Objectives：本規則の達成すべき安全および性能の目標(b) Systematic Review：本規則で考慮されるべき運用面および環境面の Hazard とそれによる Consequence（人命，環境，財産）の同定，評価(c) General Assumption：本規則の範囲外であるが本規則の適用と有効性に影響する事項．
具体的には他の国際条約・標準（SOLAS, MARPOL 等）との関係，Class, Builder, Ownerのそれぞれが設計，建造，運用の各段階で果たすべき責任など(d) Design Basis：Design Principles のベースとなる設計パラメータ（強度要件項目）やオ
ペレーション上の仮定（北大西洋 25 年など）(e) Design Principles：限界状態，荷重・強度モデル，評価基準に関する基本思想(f) Application of Design Principles：各限界状態（破損モード）に対する荷重・強度モデル，
評価基準，計算法など

Objectives
Systematic
Review

General Assumptions

DesignBasis

DesignPrinciples

Application of Design Principles

Figure 1: Rules Framework

2. General Assumptions (Sec 2, [2])・ 本規則と他の Maritime Safety Regime（条約，機関など）との関係について
3. Design Basis (Sec 2, [3])・ 本規則要件を超える海象条件を定期航行する船舶や Owner’s extra の設計寿命などの場
70

合は，特別の考慮を要する．
4. Design Principles (Sec 2, [4])・ 基本的に限界状態設計思想を適用（構造物および部材の限界状態を定義し，各破損モードに対して，荷重・強度モデルと損傷影響度に応じた安全係数を設定）
・ Serviceability Limit State (SLS)，Ultimate Limit State (ULS)，Fatigue Limit State(FLS)，Accidental Limit State (ALS)・ 降伏および座屈は，強度評価式により陽に制御．延性破壊（Rupture）は，降伏強度基準
によって陰に制御．脆性破壊は適切な材料選定によって陰に制御．疲労き裂は，疲労強度評価式により陽に制御．
5. Limit States and Acceptance Criteria
5.1 Limit States and Failure Modes
・ 限界状態は，破損モードと対応する特性荷重（Characteristic loads）で定義づけられる．
・ 各限界状態について，発生確率（probability of occurrence）と結果（consequence）の度合いに応じて，許容基準（acceptance criteria）が定められる．
5.2 Rule Formats and Design Methods
・ Rule format には，作用応力設計法（WSD）と部分安全係数法（PF）がある．
・ PF では，個々の荷重成分と強度の不確実性を考慮して，信頼性解析を適用して部分安全係数を決定する．一方，WSD では，一つの安全率（safety factor）あるいは使用係数（Usagefactor）で，荷重と強度の不確実性を代表させる．
・ 本規則では，ハルガーダの最終強度と残存強度チェックに PF を，それ以外には WSD を適用する．
5.3 Acceptance Criteria
・ WSD における許容基準は，荷重特性値の発生確率レベルに応じて次の３つに分類される．
AC-S: 静荷重の組みあわせおよび sloshing 荷重
AC-SD: 静荷重＋動荷重の組みあわせによる極大荷重
AC-I: 船首・船底スラミングなどの衝撃荷重
・ 発生頻度が高い AC-S では，繰り返し降伏の影響，動的荷重効果や運用時の過誤に対する余裕代をみて，発生頻度の低い極大荷重に対する AC-SD より許容応力を低めに設定する．
AC-I では，衝撃圧により局部部材に永久変形が生じても全体強度に及ぼす影響は小さい
ことから，塑性崩壊強度を降伏強度の基準とする．
5.4 Safety Margins
・ WSD では，必要な安全余裕（safety margin）を設定する上で，新規則と既存規則による結果を比較し（consequence assessment, CA），新規則が既存規則と同等の安全レベルを確保できるよう calibration を行う．本規則でもこの手法を用いる．
・ PF では，対象とする破損モードについて構造信頼性解析を行い，破損確率が目標安全レベル（許容破損確率）を満たすように，
各確率変数に対する部分安全係数を直接 calibration
する．本規則では，ハルガーダの縦曲げ最終強度チェックにこの手法が使用する．特に二重底の局部曲げが縦曲げ最終強度に及ぼす影響に関する部分安全係数DB が新たに導入さ71

れた．また損傷時のハルガーダ強度要件が信頼性解析により検討された．詳細は関連 TBに記述されている．
6. Validation of the Rule Requirement (Benchmarking)6.1 Ship motions and loads
・ 長期波浪頻度表には IACS 最新版である IACS Rec34 を使用．
・ 運動・荷重解析には，実験や損傷データを通じて有効性が検証済みであり CSR-OT/BC の縦強度基準にも採用された，IACS URS11 -Longitudinal Strength Standard-を使用．
・ 応力は，等価設計波（Equivalent Design Wave, EDW）を用いた構造解析により評価．
等価設計波の妥当性は，応力の長期予測値との比較により検証．
6.2 Strength assessment (yield)
・ 強度評価には，梁理論ベースの prescriptive assessment と FEM ベースの評価がある．
・ いずれの場合も，validation は既存規則との比較に基づく CA により行う．
・ FEM ベースでは，許容応力はメッシュに依存する（Table 4）．
6.3 Ultimate strength assessment
・ Hull girder 最終強度は，Smith 法により評価．部分安全係数は，構造信頼性解析による
直接 calibration により定める．スミス法による推定強度の不確実性は，FEM 解析との比較により定量化．
・ plate および stiffened panel の最終強度相関式の validation は，次の３ステップによる：(1) 4 体のモデル試験との比較による非線形有限要素解析（NLFEA）の validation，(2)
NLFEA による 20 パネルに対する最終強度解析，(3) NLFEA 結果との比較による最終強度相関式の validation
6.4 Fatigue assessment
・ Hot-Spot Stress コンセプトを適用
・ 規則要求は IIW recommendation をベースとする．
・ 評価法の妥当は CA によりチェック．
6.5 Determination of Corrosion additions
・ 腐食進行の確率モデルと既存船の板厚計測データに基づいて得られた，25 年間の 90％累
積確率に相当する腐食量を基準に，腐食予備厚を構造部位別に与える．
6.6 Structural redundancy
・ IMO/GBS の機能要件の一つである structural redundancy に対応する新規則
・ 規定の局部損傷が生じても，防撓パネル全体として一定の強度余裕を保持すること・ 損傷状態の設計波浪荷重を非損傷時の 80%（1 年再現期間相当）に減じて作用応力を計算．
・ 損傷による強度の低減と，上記の作用応力の低減を考慮した指標を基に，損傷時使用係数
が 1.0 を下回らないことを条件に，redundancy を評価．
３．考察・見解
本 TB は，ルールの一般原則，考慮すべき限界状態，個別強度要件に関する規則フォーマット
（WSD と PF）および許容基準，等に関する基本思想を概説したものである．各項目の詳細につ72

いては，当該 TB レポートならびに本報告書の解説を参照する必要がある．現行規則との同等の安全性レベルを確保することを基本としつつ，縦曲げ最終強度など主要強度に関しては確率論的な評価を取り入れてきている．方向性は妥当である．ただし，荷重，強度の推定技術，不確実性の評価のいずれについても依然多くの技術的課題が存在することを認識し，継続的な改善を図る
ことが必要である．
担当：藤久保昌彦（大阪大学）

73

No.2 Corrosion Additions and Wastage Allowances
１．対象となる規則項目
Ch3 Structural Design Principles/Sec3 Corrosion Additions
２．TB レポートの概要と解説
NK の 60 万点の板厚計測データを使用．Corrosion propagation model を作成し，ここから得られた 25 年間の累積確率 90％における片面の板厚衰耗量の 2 倍（両面，端数は 0.5mm ずつ切り上げ）の厚さを Wastage allowance（twas）とし，これに，2.5 年の検査間隔で予想される衰耗である 0.5mm の Reserve thickness（tres）を加えた厚さを Corrosion Addition：t（＝tc
was ＋tres）とした．
なお，通常の腐食に加えて，燃料タンク及び清水タンクとその境界の特殊環境を考慮した
0.7mm（片面）の腐食予備厚も設定されている．
３．考察・見解
板厚計測データは，PSPC 適用前のデータであり，今後データが蓄積されたのち，改正（腐食
予備厚の低減）が必要になると考えられる．
担当：杉本 義彦（商船三井）
秋山 治之（川崎汽船）
米澤 挙志（日本郵船）

74

No.3 Effective Pla
ate Breadth for Yield and Fatigu
ue Evaluattion
１．対象
象となる規則則項目
Ch5 H
Hull Girder Strength,
せんん断遅れ効果果による有効効幅に対するる説明．ガーダおよびステ
ティフナに適適用できる．
２．TB レポートの概要と解説
パン中央での
の有効幅
1) スパ



1.12
 min ; 1.0
1 .6b
1  1.75 / l m / b 


beff

for

l m / b  1. 0

(1)
(

for

l m / b  1.0(1a)ただし，
(
，



1.04
 min ; 1. 0 
1.35b1  3 / l e / bforl e / b  1.0(2
2)

 0.26(l e / b)forl e / b  1. 0(2a)ただし，，beffb 0.4077(l m / b)l m  l bgdd / 3

パン端部での
の有効幅
2) スパ

beff

beff

b



l e  l bdgg / 1  1 / 3

なお，（（1a）と（2aa）式は，幅幅広の平板にに対して一定定の有効幅をを与える式 となっている．

3) 根拠
拠
1)の
のスパン中央央での有効幅は，Shade の等分布荷荷重に対する有効幅と比較
較して十分な
な精度であるることが確認認されている．これに対しして，DNV の Classification Note, CN30.7 での有効幅は l m / b  3 ，もしくは l / b  5.2 の範囲
囲で大きめのの有効幅を与与え， l / b のの大きな領域
域で意味あるる値を与えてていない．ままた，CSH-H
H 2012Julyy 版の式は，極めて保守 的な有効幅を与えて荷重に対する有効幅いる
る（Fig.2 参照
照）．一方，2)のスパン
ン端部での有効
効幅は，Shade の集中荷と比比較して十分分な精度であることが確認
認されている
る．これに対
対して，DnV
V の CN30.7 の端部に対対する有効幅
幅は保守的な値である(Fiig.3 参照)．
またた，Girder に対する有効に効幅(Fig.4)にについても，モーメントがゼロとな るスパンに対対して集中荷荷重の作用位
位置が 6 か所
所以上あればば(1)式が，4 か所程度であれば(2)式 が良い近似を与えることとを示していいる(Fig.5 参照)．

75Fig.2

Fig.4

Compa
arison of deesign curvess

Fig.3 Comparisoon of designn curves

Fig.5
5 Compariison of desig
gn curves

Span lengtth and geom
metry for Giirder

察・見解
３．考察
この T
Technical ReportRでは，ガーダおよ
よびスティフフナに適用でできると書か
かれているが，HCSR2014Jan 版のの Chap.3 seec.7 ではステティフナの有有効幅は， b eff  min 2000 l, s  となっっていて，(1) 式とと(1a)式に一一致しない．主要支持部
部材(ガーダダ)についてはは，有効幅ととして(1)式
式と(1a)
式が示さされている．
．一方，Chhap.8 sec.5((2.3.5,Effecctive width of attachin
ng plating)に
における
補強材の
の座屈チェッ
ックのところでは，Effe
fective breaadth として(1)式と(1a))式が示され
れている．
これに対
対し，(2)式と(2b)式はい
いずれの章章でも確認でできない．
担当：吉川川孝男（九州
州大学）
76

No.4 EDW Definition of Extreme Loadds
１．対象
象となる規則則項目
Ch4 L
Loads/Sec2 Dynamic Lo
oad Cases/2
2 Dynamic LoadL
Cases for Strengtth Assessme
ent
２．TB レポートの概要と解説
Extreme Reesponse は，等価設計波波を用いた構
構造解析により，評価す
する．
 E
 E
Extreme Reesponse に対対する確率レ
レベルは，若若干安全側ととなるが，100-8 を用いる．
 等
等価設計波はは，上記応力力の長期予測
測値と等価にになるようにに，定められれる．
 ある構造部材
材の応力に対
対して支配的的である波浪浪荷重成分をを特定し，そ の最小限の組
組み合わ
せせを，構造解解析に用いる
る荷重成分ととする．
 S
Strength Asssessment においては，に波により求め
められた最大大応力を用いて，強度等価設計波
基基準を満足すするかどうかか検討を行うう．
 降
降伏・座屈・最終強度評
評価においてては，船速をを 5 knots とする．
 支
支配的な荷重重成分を求めめるために，船体運動，前後左右上上下加速度，曲げモーメント，せん
ん断力，上下下方向相対運運動，波浪変変動圧が最大大になる条件
件を検討したた．
 S
Strength Asssessment における等価に
価設計波は以以下の７つでである．
 HSM: Ma
aximum verrtical wave b
bending mooment amiddships in heead sea
 HSA: Ma
aximum verttical accelerration at FP
P in head seea FSM: Ma
aximum vertical wave b
bending mooment amidships in folllowing sea
 BSR: Max
ximum rolliing motion in beam seaa BSP: Max
ximum hydrodynamic pressure att waterline amidships iin beam seaa OST: Max
ximum wav
ve torsionall moment at
a 0.25L witth respect too bottom ce
enterline
in obliquee sea
 OSA: Maximum pitcching acceleeration in ob
blique sea
 上
上記等価設計計波に関してて，波方向， 波長，波高高を簡易式でで与える．
 船
船体加速度はは，簡易推定定式で与えるる．
 設
設計波におけける複数の荷荷重の重畳はは，荷重組みみ合わせ係数数を用いて行
行う．なお，荷荷重組み
合合わせ係数はは以下のよううに定義するる．（参考図参参照）

変動水圧は，船体中央部部での分布を
を簡易式で与与え，船長方方向分布は振振幅係数・位相相係数を
 変用用いて計算すする．
 船
船倉内の drry bulk carggo と liquid ccargo によるる内圧は，加加速度を用いいて計算する．

77

３．考察
察・見解
 長
長期予測結果
果と等価設計
計波を用いた
た結果のキャ
ャリブレーシションは十分分に行われてているが，等等価設計波をを用いた結果果と実際の応応力との対応
応はきちんとと検証されてているか？特特に，船首尾
尾における荷荷重の妥当性
性とそれに よる応力の検検証はきちん
んとなされてているか？実
実際の船首首尾荷重は結
結構非線形がが顕著となるる！
 船
船倉内の変動
動圧は変動加加速度から計
計算することとになっていいるが，計算結結果と実際の変動圧
力
力／応力の対対応はきちん
んと検証されれているか？
？
担当：深沢塔担立大学）
一（大阪府立参考
考図 Specification of soome factors in load com
mbination faactor

78No.5 Equivalent DesignDWa
ave (EDW)) for Fatigue Loads
１．対象
象となる規則則項目
Ch4 L
Loads/Sec2 Dynamic Lo
oad Cases/3
3 Dynamic LoadL
Cases for Fatiguee Assessmen
nt
２．TB レポートの概要と解説
Fatigue Asssessment は，等価設計
は計波を用いた構
構造解析によより，行う．
 F
 F
Fatigue Asssessment に関しては，に応力の長期期予測分布を Weibull 分布仮定し，
布に従うと仮1
10-2 の確率レベルの設計
計荷重を用いいる．（参考考図１，２参照）また，簡
簡単のためにに，荷重やや応力の時刻刻歴を再現すする場合の W
Weibull 分布
布の shape parameterpは 1.0 とする
る．
 下
下記の確率係係数を用いてて，10-8 値をを 10-2 値に修修正する．ななお，疲労強強度評価におおいては，
船
船速をサービビススピードドの 75%とすする．

材の応力に対
対して支配的的である波浪浪荷重成分をを特定し，そ の最小限の組
組み合わ ある構造部材
せせを，構造解解析に用いる
る荷重成分ととする．
 F
Fatigue Asssessment においては，に波により求めめられた応力
力より長期予予測分布
等価設計波（Weibull 分布）を定め
分め，疲労被害害度を計算すする．
 支
支配的な荷重重成分を求めめるために，船体中央部での曲げモーーメント，FFP での上下加加速度，
rroll 運動，船船体中央部喫喫水線での波波浪変動圧，ねじりモーーメントが最大大になる条件
件を検討した．
 F
Fatigue Asssessment における等価に
価設計波は以下の５つであある．
 HSM: Ma
aximum verrtical wave bending momentmamiidships andd maximum verticalacceleration at FP inn head sea
 FSM: Ma
aximum vertical wave b
bending mooment amidships in folllowing sea
 BSR: Max
ximum rolliing motion in beam seaa BSP: Max
ximum hydrodynamic pressure att waterline amidships iin beam seaa OST: Max
ximum wav
ve torsionall moment at
a 0.25L witth respect too bottom ce
enterline
in obliquee sea
 設
設計波におけける複数の荷荷重の重畳はは，荷重組みみ合わせ係数数を用いて行
行う．なお，荷荷重組み
合合わせ係数はは以下のよううに定義するる．

変動水圧は，船体中央部部での分布を
を簡易式で与与え，の船長長方向分布はは振幅係数・位
位相係数
 変
算する．
を用いて計算
79

３．考察
察・見解
 長
長期予測結果
果と等価設計
計波を用いた
た結果のキャ
ャリブレーシションは十分分に行われてているが，等等価設計波をを用いた結果果と実際の応応力との対応
応はきちんとと検証されてているか？ 特に，船首首尾における
る荷重の妥当当性とそれにによる応力のの検証はきちちんとなされれているか？
担当：深沢塔担立大学）
一（大阪府立参考
考図１ Contrribution to fatigue dam
mage

図２ Influen
nce of the shhape param eter for stre
ess ranges at
a different probability
y levels
参考図80No.6 Re-examination of the Environmental Data for use in Harmonised CSR
１．対象となる規則項目
Ch4 Loads/Sec6 Internal Loads
２．TB レポートの概要と解説
H-CSRの要件の検討に用いる波浪データ（波浪統計）として用いるIACS Rec 34 scatter
diagramのTBである．
この10年の新しい海象データ及び波モデルをもとに，IACS Rec 34 scatter diagramの改訂を推奨するか否かの検討を行っている．これまでのIACS Rec34の背景の説明とこの10年に取得・蓄積された様々な波浪データ（主に波浪推算，人工衛星レーダ及びレーダ波高計による計測データ）に基づくデータベースとの比較検証を行っている．
データ収集（計算）時期の違いによる気候変動の不確定さやRogue wave（いわゆるフリーク波）
に対する取り扱いが不透明なこともあり，このタイミングでは時期尚早であると結論付けた．このため従来のIACS Rec 34から改訂しないとの結論になった．一方，これらの技術的課題については，1-2年のうちにIPCC（気候変動に関する政府間パネル：Intergovernmental Panel on
Climate Change）からの報告があったのちにフォロー及び改訂すべきであるとした．
３．考察・見解
この10年に取得・蓄積された波浪データでは，下図にあるとおり長周期で大波高の波が顕著になっている．従来のIACSデータに比べて全てのデータの波岨度が高いわけではないので，全てRogue waveの影響というわけではなく，長いうねりの影響が含まれていると考えられる．（波浪
推算の数値計算では風波の減衰が悪い場合もあり，かなり遠方までうねりが伝播しやすい．）
気象変動や新しい知見に基づき，適宜データの見直しを検討することは合理的であるとも考えられるが，基準の数値の設定は，単に波との関係だけでなく荷重及び強度と総合的に整合させている．したがって，波テーブルの変更だけとならぬよう，注意が必要である．
担当：小川剛孝（海技研）

81

再現期
期間と波高のの関係

再現期
期間と波周期
期の関係

82

再現期
期間と波岨度度の関係

83

No.7 Jo
oint Probab
bility Factoor, fcd
１．対象
象となる規則則項目
Ch4 L
Loads/Sec6 Internal Lo
oads
２．TB レポートの概要と解説，原油タンカカーにおいてて 10-8 超過確
確率（25 年設計寿命相年当）の海象条条件発生とそその時のfcd は，
貨油密度
度との同時発発生確率を示示すものでああり，この係数は FE 解析による強度
解度評価においいて使用される．fcd は以下のの通りに設定定されているる．
解析による強度評価におけるカーゴタ
タンク内液体体の密度に応応じてFE 解
fcd ＝ 1.0

5 t/m3 )（ρL > 1.025

fcd ＝ 0.88 （ρL = 1.025
5 t/m3 )その他のの場合，
fcd ＝ 1.0
各種原
原油タンカーーの構造喫水水（scantlingg draught）における貨
貨油密度を 220 隻についてて調査しており，全ての調査
査対象船におおいて密度は
は 0.9 以下であった．
て，対象船ののローディンングマニュア ルが 98%満満載状態において貨油密度
度が 1.025 t/m
t 3 未満従ってであるこことが規定さされている場場合，
10-8 超過
過確率相当のの海象条件をを想定した F
FE 解析においいては，
この同時時発生確率係係数 fcd としてて 0.88 を用 いて，FE 解析における解る貨油密度をを調整する．なお，単純に 0.888 x 1.025 = 0.9 の関係
係にある．
３．考察
察・見解
現行の
の CSR-OT では直接的にでに貨物密度をを定義する様様式であり，一般的には
は 1.025t/m3，ただし，
疲労強度度評価用の荷荷重では 0.9tt/m3 とする事事になっていいたが，CSR-H では疲 労強度以外ででもこの3を係数 fcd がかかり結果
果的に密度 0.9t/m0

与えるこことになるた
ため，降伏おおよび座屈強度評価価の結果に多多少の影響をを及ぼし，
CSR-OT
T と CSR-H
H とに差が出
出る可能性
がある．

担当：柴
柴崎 公太
（
（ジャパン マリンユナイ
マ
イテッド）

84

No.8 Steel Coil Loads Technical Details
１．対象となる規則項目
Ch4 Loads/ Sec6 Internal Loads/ 4 Steel Coil Loads in Cargo Holds of Bulk Carriers
２．TB レポートの概要と解説
2.1 規則および TB レポートの概要
現行 CSR-BC では，「Ch6 船体構造寸法/ Sec 1 板部材/ 2.7 スチールコイルを積載する船舶の内底板」において，スチールコイルを積載する船舶に対して，内底板，ビルジホッパ斜板，および，内殻板のネット板厚が 2.7.2～2.7.3 で規定されている（図 2 参照）．また，「Ch6/ Sec 2 防撓材/ 2.5
スチールコイルを積載する船舶の縦通防撓材」において，内底板，ビルジホッパ斜板，および，内殻板に取り付ける防撓材のネット断面係数，および，ネットせん断面積が 2.5.2～2.5.3 で規定されている．一方，CSR-H では，Ch4/ Sec6/ 4 において，内底板，ビルジホッパ斜板，および，内殻板に対して，スチールコイル荷重（静的荷重および動的荷重の和）の計算方法が示されている．
TB レポートでは，スチールコイル荷重に関する各規則算式の技術的背景を，構造モデル，荷重
モデル，および，関係する係数の点から説明している．
2.2 構造モデルについて
施行当初の CSR-BC では，2.7.4 に「内底板フロアおよび防撓材で囲まれた 1 パネルあたりの荷重点の数 n2 が 10 より大きい，またはダンネージの数 n3 が 5 より大きい（すなわち，スチール
コイルを支えるダンネージ数が多い）場合には，内底板には等分布荷重が作用するとみなして差し支えない．この場合，内底板のネット板厚は 3.2.1 の規定（非損傷状態における面外荷重を受ける板部材のネット板厚）によらなければならない」とされていた．しかしながら，この指示は適切でないため，後述のように 2.7.4 は削除された．CSR-H では，スチールコイルを支えるダン
ネージ数が多い場合も含めて，図 1 に示すように，長さ lp×幅 0.3s の矩形荷重がパネル中心線上に作用すると仮定する．なお，このパネルは，図 1 中の破線のように崩壊すると考えられるため，境界条件を周辺固定とする．
また，スチールコイル荷重は，内底板のフロアの位置を考慮せずに積載する場合（図 2(a)参照），
および，考慮して積載する場合（図 2(b)参照）により取り扱い方が変わる．
(a) フロアの位置を考慮せずに積載する（2 個のスチールコイルから荷重を受ける）場合
規則本文の Table 9 により n2 を求め，さらに Table 10 よりスチールコイルの最も外側どうしの荷重点間の距離 llp を決める．
(b) フロアの位置を考慮して積載する（1 個のスチールコイルから荷重を受ける）場合
n2 = n3 となり，llp は，1 列のスチールコイルを支持する最も外側のダンネージ間の距離となる．
ここに，n2 はパネル 1 枚あたりの荷重点の数で，n3 は 1 個のスチールコイルを支えるダンネージの条数である．

85

図 1 パネルに作用
パ用する矩形荷荷重および崩壊壊モード(a) n2=4,= n3=3 の例例(b)) n2=3, n3=33 の例

チールコイル
ルの積載状態
図 2 スチ現行 CSR-BC の算式に基づく要求寸法をを比較した結結果，等分布布荷重を仮定定した場合のの寸法が，図１の矩矩形分布を仮仮定した場合合の寸法より 大きくなる（レポートのの Table 1 参参照）．このため，n2＞10 またたは n3＞5 の場合の取りのり扱いが CS
SR-H に追加加され，現行 CSR-BC の Ch5/ Sec 1 のパラグラフ 2
2.7.4 およびび C 6/ Sec 2 の 2.5.4 が削削除された．
なお，ビルジホッ
ッパ斜板およよび内殻板にに対する構造
造モデルは，内底板と同様様である．
ルジホッパ斜斜板および内内殻板に対すする荷重モデデルについてて
2.3 ビルスチー
ールコイル積積載条件に対
対して考慮さ れるべき kr（ロール回転半径）およ
よび GM 値は
は，Pt 1/
Ch4/ Seec3 の Table 2 で定義される．
ビルジ
ジホッパ斜板
板および内殻殻板に対する
るスチールコイル荷重は，スチール コイル間の摩
摩擦抵抗
および内
内底板によるる支持の影響
響を考慮したた次式によって表される．
ℎ；n2≦10 か
かつ n3≦5ℎ；n2＞10 ま たは n3＞5

ここに，Ck は，日本
本造船研究協会で実施されれた実験結果果および理論
論解析結果かから得られた
た係数で，
Ck =3.2 ；スチールコ
コイルを 2 段段以上積むかか，または 1 段積みでキ ーコイルをビルジホ
ッパ斜板ままたは内殻板
板から 2 個目
目または 3 個目に配置す
個
する場合
場合
Ck =2.0 ；その他の場
86

である．
この荷重モデルは，内底板の場合と同様に，荷重の鉛直成分は内底板によって直接支持される
か，または他のコイルによって支持されるが，船側壁に作用する荷重を導くために Ck が考慮される．現行 CSR-BC の Ch6/ Sec1/ 2.7.3 の項目(c)に示されているように，係数 Ck は実験結果から導かれており，スチールコイル荷重の船幅方向成分に基づいている．
このため，荷重の船幅方向成分は，ビルジホッパ斜板および内殻板に対する寸法算式で考慮されるだけである．現行の CSR-BC 規則に示されている元の算式では，ビルジホッパ斜板および内殻板においては，等価設計波（EDR）のうち，"R"が支配的であるということが考慮されていた．
しかしながら，CSR-H の Ch4/ Sec3/ 3.2.3 に示される船幅方向の加速度は，ロール角による静的成分を含むので，重力加速度による静的成分が二重に評価されてしまう．このため，荷重条件"BSR"に対する寸法算式における船幅方向加速度に関係する項が，荷重の組み合わせ係数を考慮して，のように修正された．
2.4 スチールコイル荷重(1) 静的荷重
・内底板に作用する静的荷重（単位 kN）は，；n2≦10 かつ n3≦5 の場合∙ℓℓ；n2＞10 または n3＞5 の場合∙

ここに，KS は係数で，スチールコイル間の摩擦抵抗の影響を調べるために，日本造船研究協会で実施された試験の結果に基づいている．試験結果は Table 2 に示されるように，平均値 1.38 であったため，安全側を取って，Ks=1.4 とした．
KS =1.4 ；スチールコイルを一段積みにし，キーコイルを用いて固縛する場合
KS =1.0 ；その他の場合
n1 は，スチールコイルの積付段数であるが，2 層以上積載される場合でも，ホッパー斜板ある
いは内殻板に接触するスチールコイルは，最低層のみと仮定する．
・ビルジホッパ斜板に作用する静的荷重（単位 kN）は，
∙
∙

ℓ
ℓ

∙

；n2≦10 かつ n3≦5 の場合∙；n2＞10 または n3＞5 の場合(2) 動的荷重
・内底板に作用する動的荷重（単位 kN）は，
87∙・ビルジホッパ斜板に作用する動的荷重 （単位 kN）は，

ここに，aR は，ロールによる接線方向の加速度（単位 m/s2）で，次式で与えられる．

また，az および asway は，それぞれ，スチールコイル全体の重心で計算される垂直方向の加速度，
およびスウェー加速度である．また，CYS および CYR は，荷重組み合わせ係数であり，YGsc および ZGsc は，それぞれスチールコイル重心の Y 座標および Z 座標である．
(3) トータル荷重
・内底板に対するトータル荷重（単位 kN）は，・ビルジホッパ斜板に対するトータル荷重（単位 kN）は，

ここに，

および

は，荷重組み合わせ係数であり，トータル荷重は，

0，

0と

する．
３．考察・見解(1) スチールコイル荷重を受ける板および防撓材の構造寸法は，パネルに作用する矩形の横荷重だけでなく，ハルガーダ曲げによる軸応力を加えて評価されることとなった．
(2) 現行の CSR-BC 規則に明示されているオリジナルの算式では，ビルジホッパ斜板および内殻板においては，等価設計波（EDR）のうち，"R"が支配的であるということが考慮されていた．しかしながら，CSR-H の Ch 4/ Sec 3/ 3.2.3 に示される船幅方向の加速度は，ロール角による静的成分を含むので，重力加速度による静的成分は二重に評価されてしまう．このため，荷重条件"BSR"に対する寸法算式における船幅方向加速度に関係する項が修正された．
担当：田中義照（海技研）88No.9 Selection of FE Load Combination in the Midship Region of Bulk Carriers
１．対象となる規則項目
Ch4 Loads/Sec8 Loading Conditions
２．TB レポートの概要と解説
バルクキャリアの中央部ホールドに関する FE 解析を行う際に荷重の組み合わせを設定する必要があるが，このレポートでは重要な荷重の組み合わせに関して，CSR-BC と CSR-H との関係を明らかにしている．
当初選定された荷重組み合わせを用いて数値解析を行い，荷重組み合わせ数を減らしており，最終的な荷重組み合わせ一覧は，2013 年 4 月バージョンから有効である．
CSR-BC と CSR-H における荷重組み合わせ（LC）については相関を有しており，特に CSR-H
における主要な荷重組み合わせ（dominant load combinations = DLC）は以下の要領で選定されている．
・CSR-BC における現行の LC は，継承する．
・等価設計波（EDW）の構造影響を鑑み，新たに LC を追加する．
・新規導入した LC については数値検証を実施する．
・このテストにより船体中央部にとって些末である LC については排除する．
規則 Ch 4, Sec 8 における Table 12 – 14 については上記の要領にて得られた結果であり，数値テ
ストは Handymax, Panamax, Capesize の３船型について実施されている．
2.1 CSR-BC と CSR-H の LC に関する相互関係
CSR-H における DLC は CSR-BC で用いている現行の DLC を継承している．これは，現行
DLC が妥当性検証を行った結果であり，両規則において共通化することにより部材寸法影響を少なくすることに寄与するからである．
2.2 EDW の構造影響を勘案した上で新たに追加された LC について
向かい波状態において，CSR-BC の H と CSR-H の HSM とで外圧，内圧ともに大きく異なる．これは設定された船速の影響である．従って，向かい波状態における現行の全ての LC について，追い波状態と比較を実施し，両ケースにおいて高応力発生部位が共通な場合は重要でない
荷重条件を削除した．結果として，向かい波と追い波の比較は動的ホギング状態（HSM-2 とFSM-2）のみが必要であることが分かった．動的サギング状態においては，必ず HSM-1 がより厳しい状態となる．これは向かい波サギング状態における上下加速度が増えていることが主因である．
船体中央部に関する荷重ケースとして追加されたものに最大捩りモーメントを与える斜め波
状態（OST）がある．荷重組み合わせ係数 Cw =－0.3 – 0.2fT により動的縦曲げモーメントに寄与し，船体縦曲げ応力に対しても影響を及ぼす．
検証結果から，斜め波状態では隔倉積み状態とヘビーバラスト状態が最も重要である事が判っ89

た．バルクキャリア 22 隻を検証対象として，船体位置 x = 0.25L における船体捩りモーメントを比較した．その結果，・隔倉積み状態では常に均等積み状態よりも船体捩りモーメントが大きくなる．
・ヘビーバラスト状態およびスラック積みに関しては小型バルカーにて同様の傾向が生じる．
・ノーマルバラスト状態については，全ての供試船において均等積み状態よりも船体捩りモー
メントは小さくなる．
最終的に斜め波状態は，主要な積み付け条件に限ることとなった．
2.3 数値検証結果
FE 解析に用いる適切な荷重組み合わせ（LC）を選択するために，初期に選定された全てのLC について応力評価と座屈評価を実施した．FE モデルの各要素において最大応力や最小座屈強度が発生しない荷重組み合わせは LC テーブルから削除した．また，一部の荷重組み合わせについては，最大値発生のケースを別のケースに置き換える事も実施した．その場合は最大値との差が 10%以内に収まる事を条件とした．
2.4 TB レポートの結論
添付表において，中央ホールドが空倉となる場合の BC-A カテゴリーバルクキャリアに関する，
CSR-BC と CSR-H の LC の比較を示す．表中で取り消し線にて示す動的荷重ケースは前記数値
検証の結果として削除することとなったケースを示している．
最終的に動的状態における LC の数は，CSR-BC で 26 であったものが，CSR-H にて 48 となった．
３．考察・見解
CSR-H においてバルクキャリアの構造解析用に新たに導入された斜め波条件であるが，この評価を行うにあたり，３ホールドモデルで正確に評価できるかは疑問である．特に 3 ホールドモデ
ル端部に与える境界条件の影響を個船でさらに検証する必要があろう．
担当：柴崎 公太（ジャパン マリンユナイテッド）

90No.10 Loading Patterns for Oil Tankers in CSR-H
１．対象となる規則項目
Ch4 Loads/Sec8 Loading Conditions
２．TB レポートの概要と解説
CSR-H では FE 解析に用いる荷重パターンについて，CSR-OT から以下の変更を加えた．
1)

荷重パターン A3 において喫水を 0.55Tsc (Scantling draught) から 0.65Tsc に変更

2)荷重パターン A5 において喫水を 0.8Tsc から 0.65Tsc に変更

3)荷重パターン A11 において喫水を 0.7Tsc から 0.6Tsc に変更

4)荷重パターン A13 において喫水を 0.65Tsc から 0.7Tsc に変更

5)

FE 解析に関する荷重組み合わせに関して注記を追加．特にタイプ A のタンカーにおいて貨油タンク長さが 0.15L 未満の場合，ならびにタイプ B のタンカーにおいて 0.11L 未満の場合には特別な考慮を行うこととする．
（上記 3）における TB レポートの原文は”0.7Tsc から 0.55Tsc に変更”となっているが，規則本文には 0.6Tsc となっており，誤記と推察される．
）

改正理由は以下のとおりである．
1) 典型的なデザインをもつ VLCC に関して，そのローディングマニュアルならびにローディン
グコンピュータによる計算結果における実際の喫水を調査し，A3 と A5 の条件を変更した．
2) CSR-OT の背景を調査するに，二列の油密縦通隔壁を有するタンカー（VLCC のデザイン等）
においては，abreast empty 状態（つまり他の隣接する貨油タンクは abreast full 状態）はこ
れらの船の全てのデザインで採用されている典型的荷重条件ではない．従って，この状態における深めの喫水や浅めの喫水を，必須の解析条件とする必要はないと判断した．CSR-OT
では喫水の制限を導入することにより，中央ホールドにおける内外差圧を最小化する事になっていたが，一方でこの非現実的な喫水条件は，中央ホールド以外のホールドにおける内外差圧を増加させることになった．検証対象を中央部からさらに前後に 1，2 フレーム広げると，その拡張された領域においてかなり大きな応力が発生する事が判明した．今般変更を加えた喫水条件により，上記の増加した部位の応力が中央ホールドと同レベルまで減少することとなった．
3) 今般提案された航海状態の喫水は以下の条件に基づいている．
・全カーゴタンクが abreast empty 状態における現実的な最大喫水
・全カーゴタンクが abreast full 状態における現実的な最小喫水
現実的な喫水を考慮することにより，通常の運航における部分積載状態において適切な柔軟性を持たせることに配慮している．
4) 静的状態における今回提案の喫水についても，航海中状態における前記の考え方を踏襲して
おり，港湾状態の運航においてさらなる柔軟性を持たせるための余裕を与えていることとな
る．
5) CSR-H の荷重組み合わせテーブルに載せたタイプ A 船型ならびにタイプ B 船型の規則上の喫91

水は，典型的な構造配置をもつタンカーを用いて設定している．つまり，VLCC，Suezmax，Aframax および Product carrier である．より短いカーゴタンク長さをもつケミカルタンカーやプロダクトタンカーについては，
abreast empty 状態（つまり他の隣接するタンクは abreast
full 状態）においてもより深い喫水や浅い喫水が起こり得る．従って，タンク長さと船長の比に関する下限を設け，それ以下の場合には特別な配慮を要することとした．その下限値は，
タイプ A において 0.15，タイプ B において 0.11 である．
３．考察・見解
今般の喫水条件変更が，検査対象ホールド以外の前後部における結果を調整する事が要因となっているようだが，一方で検査対象ホールドについては現行の CSR-OT よりも厳しい条件を与える事になっており，スカントリング決定における影響の有無は個別に検証する必要がある．
担当：柴崎 公太（ジャパン マリンユナイテッド）

92No.11 Hull Girder Longitudinal Strength
１．対象となる規則項目
Ch5 Hull Girder Strength/Sec1 Yielding Strength /Sec2 Ultimate Strength /Sec3 Residual
Strength
２．TB レポートの概要と解説
1) Yielding Strength
Wave Bending Moment に harbor conditions が追加された．この時，波浪曲げモーメントをゼロにして，許容応力を 190/k としている．Test の結果，この条件に対する評価は hogging,sagging とも Sea going condition のうちの 1 つよりも厳しくなることはないとの結果である．
2) Ultimate Strength
安全率  R が 2 つの部分で構成されるようになった．すなわち，材料，形状，強度の不確実性に対する従来の安全率  M に，新しく二重底の曲げ(横荷重影響)を考えた部分安全率  DB を考慮する． DB は Hogging 状態で BC-A に対して 1.25，Tanker および BS-B,BC-C に対して 1.10，
Sagging では 1.0 としている．Alternative loading condition でホールド中央の船底外板で 2
軸圧縮応力が，また，Girder 端部でせん断応力が大きくなり，Ultimate Strength を低下させると説明している．10 隻のばら積み船で Test したところ，1 隻のみ新規則でクライテリアを満足しない結果であった．
3) Residual Strength
損傷状態に対する部分安全率が新しく定義された．Intact に対して，静水曲げモーメントに対して 1.1 を，また，波浪曲げモーメントに対して 0.67 を乗じて評価する．Test の結果，Scantling に影響を及ぼさないとの結果であった．
３．考察・見解
1) Ultimate Strength 計算で，Single Step 解析結果は Smith 法を用いた Multi step 解析
より，Hogging 状態で 20-30％低めであり，Sagging 状態では同程度と結論付けている．また，
ABAQUS を用いた計算は両者の間の値としているが，計算で想定した初期不整量の説明はな
されていない．
2) 二重底の曲げ(横荷重影響)を考えた部分安全率  DB として，Hogging 状態で BC-A のAlternate condition の Hold に対して 1.25，Tanker および BS-B,BC-C に対して 1.10 を新しく導入しているが，根拠となる FEM 解析結果は示されていない．NK の説明では，横荷重のあるなしの FEM 結果の比較から，  DB を決定したとのことであるが，初期不整と横荷重は相互影響する可能性があり，初期不整影響を暗に考慮した CSR 算式による計算結果と，横荷重，初期たわみと考慮した FEM 結果とを比較して，  DB を決定した方が良いと考える．
担当：吉川孝男（九州大学）

93

No.12 Incremental-Iterative Method for Hull Girder Ultimate Strength Check
１．該当する規則項目
Ch5 Hull Girder Strength/Appendix 2 Hull Girder Ultimate Capacity
２．レポートの概要と解説
ハルガーダの縦曲げ最終強度および損傷時の残存縦曲げ強度の計算では Smith の方法が使用される．Smith の方法では，船体横断面を板，防撓パネル，あるいはハードコーナーのいずれかの要素に分割し，引張・圧縮の軸力荷重下における各要素の平均応力～平均ひずみ関係を座屈および降伏の影響を考慮して予め求めておく．そして，断面平面保持の仮定の下に曲率を増加させて曲げモーメント～曲率関係を求め，これより縦曲げ最終強度を求める．
本 TB では，Smith の方法の基本的仮定と，横断面の曲げモーメント～曲率関係の計算に必要な Incremental-Iterative Method（増分反復法）の手順，および上述の各要素の平均応力～平均
ひずみ関係の計算式を解説している．計算方法は，CSR-BC の同名の方法と全く同一である．
なお損傷時残存強度評価では，静水曲げモーメントを非損傷時のSD=1.1 倍，波浪曲げモーメン
トを衝突・座礁が一般に沿岸域で生じることを考慮してWD=0.67 倍（worldwide で 3 ヶ月期待値相当）している．一方，断面強度に関しては，衝突による非対称損傷時の場合は，中立軸傾斜の影響を考慮して，上記計算値を中立軸係数 CNA=1.1 で除して強度を低減させる．
３．考察・見解
CSR-H では，衝突および座礁による損傷後のハルガーダの縦曲げ残存強度チェックが追加された．船側衝突のように断面が非対称に損傷した場合，断面の曲げ中立軸は傾斜する．CSR-H では，
中立軸傾斜による曲げ最終強度低下率を中立軸係数 CNA=1.1 で一律に評価しているが，損傷の場
所と大きさに応じた CNA の精度的改善は，既存のスミス法の枠内で可能である 1,2)．
（参考文献）
1) K. Toh, M. Maeda and T. Yoshikawa: The effect of initial imperfection on the hull girder
ultimate strength of intact and damaged ships, Proc. of the 27th Asian-Pacific Technical
Exchange and Advisory Meeting on Marine Structures, TEAM2013, pp.176-183, 2013.
2) M. Fujikubo, M.Z.M. Alie, K. Takemura, K. Iijima and S. Oka.: Residual Hull Girder
Strength of Asymmetrically Damaged Ships －Influence of Rotation of Neutral Axis due
to Damages－, Journal of the Japan Society of Naval Architects and Ocean Engineers, Vol.
16, pp. 131-140, 2012.
担当：藤久保昌彦（大阪大学）

94

No.13 Hull Girder Residual Strength
１．該当する規則項目
Ch5 Hull Girder Strength/Sec3 Hull Girder Residual Strength
２．レポートの概要と解説
2.1 Objectives
衝突・座礁後のハルガーダの縦曲げ残存強度が，CSR-H により適切にカバーされ，また GBS
要件を満足することを検証する．
2.2 Work Approach・ 構造信頼性解析により，以下の３つの破損確率を比較する．
① 非損傷時破損確率② 損傷時破損確率（仮定した損傷に対する条件付き確率）③ 損傷時破損確率（②と損傷発生確率の結合確率）
・ Two step の検討
 ③<①ならば残存強度規定は不要，そうでなければ規定は必要と判断する．
 損傷時確率＝非損傷時確率（③＝①）となる設計を modified design と見なす．このときの非損傷時確率（FORM の design point）から，最も破損確率が高い「損傷サイズ，静水
および波浪曲げモーメントおよび残存強度」の組みあわせを得る．これより設計規則式の諸値（特性値および部分安全係数と思われる）を定める．
2.3 Case Selection
・ 確率変数の基本特性
 波浪曲げモーメント：衝突・座礁事故時の荷重は，北大西洋 non-restricted に比し十分小．
 静水中曲げモーメント：損傷箇所，浸水，流出によって増減あり．
 縦曲げ最終強度：損傷により低下．ただし船首尾損傷時は中央部強度に影響なし．
・ 船種ごとの特性（criticality evaluation）
 Oil Tanker：collision/grounding, full load/ballast, sagging/hogging の各状態について損
傷影響度を考察の結果，最も critical な損傷シナリオは，「船側上部が甲板部を含めて損傷
し，サギング静水中モーメントが増加，またサギング縦曲げ強度が減じた状態」と同定．
（hogging Bulk Carrier：船体中央の single side 損傷による浸水（sagging が増）と cargo lossが増）の組みあわせが critical．ただし最も厳しいのは，前後部浸水による intact midship
部のホギングモーメント増とこれによる崩壊．
 既往研究によると，タンカーの場合，損傷時より非損傷時の方がハルガーダ崩壊確率は大きい．本 TB では，bulk carrier（L=279m, B=45m, D=24.2m）について検討する．検討
ケースは限られており，一般的結論を与えるものではない．
2.4 Structural Reliability Analysis (SRA)・ CSR-T/TB (2006) の解析手順を適用．強度不確定性因子として，降伏応力と model uncertainty,
X, を考慮．
95

・ 破損確
確率は，絶対対値の比較でではなく，相相対比較の尺尺度と認識すすべき，とのの注記あり．
・ Limiit state funcction for thee damaged cconditiong  X   M u  RIF  X R   M WV  X sst _ dam  X nl  M SW  X SW  M SW _ dam  ddelta 
RIF：損傷によるる最終強度低低下率 (=Mu__damaged/Mu_inttact)．損傷規規模（damagge extent）により，ばらつ
つく．

Xst_da答関数のモデデル不確定性性（損傷とここれによる船船体傾斜を考考慮して，inttact 時よ
dam：線形応答りややや大きめに設設定）．RAO
O そのものは
は，損傷の影影響は小さいいとして intaact 時のもの
のを使用．

MSW_
傷による静水水曲げモーメ
メント増加分分（確定値とする）．船体 中央部浸水を仮定．
W_dam-delta：損傷
・ 5.2 各
各パラメータ
タの確率分布布モデルの説説明 静
静水中曲げモモーメント: 安全側評価
価として，非非損傷時に対す
する loadinng manual 記載の最記
大大静水サギンングモーメンントの 50%をを確定的に増増加させる．
 損
損傷サイズとと最終強度：：衝突損傷部
部高さ h と陥陥入量がサイズパラメー タとして重要
要．これら
らは HARDER project の結果より推推定した．損
損傷による最最終強度低下下率は，FEM
M および
簡
簡易法で計算算し，h/D の線形関数で
の
で近似．
・ 安全側
側の各種仮定定
 静
静水中モーメントは，浸水により減 じる場合も多多いが，確定
定的に増加すするとしていいる．
 船
船体中央部にに損傷を仮定する．かつ，，甲板を巻きき込む損傷範範囲を仮定すする．
 衝
衝突・座礁にによる損傷は，沿岸部で起起きることがが多いが，wworld wide のの海象を仮定定する．
2.5 SRAA Results, fa
ailure proba
ability
・ 非損傷
傷時，北大西西洋海象でのの年破損確率率＝10-3・ 損傷時
時，world widew
海象での週破損確率率＝10-2・ 衝突損
損傷の年発生
生確率=0.01
1 を仮定する
ると，損傷時時，world wide 海象でのの週破損確率率＝10-4・ intacct 時の縦曲げげ崩壊確率のの方が，衝突突損傷を生じじ，その後縦縦曲げ崩壊すする確率よりも大ngth Criteriaa
2.6 Resiidual Stren
度規定は不要・ 上記 2.2 で，③<<①（1 桁小））という結果果になった．その意味ででは，残存強度要との論
96

が成り立つが，一一方で，損傷
傷による強度
度低下の度合合いが，現行
行設計で想定定しているものとかな
り差ががあるのでああれば，残存存強度規定のの検証は重要要である．この観点から ，信頼性解析
析から得られる design pooint（設計点点）の荷重，強度の特性性値（最も破破損が生じや すい荷重と強強度の組わせ）と，現現行規則の荷荷重および強強度特性値をを比較する．
みあわ・ Intacct criteria にはに CSR-B, damaged にには DNV CSA-2（CSR
C
R-H のベース
ス）を取り上上げる．
・ Intacct conditionn 北
北大西洋海象象条件での年破破損確率=1 0-3．これを損損傷時の”Ta
arget failuree probabilityy”に設定．
 Fiig.15 が示す
すように，SRRA で得られれた design point と比べ
べて，CSR-B
B 設計値（特特性値）
はは，静水中曲げモーメント Ms がややや安全側，波波浪曲げモーーメント Mw がやや非安全
全側である
るが，概ね良良い相関にある．
・ Dam
maged condittion
 ま
まず破損確率率が intact 時の確率に一致時致するようにに残存強度 MU を減じる
る（modified design）
d．
そ
その上で SRA
A の design point と比べ
べて，DNV CSA-2 設計
計値を比較．
 DNV CSA-2 の設計値は，，Ms, Mw とともやや安全全側であり，低減が可能 ．また design point
ででの損傷規模模は d/H=0.57
7 であり，規規則で仮定さされる d/H=00.75 は大き めで，この点点でも安全全側であることが判明．

nclusions an
nd Recommeendations
2.7 Con
・ 検討対
対象ケースで
では，衝突損
損傷を生じそその後縦曲げげ崩壊する確確率は，intacct 時の崩壊確
確率よりも1オ
オーダー小さい．
・ Dam
maged condiition に対する DNV CS
SA-2 設計値
値（破損確率を intact に合合わせた場合合）は，
SRA の結果と比比較して，静水水中曲げモーーメント，波波浪曲げモーーメント，損傷
傷規模のいず
ずれにつサイドである．ただし，，損傷による強度低下がが非常に大ききい場合を除除いて，
いて もやや安全サ
実にはまれでである．
CSA--2 で実際に寸法が決まることは現実
・ 今後，，他の船につついて，さららに多くの検検討が必要でである．結果果として，実 際の設計に有有意な影響がなないのであれれば，DNV CSA-2 は a
acceptable と考えられる
と
る．

97

３．考察・見解
SRA に基づく損傷時 survivability 評価として一つの合理的手順に従っている．しかし，事故
シナリオおよび事故時荷重の設定，スミス法による残存強度評価の妥当性（3 次元解析での検証）
をはじめとして，多くの技術開発課題が残されている分野である．
担当：藤久保昌彦（大阪大学）

98

No.14 M
Minimum Thickness
T
１．該当
当する規則項
項目
Ch6 H
Hull Local Scantling/Se
S
ec3 Minimu
um Thickness
２．レポ
ポートの概要要と解説
この T
TB レポート
トは，2013 年 4 月の規則
則案外部レビビューバージジョンから 22013 年 11 月の規則
月案 TC レ
レビューバー
ージョンへのの変更に関すする背景を示したものであある．
最小板
板厚要求は，板厚の下限
限値を与えるるもの，もししくは他の要求項目から漏漏れた場合のの安全網の位置づづけである．また，CSR
R-H が要求すする複雑な解解析や極端な最適化によ って起こるかもしれない計算
算上の誤りをを防ぐ事も可可能となる．
CSR-H
H がホールド部全体に渡渡り複雑な構
構造解析を要要求しているる一方で，最小式はあま
小板厚要求式
りに単純純であり，ここれが多くのの構造部位のの寸法を決定定づけるべきではないと の業界からのフィードバッククがあった．また下限値値を与えると いうならば，CSR-BC と CSR-OT の小さい方の要求値を与えるるべきだとのの意見や，CSR-BC と CSR-OT はそれぞれ独は独立して開発 されたものなので，
CSR-H においてもそ
それぞれ別々々のままで適適用すべきだ
だとの意見もも業界から発発信されていいた．
ンカーとバルルカーとで共共通の機能をを有する構造造に対して， 両船型共通の下限値
結局 IIACS はタンおよび暗暗黙の要求値
値である最小小板厚要求式式を与えた．また，CSR 調和化作業 における原則
則を示した IACSS の文書におおいて，技術
術的妥当性がが得られないい場合は，CS
SR-H の要求求値が現行 CSR
Cの要
求値と同同じかまたはは大きくなる
るように設定定するとあり，この最小板厚要求は この原則に従
従ったこ
とになる
る．
一方で
で業界からののフィードバ
バック結果をを受け，主要支持部材（PPSM）の最小小板厚要求式
式を一部見直した
た．具体的ににはタンカー
ーの貨油タン
ンク内 PSM について，C
CSR-OT に おける要求式
式に戻し
た．これ
れは同構造ががバルカーののバラストタタンクに比べべた場合のその構造が置 かれる環境の差異によるもののに基づいて
ている．
３．考察
察・見解
本 TB
B レポートにには，2013 年 4 月の規則
則案外部レビビューバージジョンと 20113 年 11 月の規則案
TC レビ
ビューバージジョンとの貨油
油タンク内 primary su
upport membbers (PSM) への最小板厚
厚要求値
を比較し
した表が掲載載されている
るが，要求値
値が緩和されれたと言っても 300m を超超えるタンカカー，つまり VL
LCC クラスででたかだか 0.5mm
0の差差異である．

柴崎 公太（ジジャパン マ リンユナイテ
テッド）
担当：柴
99

No.15 Requirement of Curved Bilge Plate
１．該当する規則項目
Ch6 Hull Local Scantling/Sec4 Plating/2.2 Bilge plating
２．レポートの概要と解説
GL 規則での curved plate の座屈算式は以下のようになっている．
1.25

 x   x  ReH 

1.25

 y   y  ReH  1 .0(1)

ここで， x と y は船の幅方向と長さ方向を表し，  は作用圧縮応力，  は軽減係数である．
 y として，ハルガーダの許容曲げ応力 190 / k （Ch.5 Sec.1 Table 1， k は材料係数）に係数 0.63

（CSR-T において，ビルジ部の圧力が最大になる場合や波荷重の組み合わせを考慮した荷重ケースに基づいた係数）を乗じた  y  0.63  190 / k を考える．また，curved plate では，軸応力が降伏応力に達する前に座屈することはないと考え，  y  1 とする．
一方，水圧 pex が作用した場合の半径 R ，板厚 t の円管の円周方向応力  x は，

 x  pex  R / t(2)となる．さらに，Chap.8 Sec.5 2.2 によれば，幅方向に圧縮を受ける curved plate の最終強度は，次式で与えられる．



C x  ReH  0.8 / 2  ReH ,   ReH / K   e , K  b / R  t ,  e  0.9 E b / t 2(3)

上式のうち座屈係数 K については，Chap.8 Sec.5 Table 3 の値とは異なり近似式を用いる．式(3)の Cx を式(1)  x であるとすれば，板厚 t の限界値を求める式が導出できる．導出式では，式(1)の左辺第 2 項に降伏応力の影響が含まれるが，第 1 項では降伏応力の影響はキャンセルされる．
次式で示す CSR-H におけるビルジプレートの要求板厚算式では，降伏応力 ReH =235N/mm2 を想定して導出されている（この場合 k =1）．
t  6.45  10 4  pex  b 

0.4

R 0.6

(4)

なお， ReH =355N/mm2 を想定した場合，上記手順による要求板厚は式(4)の 1/1.024 =0.977 倍となる．2.4%の差に留まるため，CSR-H では降伏応力の影響がない算式（式(4)）を使っている．
３．考察・見解
CSR-H の要求板厚は CSR-B や CSR-T の要求板厚と大きな差はないようである．ただ， 示されている Figure 1 は，あくまでも GL 算式から導いた値（降伏応力の影響あり）との比較である
ため，図だけ CSR-B や T との差を認識するのは危険である．
文中で  x や  y を reduction factor と記している場合があるが， x や  y の間違いだと思われる．
担当：柳原大輔（愛媛大学）

100

No.16 Inner Bottom, Sloping Plate, and Grab Thickness Requirement of Bulk Carriers
１．該当する規則項目
Ch6 Hull Local Scantling/Sec4 Plating
Pt2 Ch1 Bulk Carriers/Sec6 Additional Class Notation Grab
２．レポートの概要と解説
業界要望を受け，グラブ重量に対する内底板等の板厚要求値が見直された．新しいバージョン
では，板厚要求値が使用される鋼材の材料特性ごとに，また，バルクキャリアの船長ごとに要求板厚が変わることとなった．内底板の規則算式を以下に示す：
.

0.62√

20

ここに，
b：板パネルの幅
k：材料係数MGR：グラブ重量（トン）35 トン：L>250m，30 トン：200～300m，20 トン：その他
また，垂直あるいは傾斜したカーゴホールド境界については，
.

0.55√

20

上記に関連して，横圧を受ける板の降伏チェック（Pt 1, Ch 6, Sec 4 [1.1.1]）について，χ に対して次の値を設定する．
0.0158| |ここに，
係数 χ に関しては，●バルクキャリアの内底板およびホッパーに対しては χ=0.70●その他の場合：χ=1.00
ただし，その他の係数については変更なし

αp: Correction factor for panel aspect ratio
b: Plating breadth
Ca: Permissible bending stress coefficient for plate
ReH: Specified minimum yield stressχ: Coefficient taken equal to:
・In intact condition101

・χ = 00.70 for inner bottom anda hopper oof bulk carrriers,・χ = 11.00 for otheer cases.
グラブ
ブ荷重を考慮
慮した板厚のの要求値に関関しては，In
nner bottom 及び Hold 周辺の板厚 tGR に関し以下のの修正を加ええた．
11 月バージョンは 4 月バージョンと比較しして，
グラブ
ブ荷重 20t の場
場合は，
Inner boottom 及び Hold 周辺のの板厚ともにに同じ値とななり，35t の場
場合 Inner boottom では abt.5.3％
a減，Holld 周辺では．
．abt.7.2％減減となっていいる．
ER 01 Aprill 2013TC
T 01 Novem
mber 2013

Inner boottom
plating
Verticall andsloped cargo holdboundarries

b: Breaddth of the elementary plateppanel,, in mm
k: Mateerial factor
MGR: M
Mass of grabb, in t.
以下にに，グラブ要要求板厚のmmild steel (ReReH= 235MP
Pa), H32 (ReH
Re = 315MP
Pa) and H36
6 (ReH =355MPaa)の場合におおける，4月及び11月バ ージョンの比比較を示す．

102

３．考察・見解
当該要件は，欧州船主の要求に基づき課されたが（資料中「4月版」），我が国を中心とする欧州船主以外からの反発に基づき揺り戻しがあった（資料中「11月版」）．現状は，その結果に基づく基準算式であるので，必ずしも科学的裏付けが十分でない点に注意が必要である．
担当：田中義照，小川剛孝（海技研）103No.17 The Effect of Loads due to Hatch Cover Weight on Bulk Carriers
１．該当する規則項目
Ch7 Direct Strength Analysis/Sec2 Cargo Hold Structural Strength Analysis
２．レポートの概要と解説
この TB はバルクキャリアの有限要素解析においてハッチカバー自体の重量を考慮する必要のないことを示すものである．そのことを示すために Cape サイズ，Handy サイズの二つのバルク
キャリアについてハッチカバー重量に対する船体構造の応力解析を実施した．対象ホールド(No4)の有限要素モデルに対してハッチカバー重量のみを付加して応答評価した．その結果，応力の最大値は Cape サイズの場合で 7.95MPa, Handy サイズの場合で 10.0MPa であった．他の荷重によって生じる応力に対して十分に小さい値と見なされる．よって，有限要素解析の際にハッチカ
バー重量を付加しないことの影響は無視し得る．
３．考察・見解
特になし．
担当：飯島一博（大阪大学）

104

No.18 A
Applicationn of Green Sea Presssures on Hatch
H
Coammings in FE
EA for BC
１．該当
当する規則項
項目
Ch7 D
Direct Strenngth Analyssis/Sec2 Carrgo Hold Strructural Strrength Anallysis
２．レポ
ポートの概要
要と解説
この TB
B は Cargo Hold の有限限要素解析時時にハッチカカバーの青波波荷重を付加す様荷重とする際に一様してモデデル化して差差し支えないいことの根拠拠を示す．
青波荷重を一様荷重
重として与ええるケースとと分布荷重（バイリニア
ア，x,y 方向 についてそれ
れぞれ線を仮定し分布布させる）ととして与える
るケースにつついて応力分布と応力最大大値について
て比較検
形分布を
討を行っ
った．一様荷荷重としてはは荷重総和ををハッチコー
ーミングの全全長で除した値
値を用いた（上図）．
分布荷重
重としてはババイリニア分分布を用いたた（下図）．バ
バイリニア分分布を用いる と並進荷重だ
だけでな
く，x,y 軸まわりのモーメントままでを一致ささせられる．

青波荷
荷重のみを単単独で付加しした結果を参参照すると，確かに二つの方法間で大大きな差があることがわかっった．しかししながら，ル
ルール中のあある設計荷重重条件における青波荷重 を含む全荷重
重を作用
させたと
ところ，全応応力の分布やや最大値につついて大きな
な差があるとは認めがた かった．従って，一様荷重分分布を採用しして差し支ええないと判断
断された．
３．考察
察・見解
特になし．
阪大学）
担当：飯 島一博（大阪105No.19 Hull Girdeer Shear AdjustmenA
nt Procedu
ure for Carrgo Hold w
with Non-U
Uniform
Frame//Floor Spacing
１．該当
当する規則項
項目
Ch7 D
Direct Strenngth Analyssis/Sec2 Carrgo Hold Structural Strrength Anaalysis
ポートの概要
要と解説
２．レポ
cargo hhold内の不規規則に配置さされたフレーーム及びHoldd前，後端フレームに掛 る荷重の算出式の導
出

察・見解
３．考察
算出式
式自体は，幾
幾何的関係にに基づき導いいているので特段の課題はない．
海技研）
小川剛孝（海担当：小106

No.20 B
Buckling AssessmenA
nt Method oof VSS Pla
ating
当する規則項
項目
１．該当
Ch8 B
Buckling/Seec4 Buckling
g Requirem
ments for Dirrect Strengtth Analysiss/4 Verticallly
Stiffeneed Side Shelll of Single Side Skin B
Bulk Carrier
ポートの概要
要と解説
２．レポ

ブラケット
トの効果
で 回 転 剛性 が 大（short edge）

鉛直方方向に補強さされた船側外外板に対してて，隣接構造のの剛性や固定
定境界条件のの与え方を検検討した．
例えば，
条件１：船側側外板およびびホッパー斜斜板およびウウィングタンク隔壁をもつ
つ船側外板の結合部●拘束条におけるるすべての節節点の X 方向
向回転の拘束束●拘束条
条件２：X 方向回転自由
方
由
で FEM
M 解析を実施施した結果にには大きな差 異は見られなかった（図
図参照）．

107

結論と
として，バルルクキャリアアのウィンググトップおよびホッパー間の船側外板
座屈は，板の横方向座
MH およ
よび MV によるハルガーダ
ダ座屈に大ききな影響を与
与えない．
また，非線形FEA
Aの結果から以以下の修正係係数を追加．
Ftran（横横荷重の影響響係数，TB Pt
P 1, Ch 8, Sec 5 Correection Factoor）=1.2
25 (for one tripping bra
acket)=1.33(for two trippingtbra
acket)
グルサイドシシェルの80k BC及びS1((Panamax not
n CSR com
mpliant)に関
関し，Ms+M
Mws及び
シング
MwhのV
VSSが船体にに及ぼす影響
響について検検証した結果果，トップウウィングとBC
Cのホッパーー間のプレートのの横座屈に少少なからず影影響を及ぼししているが，船体座屈への縦応力の分分布は重要なな要素ではないとという知見がが得られた．このため， バックリングパネルのロングエッジ
ジに加わる応応力を均等分布ととし，EPP (Elementary(
y plate paneel) の座屈ををチェックにに，平均応力力及びΨy=1..0を使用
する．
察・見解
３．考察
現状の
の方法論の枠
枠組みでは妥
妥当なところろではないかかと思料．
小川剛孝（海海技研）
担当：田中義照，小108

No.21 Study of In-Plane Constraint
１．該当する規則項目
Ch8 Buckling/Sec4 Buckling Requirements for Direct Strength Analysis/2.6 Buckling
Criteria
２．レポートの概要と解説パネルが座屈する場合，その周辺にもパネルが存在すれば，対象パネルの周辺の面内変位が拘束される．したがって，この場合は周辺に直線保持の境界条件を与える．一方，2 重底のロンジ
ガーダのように連続するパネルが存在しない辺がある場合，その辺の面内拘束は緩くなり，結果，
圧縮強度は低下する．
このレポートでは，FE 解析を実施して，矩形防撓パネルの長辺（非載荷辺）または短辺（載荷辺）の直線保持条件の有無が，1 軸圧縮最終強度に与える影響を調査している．さらに，同様の解析を無補強パネルに対しても実施している．
解析結果をまとめると，


長辺（非載荷辺）の直線保持条件の有無は，その辺周りの回転が拘束されていると，最終強度へほとんど影響を与えないが，回転自由であれば大きな影響を与える．



一方，短辺（載荷辺）の直線保持の有無は最終強度に大きな影響を与える（この解析では回転拘束の影響は考えていない）．



ただし，これらの結果は薄板パネルを対象としたもので，実際に船体で使用されるようなパネルでは，これほどの影響はないと思われる．

なお，無補強パネルの解析結果については結果のみを記載し，解説は一切されていない．
これらの結果を受けて（とは具体的に書かれていないが），CSR-H では，座屈計算に Method Aと B を導入している．Method A は周辺に直線保持条件を与えるもので，CSR-OT の Method 1（座屈後の荷重の再配分を考える方法で，最終強度で強度評価する方法）に相当する．一方，Method B は直線保持条件を与えないもので，CSR-OT の Method 2（座屈後の荷重再配分を考えない方法で，座屈強度で強度評価する方法）が過小な評価をするため，これの変わりとして導入している．
３．考察・見解
CSR-OT の Method 2（座屈強度で強度評価をする方法）に代わって，Method B（直線保持条
件を与えない板の最終強度で強度評価）を採用したことは評価できる．ただし，ここでの FE 解析は，長辺や短辺に直線保持条件を与えないと与える場合に比べて強度が低下することだけを示しており，直線保持条件を与えない Method B での最終強度算式との比較がされている訳ではない．また，Method B の算式のバックグラウンドも不明なままである．
担当：柳原大輔（愛媛大学）

109

No.22 M
Modelling of an Unsttiffened Pa
anel with Trriangular GeometryG
１．該当
当する規則項項目
Ch8 B
Buckling/Seec4 Buckling Requirem
ments for Diirect Streng
gth Analysiss/2.3.3 Moddelling ofan Unsttiffened Pan
nel with Triiangular Geeometry
２．レポ
ポートの概要
要と解説
CSR forr Bulk Carriiers and Oill Tankers の Ch8 の Se
ec4/2.3.3 では，三角形形
形状の Paneel の座屈の評価をを行う場合にに，「等価な矩矩形板に置きき換える」手手順が示されれている．レレポートでは，三角形板と矩形形板の FEM
M による固有有値解析（座座屈固有値解解析）を比較
較することに より，等価な矩形板の寸法をを与える式をを導出していいる．
2.1 提案
案されている手順の概要
与えられれた三角形（面積 A）のの最長の中線
線の長さを l1 とする．l2=A/l= 1 とし，ll11×l2 (面積 A)の長方A形をまずず考える(下図
図)．この長方
方形の辺の長長さ(l1, l2)を
を，以下のように係数(CCtri)を用いて修
修正して
「三角形
形板と等価なな矩形板の寸
寸法（幅 b 長長さ a）」を得
得る．

b

l2
Ctri

ただし
し

a  Cttri l1lCtri  0..4 2  0.6
l1

2.2 レポポートでの検検証内容(1)まず，既存船３隻隻に存在するる三角形の P
Panel 形状のの調査を行って，実在す る三角形の形
形状の傾度やアスペククト比）を調調べている． 直角三角形
形が多い．
向（角度
(2)既存のの CSR におおける「等価価な矩形板にに置き換えるる方法」を用いた場合， 三角形の固有
有値解析
結果と，等価な四角角形の固有値
値解析結果のの差が大きいいことが示され，新手法 の必要性を主主張している．
角三角形と二二等辺三角形
形形状について，FEM による固有値に値解析を行っっている．
(3)合計 21 個の直角それぞれの三三角形について，面積が同同じ四角形（長さは（l1 より小さく，幅
幅は l2 より大
大きい）
また，そ
について
て長さと幅をを変化させたた固有値解析
析を行い，三三角形の場合と固有値が近近い適切な矩矩形寸法(a,b)を得
得る．
(4)各三角角形で得られれた適切な寸寸法値(b)を用用いて，”l2/ll1”vs”l2/b”をプロットす ることにより，寸法の修正係係数(Ctri)を得得る式を決定定している．
（注）固固有値解析のの際のモデル
ルは，右図ののように，単単純支持を実実現する方法法として板の周囲の板 厚を薄くしした（青色部
部分の板厚がが t/10）解析析モデルを使使用しているる．
また，荷荷重についてては，圧縮・せん断等のの４つの荷重重条
件を考慮
慮し，それぞぞれの条件下下で固有値解解析を行ってている．

110

３．考察・見解
Ctri の式は，直角三角形と二等辺三角形の結果の中間を取っており，直角三角形から逸脱した場合は若干危険側の評価になる可能性がある．また，直角三角形と二等辺三角形での検証なので，Panel 形状がそこから外れた場合の適用性は不明である．
担当：川村恭己（横浜国立大学）

111

No.23 B
Buckling withw Short Edge
E
Clam
mped
１．該当
当する規則項項目
Ch8 B
Buckling/Seec5 Bucklingg Capacity/2
2.2 Plate Ca
apacity/2.2..3 Ultimatee critical stresses
２．レポ
ポートの概要要と解説
短辺固固定，長辺単単純支持の矩矩形板が横圧
圧縮を受ける場合（下図 Load Casee 9）と面内剪
剪断を受
ける場合
合（Load Ca
ase 12）の座
座屈強度算式
式が，1st dra
aft に追加された．本改訂
訂は，短辺がホッパーおよびびウィングタ
タンクによりり回転拘束をを受けるバルルクキャリア船側パネル の座屈強度評
評価を意
図したも
ものである．HCSR ではは，剪断およよび水平曲げげの考慮により，船側パネ
ネルの座屈強強度が厳しくなっったことが，見直しの背背景にある．
まず，四辺単純支支持の場合にについて，短短辺方向圧縮縮の弾性座屈強度がψ=0 , -1.0 の場合
合，高アト比側で非安
安全側であっったため，Scchulte によるる新しい算式式に変更され
れている．
スペクト
つぎに
に，短辺固定定，長辺単純純支持の場合合は，Load CaseC
9 についいては，Ultiimate criticcal stress
を次式ににより計算すする．

 cy  Cy ReH _ P
1 C y  Cy 2 (  2), C y  1.06
6
 C y2 (  2)10 
ここで，ReH_P は降伏
伏応力，Cy2 は四辺単純支支持の場合のの reductionn factor，はアスペク
クト比 a/b0.1/）は FE
EM 解析とのの比較より定
定められていいる．面内剪
剪断（Load CaseC
12）である．Cy=1.06+0ても，FEM 解析を基に，
解，弾性座屈係係数と reduction factorr がそれぞれれ定められてている．
についてLoad Casee 12

Load Case
e9

察・見解
３．考察
剪断お
および水平曲曲げ荷重の評
評価は別としして，短辺固固定の影響を座屈算式に考考慮することは合理的でありり，算式も FEM
F
解析結
結果に基づい ており，特に言及すべきき要素はないい．
執筆
筆担当：藤久保阪大学）
保昌彦（大阪112

No.24 TB Report for Coefficient Flong
１．対象となる規則項目
Ch8 Buckling/Sec5 Buckling Capacity/2.2.4 Correction factor Flong/Tables 1 and 2
２．TB レポートの概要と解説
係数 Flong は，長辺方向に面内圧縮を受ける矩形板の弾性座屈強度に対するロンジ材の捩り剛性の影響を表す係数であり，次式により定義される．

Flong 

 lcr
s
 lcr

(1)

ここで，  lcr ：防撓材の捩り剛性を考慮した弾性座屈強度s：周辺単純支持の場合の弾性座屈強度
 lcr

防撓パネルでは，一般に Flong>1.0 となる．
板とロンジ材の相互影響を考慮した Flong の理論解が文献(1)に与えられているが，板およびロン
ジ材寸法の複雑な式となるため，CSR-H では，次式の形で，理論解の近似値を採用している．

t
for w  1
tp

Flong  C  1
3t Flong  C  w   1
t 
 p

(2)

t
for w  1
tp

C はロンジ材の断面形状（特に，捩り変形に対するフランジの水平曲げ剛性の寄与）に依存する係数であり，フランジを有しない flat-bar で C=0.1, tee-bar で C=0.3, フランジの寄与が最も大きい angle-bar で C =0.4, bulb-bar で C=0.3 としている．ロンジ材の捩り剛性の影響は，パネル板
厚 tp に対するウェブ板厚 tw の比が大きいほど大である．ただし CSR-H では，tw>tp の範囲は，実用上の観点から一定値としているようである．
３．考察・見解
板の座屈強度に対するロンジ材の影響を考慮することは合理的である．式(1)は，理論解に基づいているため，課題として特に言及すべき要素はない．ただしウェブ深さの大きい tee-bar や
flat-bar では，防撓材の捩り剛性を考慮した弾性座屈強度が，周辺単純支持の弾性座屈強度に比べて，非安全側になる場合もあるので，適用範囲に気をつける必要がある．
なお，TB レポートの’torsional integrity’は，’torsional rigidity’の誤りである．また，図のタイ
トルおよび Conclusion に「Elastic large displacement analysis（弾性大変位解析）と proposed
simplified formula の比較」という記述が出てくるが，理論解は弾性大変位解析ではなく，弾性座屈解析（Elastic Buckling Analysis）である．
担当：藤久保昌彦（大阪大学）

113

No.25 Correction Factor, Ftran
１．該当する規則項目
Ch8 Buckling/Sec5 Buckling Capacity/2.2.4 Correction factor Ftran/Tables 1 and 2
２．レポートの概要と解説
係数 Ftran は，短辺方向に面内圧縮を受ける矩形板の弾性座屈強度に対するロンジ材の捩り剛性の影響を表す係数であり，次式により定義される．

Ftran 

 tcr
s
 tcr

(1)

ここで，  lcr ：防撓材の捩り剛性を考慮した弾性座屈強度s：周辺単純支持の場合の弾性座屈強度 lcr

重要な点は，長辺方向圧縮に対する Flomg は，防撓材の捩り剛性を考慮した弾性座屈強度の理論値に一致するように直接定められたのに対し，Ftran は，これを用いて求められる弾性座屈強度の塑性修正値が，非線形 FEM 解析による防撓パネルの最終強度と一致するように定められたという点である．
TB レポートの構成は次の通りである．
第 1 章では，CSR-BC と CSR-OT で Ftran が異なったので，これを CSR-H では調和化する必要があったことが記載されている．
第 2 章では，寸法および防撓材タイプの異なる 72 の連続防撓パネルについて FEM 解析を行い（1/2+2+1/2 スパンモデルを使用），CSR-H と FEM で最終強度が良く一致することを示している．
さらに，防撓材無しの連続パネル（防撓材に沿って単純支持）と防撓パネルの最終強度の比較を行い，normal stiffened panels (e.g. deck or bottom)では，最終強度に対する防撓材の捩り剛性の効果は小さく，Ftran=1.0 と結論している．
第 3 章では，Single side bulk carrier の船側から取り出した 9 つの防撓パネルについて同様の検討を行っている．FEM 解析では 1 スパンモデルを使用し，短辺は単純支持としている．計算結果より，船側パネルの場合は，防撓材の捩り剛性が最終強度に及ぼす影響が第 2 章の場合よりも大きく，平均値で Ftran=1.15 と結論している．
３．考察・見解
第 3 章の Single side の防撓パネルは，第 2 章のパネルと比べて，防撓材間の矩形板のアスペク
ト比が a/b=8～10 と大きく（第 2 章では，a/b=3～6），また防撓材のフランジ厚さが全般に大のようだが，なぜ上述のように Ftran に顕著な違いが生じるのか明確でない．また，FEM 解析で仮定された初期不整の形状と大きさが示されていない．実際の船側パネルは，典型的なやせ馬モードの初期たわみを有している．FEM 解析は，CSR-OT の FEM 要領に準拠した座屈モード初期たわみが仮定されており，実際強度と比べて安全側の強度に基づく評価となっている．
担当：藤久保昌彦（大阪大学）
114

No.26 Formula of Plate Capacity under Combined In-Plane Loads
１．該当する規則項目
Ch8 Buckling/Sec5 Buckling Capacity/2.2 Plate capacity
２．レポートの概要と解説
複合面内荷重（2 軸面内荷重＋面内せん断荷重）を受けるパネルに対して，2013 年 4 月に外部リリースされた CSR-H に記載されている強度式に代わって，2013 年 11 月に TC 向けにリリースされた CSR-H では新たな強度式を用いることとなった．具体的には，以下の 4 式から得られる  c（作用応力に対する崩壊応力の比）のうち，最も小さな  c を選択する．
22
 R S  R S    R S    R S    c Rx S     c Rx S  c y    c y    xy   c x  c y  1   xy  1,
  x2  x1    x1   y1    y1  
 y2 









 c Ry S
 R S
 c Rx S
 1,
 1, c   1
 x3
 y3

ここで， R は降伏応力で無次元化した作用応力， S は安全率を表す．また，  は単一応力場でのパネル最終強度に対し，せん断応力の影響など様々な補正をして求められているが，  も  c の関数となっている．  はパネルアスペクト比  と細長比  で決まる変数で，上述の第 1 式は 2 つの強度相関曲線を  に応じて組み合わせている．
強度式の妥当性を調べることを目的に，  と  ，さらに荷重の組み合わせを変化させ，非線形
FEA を実施している．上述の強度式に加え，CSR-B，2013 年 4 月リリース CSR-H，Paik とThayamballi による強度式をそれぞれ用いて推定した強度と FEA 結果を比較している．各強度式による推定値と FEA の結果を，下記の表のように，error（=|(推定値/FEA 結果)-1|）の平均値を用いて比較している．

CRS-B
CSR-H，ER Apr. 2013
Paik and Thayamballi
CSR-H, TC Nov. 2013

組み合せ荷重範囲：第 1, 2, 4 象限
=1, 2, 3, 4, 5, =1, 3, 5
21.7%
16.1%
15.0%
4.8%

組み合せ荷重範囲：第 1 象限
=3, 5, =2, 3
19.9%
11.7%
8.9%
5.4%

新たな CSR-H の強度式は，2 軸引張を除く荷重組み合せ状態も，2 軸圧縮の場合だけに注目した場合も，他の強度式に比べて非常に高い精度を有していることが分かる．また，ホールドモデ
ルに対する FEA からパネルの応力を求め，この応力に対する強度の余裕を検証しているが，新旧
CSR-H 強度式から要求される構造寸法はあまり変わらないとの結論となっている．
３．考察・見解
新たな強度式が非常に高い精度を有していることは理解できるが，強度式がどのようなアプローチで導出されているのかは不明である．また，比較対象の FEA でどのような初期たわみを仮定しているか記載されていない．
担当：柳原大輔（愛媛大学）
115

No.27 Poisson Effect１．該当する規則項目
Ch8 Buckling/Sec5 Buckling Capacity/2.2 Plate Capacity/2.2.7 Applied normal stress toplate panel
２．レポートの概要と解説
シェル要素を用いた FEM 解析から求められる応力（x, y）は，ポアソン効果を含む．一方，prescriptive buckling assessment では，船体を梁に置き換えて，縦応力xb とせん断応力のみを考慮する．このxb はポアソン効果を含まない．また格子モデル（grillage model）を使う場合も，（x, y）と（xb,yb）の間には，次の関係が成立する．
応力（xb,yb）はポアソン効果を含まない．

1 b   yb 
2  x
1 
1
y 
 b   xb 
2  y
1 

x 

(1)

あるいは

 xb   x  y(2)

 yb   y  x

これらの関係は，モデル間で x および y 方向のひずみが等価であると見なすことから導かれる．
板および防撓材の座屈強度評価における各応力の適用法を次のように規定している．
Plate buckling assessment（Chap8, Sec5, 2.2.1）
限界状態相関式に含まれる応力成分は，ポアソン効果を含むので，・ FEM による direct strength analysis：応力（x, y）をそのまま適用
・ prescriptive bucking assessment：xb は，船幅方向応力y=0 と見なす場合の実応力であり，

x,=xb をそのまま適用
・ grillage analysis：得られる（xb,yb）は，ポアソン効果を含まないので，式(1)で修正した（x, y）を適用
Stiffener buckling assessment（Chap8, Sec5, 2.3.4）
限界状態式に含まれる応力成分は，ポアソン効果を含まないので，・ FEM による direct strength analysis：応力（x, y）を式(2)で修正した（xb,yb）を適用
・ prescriptive bucking assessment：xb をそのまま適用
・ grillage analysis：（xb,yb）をそのまま適用
３．考察・見解
特になし
執筆担当：藤久保昌彦（大阪大学）

116

No.28 Structural Redundancy
１．該当する規則項目
Ch. 8, Sec 5 Hull Girder Strength,
２．レポートの概要と解説
1) 対象船舶のカテゴリ分類
Category 1; ばら積み船の貨物倉の貨物に向かいあう部材(安全率   1.15)(hatchway coamings, transverse bulkheads, panel plates of the top-side tankers andbilge hopper tankers facing the cargo hold, inner bottom, side shell of single-side skinconstruction or longitudinal bulkhead of double-side skin construction)
2006 年 CSR の IACS の TB レポート Redundancy document で説明
Category 2;

ばら積み船の Category 1 以外の部材とタンカーの全ての部材(安全率   1.0)

2) モデル化範囲
5 本のロンジ材，1/2+1+1+1/2 スパン領域（Fig.1 参照)
3 本以下では隣接ガーダの影響が大きく，4 本は 5 本とほぼ同じ結果を示すと説明されている．
3) 想定しているダメージ（Fig.2 参照)
case1)

ロンジ材の 1 スパン (l ) にわたって 6l / 1000 の初期たわみを想定（たわみの方向は板側とフランジ側の両方を想定，

l  3300 mm の時は初期たわみ量は 20 ㎜となる）
case2)

5 本の補強材の真ん中の補強材の中央においてトランスと接合する位置でウェブとフランジが切断された状態を想定

4) 想定荷重
静水荷重＋25 年に１度の最大動的荷重の 80％(80％の理由；事故によるダメージと最大動的荷重との同時発生確率を考慮)
5) クライテリア
いかなる補強構造部材の局部的な永久変形やクラックが補強パネル全体の即時の重大な崩壊を招かないこと D   D / U D  1 .0

(1)

 D ; 損傷時の荷重の下での応力，
U D ; 非線形 FEM で計算された損傷補強パネルの強度(Capacity)
下式で示される健全状態での外力条件下での健全な補強パネルの Utilization factor  I を導入する．ただし，添え字 I

I   I /U I

は健全時を示す．

(2)(2)式と(1)式を用いて式展開して (3)式を得る．(3)式を(1)式に代わってクライテリア
とする．

117



U D /U I 1
1
 D / I I6) 構造の冗長性の評価手順
1)数値計算結果で局部的に損傷した構造に生じる応力と健全構造に生じる応力にほぼ同程度であることがいくつかの統計的な研究によって得られているので，健全時および損傷時の荷重条件での健全構造に対する応力を  I と  D とし，  D /  I を求める．（なお，崩壊強度面で最も厳しく支配的な荷重条件を見つけて計算する．）
2)非線形 FEA を用いて，軸圧縮，横方向の軸圧縮，および両者の組み合わせ下(横圧力，
せん断力を含む)での，最終強度を健全時と損傷時について求め， U D / U I を求める．
3)(3)式の  を求める．
7) 数値計算結果
5 隻(180kBC,76kBC,115kBC,320K VLCC,76K Oil tanker)の CSR に基づいて設計された船舶を対象に計算が実施された．Deck, Bottom, Side shell(TST 部分，BH 部分),
longitudinal bulkhead などが計算対象とされている．
計算の結果，U D / U I は 0.89～1.00 の範囲であった．また， の値は 5 隻すべての船舶の全ての部材で 1.0 を下回ることはなかった．
したがって，ベンチマーク計算の結果，ルールに従って設計された実際の船舶が，十分な構造の冗長性を有していることが示された．
３．考察・見解
本項で対象としている損傷は座礁，衝突事故などの Accidental なものでなく，grab impact による二重底の変形など通常の使用状態での損傷を想定したものである．変形量約 20mm は永久変形発生時の切り替え基準などをもとに設定されているものと考えられ，また，ロンジ材 1 本のウ
ェブとフランジの切断については，通常に検査で発見され，補修される損傷と考えられる．
担当：吉川孝男（九州大学）

118

Fig.1 解析
析モデル化範範囲

強材変形モデル 1(a-1) 補強

変形モデル 2(a-2)補強材変(b-1)補強
強材クラックモデルのモデル化詳詳細(b-2)クラックの2 想定していいるダメージジ
Fig.2
119

No.29 V
Validation of Non-line
ear Bucklin
ng Procedu
ure
１．対象
象となる規則則項目
Ch8 B
Buckling/Seec5 Bucklingg Capacity/2
2 Interactio
on Formula
２．レポ
ポートの概要
要と解説
防撓パパネルの座屈屈・最終強度度算式の開発発に使用されれる非線形 FEM 解析法 の妥当性を，
，ベンチ
マーク解
解析および実実験との比較
較により調べべている．
(1) FEM
M モデル
・ モ
モデル化範囲囲ロ
ロンジ方向にに 1/2+1+1+1
1/2 スパン， トランス方方向に 6 ロン
ンジスペース 範囲（下図参照）
・ 変
変位境界条件件
辺 B1, B2 で対対称条件を仮仮定．辺 B3 , B4 で面外変形を固定（Rotation about x-axiis foxed）
基
基本的にロンンジ方向に中中央部２スパ
パンを考え，幅方向には中央部で端部部固定影響を除去でききるよう 6 ロンジスペー
ロース範囲を考考えている模模様．面内方方向には，各辺辺は直線および平行をを保持すると仮定．トランスはモデル
ル化せず，たたわみを拘束
束．
・ 荷
荷重境界条件件
横横圧縮，剪断断，水圧を所定の値まで節節点荷重で加加えた後，軸軸圧縮変位を
を負荷
・ 初
初期不整
弾
弾性座屈固有有モードの局
局部初期たわわみ＋全体初期たわみ．初期たわみ大
大きさはトレランス
レレベル．溶接接残留応力は考慮せず．
・ 使
使用要素
４節点シェル
ル要素．要素分割は明記なの分割であれれば比較的粗粗い）なし（下図のM ベンチマーーク（クロススチェック）(2) FEM・ Different inv
vestigator 間での結果の間のばらつきはは，最大±6～～7％であり ，許容しうる精度範囲囲にあると判判断している．
(3) 実験
験との比較
・ ４ケースの既既存実験結果果（二軸圧縮縮＋水圧）と比較の結果，解析結果は
は実験結果と，最終
強強度と崩壊モモードともよく一致する と評価していいる．
・ 全
全般に実験結結果の方が低めの最終強度度を与える（下表参照）．
120

論：提案 FEM
M 解析法は，CSR-H ににおける，組
組みあわせ荷荷重下の座屈 ・最終強度設
設計算式(4) 結論の開開発に十分な
な精度と信頼性を有する．
．
３．考察
察・見解
(1) 初期
期たわみモーードとして，弾性座屈固 有値モードを仮定し，その最大たわわみとしてトレランス相
相当のたわみみ量を設定ししている．現現実の試験体に存在した（そして実船船に存在する）であろう，やせ馬モ
モード主体の初期形状不不整とは，大きさ・形状ともに異なっ座屈モーっている．座の初期たわみみ仮定は，学
学術論文で広広く用いられていると記しているが，，それは安全
全側の仮ドの定ととして使用されているにすぎない．実実験との比較
較により FEM
M 解析法の 妥当性を検証証するのあれば，初期不不整の大きさ，形状ともも，より正確
確にモデル化
化した解析を行
行わねばならない．
であ(2) CSRR-H では，無無補強平板のの最終強度相相関式は FEM 解析に基基づいて開発 されたが，防防撓パネ
ルのの最終強度相相関式は，CS
SR-BC の手法
法に準じておおり，新たにに系統的な FFEM 解析が行行われた
わけ
けではない．一方，損傷後後の防撓パネネルの redunndancy の検検討には FEM
M 解析が系統統的に使用さされた（TB No.28
Nを参照照）．本 TB はは，TB No.28 でも用いいられた FEM
M モデルの妥妥当性検証がが真のねらいいかもしれない．そこの明明記がない．
(3) 最もも大切なことは，規則開発
発のツールととして使用さされる FEM モデル，初期
期不整，境界条
条件が，実船船の強度に比比べてどの程度安全サイ ドなのか，など
な FE モデ
デルの不確定定性を明確ににし，推定されれる座屈・最最終強度の位置づけを明確確にすることとであるが，それが明確確に説明されれているとはは言いがたいい．
筆担当：藤久保保昌彦（大阪
阪大学）
執筆

121

No.30 C
Compariso
on of In-Se
ervice Dammage with FatigueFLife
e Calculateed by Rulees
１．対象
象となる規則則項目
Ch9 F
Fatigue
２．TB レポートの概要と解説
で疲労寿命評
評価には多くの不確実性性が含まれること，およびび SN 線図 自体が大きなばらつ
緒言できをもつ
つので平均寿寿命の 1/2.5 で疲労損傷傷が生じるののも想定内でであることが説いる．ま説明されていた，実船
船の疲労損傷傷例では想定定外の応力集集中源や工作
作不良がみられれることが述述べられていいる．
引き続
続いて，4 件のの疲労損傷例
例について 2
2012 年 12 月現在の案に
月による CSRH
H 評価結果と損傷実績が比較
較されているる．比較では，+2，2 の双方の SN
N 線図で計算
算した疲労被被害度（緑線線，緑線）と，設計計寿命を損傷傷発生年数でで除した”実実被害度”（赤赤線）を比較
較している．計算では対象
象船が北
大西洋航
航路以外を航航海した場合合は被害度にに trading fa
actor を乗じて修正して いる．赤線が
が緑線と
緑線の間
間にあれば，実寿命が SN
S 線図のば
ばらつきの範囲にあったことを意味すする．
4 件中
中 3 件では CSRH
C
計算結結果の±2σ の範囲で実損損傷が生じてている．1 件 ではルールが
が大幅な
非安全側
側評価になっっている．ここの例では工工作不良が疑疑われるとしている．

F
Figure5: Fa
atigue dama
age on BC lo
ower stool tot inner botttom
３．留意意点／課題点点
Figurre 5 は平均線
線図による予予想寿命の約
約 1/6 で損傷傷が生じたことを示して いる．溶接欠
欠陥が疑
われるが
がその蓋然性
性を示す資料料が示されてておらず，解
解析結果の信頼
頼性を評価でできない．
担当：大 沢直樹（大阪
阪大学）

122

No.31 Uncertainties Related to the Fatigue Assessment Procedure
１．対象となる規則項目
Ch9 Fatigue
２．TB レポートの概要と解説
疲労強度評価では，荷重，強度，評価手法に多くの不確実性がある．
荷重については，ルールが規定する積付，海象（北大西洋航路），ルーティング（考慮せず）と実際の相違，海象データ，波浪変動圧の計算法，長期応答を等価設計波で代表させること，設計
global load，荷重成分の位相差，横隔壁・スティフナの相対変位の不確実性が問題になる．ホットスポット応力評価では，梁理論で評価する場合の応力増大率，FE 計算で評価する場合の応力が外挿点の決定方法に不確実性があり，ウェブ補強十字継手以外で板厚方向応力勾配が考慮されない点にも問題がある．応力集中係数の寸法依存，主応力方向の溶接線法線方向からのずれ等も精度の悪化要因になる．また，船体振動の疲労被害への寄与が船体設計，航路で大きく異なることも評価を難しくしている．
強度については，指数 m を固定し係数 a に2σ相当値を用いる設計 SN 線図を使用することで溶接品質のばらつきを考慮する．疲労試験片の溶接品質は実構造中の継手よりばらつきが小さいこと，溶接長が長くなると疲労強度が低下すること，冗長構造中で疲労き裂が進展すると荷重再分配が生じること，供用中に残留応力が変化すると平均応力影響が大きく変化すること等にも注意が必要である．また，疲労き裂発生箇所の腐食進行度は不確実性を示すこと，保守の良否で塗装寿命が変動することも考慮しなければならない．工作不整がある場合は，不整由来の局所応力を考慮する必要がある．
評価手法については，Miner-Palmgren 累積損傷被害則で荷重順序が考慮できない点が問題であるが，ランダム荷重下では荷重順序の影響は小さいことが実験的に示されている．FE 解析では，
低次要素はコード依存性が高次要素より大きくなることに注意が必要である．
３．考察・見解
この TB が作成された目的が分らない．IACS は CSR-H の疲労強度評価結果は信用するなと言いたいのか？不確実性が多いので安全側評価になるようルールを決めたというのは正直でよいが，安全余裕の評価を論じないと意味がない．また，「ランダム荷重下では荷重順序の影響は小さい」との記述は不適切である．
いずれにしても，疲労強度における不確実性の評価は，重要な将来的課題の一つである．
担当：大沢直樹（大阪大学）

123No.32 Hull Girder Vibration
１．該当する規則項目
Ch9 Fatigue/Sec1 General Considerations
２．レポートの概要と解説
この TB はハルガーダ振動による疲労荷重増加は基準中に暗黙裡に安全余裕として含まれていると考えられることの根拠を示している．そう考えられる主な理由はマイナー則自体の大きな不確定性に起因する安全余裕があることと，ある実測データを基に弾性振動による疲労被害度増加
が 50%程度と仮定したとき，実際の運航を考慮した遭遇海象の下で，疲労被害度が 1 を超えると判断される船が全数に対して十分に小さいことによる．
まず今回の議論の背景であるが，1. 現存 PreCSR 船について弾性振動の影響が顕著に生じるはずのデッキロンジで深刻な疲労損傷記録がないこと．2. CSR Rules は PreCSR をさらに強化したものであること．3. 従って，CSR 適用船では損傷は減ると予想される．よって 4.増えた安全余裕は弾性振動による荷重増加を十分に賄う，と考えられることがある．
また，IMO における疲労設計に関する議論として，1. 船舶は北大西洋のみを航海するわけではなく，2.それにも関わらず北大西洋の環境条件を設計に用いることで疲労寿命計算に伴う各種不確定性に対して十分な安全余裕を持つであろうこと，3.構造の設計寿命を超える疲労寿命は必要がない（25 年で十分）こと，がある．
さらに，疲労寿命の計算に伴う不確定性には以下がある． (a).鋼材の寿命がばらつきを有する，(b).荷重のばらつき，(c). 参照応力の評価, (d).塩分などの腐食環境，(e).板厚効果, (f).平均応力や残留応力，(g).溶接継ぎ手の品質，(h).建造時の許容誤差，(i).ホイッピングやスプリンギングの効
果．ハルガーダ振動はそのうちの一部を構成するにすぎない．このうち(a)が最も大きな不確定性であると考えられる．
この背景を踏まえて，安全余裕とホイッピングやスプリンギングなどの弾性振動の疲労への影
響の関係についての定量的な評価を行った．検討に際しては，実際の運航を考慮するために，1.
HIS Fairplay より 2011 年に運航されたバルクキャリアと油タンカーのサイズごとの運航隻数を抽出．2. Fearnleys と LR ShipRight FDA より運航ルートの割合を算出．3. 波浪頻度表から各運
航環境ごとの疲労被害度を評価．4. 弾性振動によって 50%だけ疲労被害度が増加することを仮定．
このようにして得られた結果が Figure 3 にまとめられている．この図の説明は以下の通り．
 Figure 3 左下: 疲労被害度の超過確率を示す．各船は IACS の北大西洋 25 年に対して疲労設計されている，つまり北大西洋 25 年でちょうど疲労被害度が 1.0 になると仮定して，各船が遭遇する実際の遭遇海象に対して計算した疲労被害度を示す．さらに IACS の設計荷重は北大
西洋 25 年の環境条件に対して 5%の余裕が与えられていると考えている(IACS NA の線)．縦軸は運航船に対する割合．実際の運航を考えると，大半の船が疲労損傷が問題にならない海域
で運行されていることがわかる．
 Figure 3 左上:ハルガーダ振動による疲労被害度増加を 50%と仮定した(Jensen による実船観124

る疲労被害度
測結果
果より)場合合に通常の波浪荷重による度との比較でで示す．この線線を用いるとハルガ
ーダ振振動を考慮ししない荷重にに対して求めめた疲労被害害度 0.67 の縦のライン がハルガーダ振動を加えたたときに疲労労被害度が 1.0 となる線
線と等価と見見なされる．この線と下 図中の曲線の交点がハルガ
ガーダ振動のの影響を受けけて疲労破損
損する船の割割合（確率）
航を考えたとき，タ．実際の運航ンカー
ー3.7%, バル
ルク 4.7%程程度の船のみみが疲労被害害度の観点からハルガー ダ振動の影響響を受け得る対対象となる．割合としてて小さく弾性
性振動を考慮
慮する必要のないことを示示す根拠のひひとつとなる．
．
 Figure 3 右上: 設計に用いる
設
る S-N 曲線線はマイナー則
則によって算算出した疲労労被害度 D=1.0=
で損生じる平均ととして得られれているわけけではない．実際には 2σ程度離れ2たところを設設計線と傷が生して使使っているこことを考慮すすると，疲労労被害度 D=1.0=
でも 2.33%程度の船
船に損傷が生じることを表す
す．仮に北大大西洋(NA)をを航行したととしても（左左上図中の弾弾性振動を考慮慮した曲線と NA の線が交交わる D=1
1.3 程度），高々7.2%のの確率で船がが損傷を受けけることがわわかる．最大大限で，0.34%%(7.2% x 4.7%)の船で，ハルガーダ
ダ振動が原因因となる疲労労損傷が生じ る．これは非非常に小さな数
数字と見なさされる．
以上かから．CSR-H
H で規定されれる疲労設計
計寿命にはホホイッピンググやスプリン ギングなどの弾性振動に対しして十分な安安全余裕が含含まれている
ると考えられ
れる．

察・見解
３．考察


IA
ACS の設計荷荷重は Nortth Atlantic にに対しても 5%の安全余余裕がある，と述べている．根拠がが示されていいないと思われるので根拠
拠を示すべきき．
125

現状で船体の損傷が目立っていることは認められず，規則および評価法の有する安全性レ
ベルはおおむね妥当であると判断される．十分な安全余裕があると結論づけている TB レポ
ートも，ある程度妥当であると考えられる．



弾性振動により疲労被害度が 50%増加するという仮定は，これまで得られている実船計測の報告からは上限に近いとも考えられ、船種、航路、運航によって変わりうる数字である．



あくまでマイナー則ベースの累積疲労被害度で見たときの評価であって，振動影響に関するマイナー則の妥当性についていは検証も必要である．このような点でも弾性振動の疲労に与える影響の研究は初期段階であり，学術的にも今後の発展が必要とされる分野である．
．
担当：飯島一博（大阪大学）

126

No.33 Mean Stress Effect
１．対象となる規則項目
Ch9 Fatigue/Sec3 Fatigue Evaluation
２．TB レポートの概要と解説
CSR-H 疲労強度評価の平均応力影響は，BS7908 と IIW の方法，DnV で実施した疲労試験結果を根拠として定められている．
BS7908 では溶接継手の疲労被害度の計算で平均応力影響を無視し，溶接残留応力がない（母材など）は圧縮応力範囲の 60%が疲労被害に貢献するとして扱う．この根拠として Gurney, 1992の試験結果が引用されている．
IIW 疲労設計指針(2007)では，溶接残留応力の大きさ（Low, Medium, High）の別毎に，応力比 R の関数として Figure 2 のように修正係数 f(R)を定め，応力振幅に対して 1/f(R)xにより疲労被害度を評価する．
Kim and Lotsberg, 2005 および Syahroni and Berge, 2010 で面外ガセット継手の溶接残留応力の計測によると，降伏応力Y の 50%の予負荷を加えても 50~100MPa 以上の残留応力が残る．
供用中の残留応力の Shakedown を考慮しても，大きな圧縮外力が作用しないとホットスポットの応力は圧縮にならないと考えるのが妥当である．
予負荷による残留応力の変化は，予負荷の大きさに依存する．Figure 7 によればY より大きな予負荷を受けると残留応力が圧縮に転じる場合もある．CSR-H ではこの効果を考慮して平均応力影響を修正している．
３．考察・見解
CSR-H の平均応力評価法は他の主要設計基準で採用されている方法と同じで，実績から一定の有効性が示されたものであるが，供用中の残留応力変化を推定して有効応力範囲を評価する
CSR-B の手法より安全側の評価になっている可能性がある． CSR-H 法と CSR-B 法の定量的比較が示されることが望まれる．
担当：大沢直樹（大阪大学）

127

No.34 Thickness Effect for As-Welded Specimens with Non Load Carrying
Longitudinal Attachments,
No.35 Thickness Effect for Non Load Carrying Specimens with Longitudinal
Attachments Subjected to Post Weld Treatment
１．該当する規則項目
Ch9 Fatigue/Sec3 Fatigue Evaluation/3.3 Thickness Effect
２．レポートの概要と解説
山本他の報告１)によると，十字継手の疲労強度に対しては付板の板厚の影響が大きく，付板との関係で板厚効果が頭打ちになる IIW の算式が妥当であることが示されたので，それを採用した．
さらに種々の文献調査(福岡他，Polezhayeva 他)により，他の継ぎ手に対しても，従来の 1/4 乗則よりも軽減された板厚効果を採用した．
TB Report No.34 によると，Gusset 継手のノッチストレスのシリーズ FE 解析を実施したところ，板厚効果指数 0.12～0.14 が得られた．これにより，Longitudinal attachments and doubling
plates の板厚効果指数を 0.2 とした．
TB Report No.35 では，グラインダなどの溶接後整形処理を行うことにより，板厚効果がどのように影響を受けるかを調査した．止端半径を 5mm とした時に板厚効果指数はおよそ 0.1 とな
り，現実にはグラインダを掛けた止端半径は 5mm よりもかなり大きくなることから，板厚効果
指数は 0.1 を上回ることはない．これらの成果により，溶接後整形処理を行った継手に対する軽減された板厚効果指数を設定した．
３．考察・見解
造工の研究成果やその他の文献の結果を取り入れて，H-CSR では従来の CSR よりも合理的な板厚効果指数を採用しており，一定の評価ができる．しかしながら，依然として継手形式ごとに板厚効果指数を与える方法を採用しているため，適用が硬直的であり，ビルジホッパー部などの実構造に柔軟に適用することが難しい．
造工の研究により，疲労強度に対する板厚効果の発生要因は主として該当部の応力集中および応力勾配であることが明らかになったので，種々の継手やビルジホッパー部などの実構造物に対しても，応力集中と応力勾配の精査によって，板厚効果を見直す，あるいは設計時に板厚効果を設定できるようにすべきと考える．
担当：岡田哲男（JMU）（参考文献）
1) 造工の「疲労強度に及ぼす板厚効果研究委員会」成果論文

128

No.36 C
Correction Factor forr Non-linea
ar Wave Prressure alo
ong Ship S
Side象となる規則則項目
１．対象
Ch9 Fatigue/Seec4 Simplifie
ed Stress A
Analysis
２．TB レポートの概要と解説
ドの縦補強材
材の接続端部
部において，波による圧力力が支配的なな荷重成分ととなる． 補強
強材の接
サイド
続端部の
の応力は，圧力の挙動に比比例するためめ，応力振幅
幅と圧力振幅
幅の挙動は同 じ形式で表される．
従って，疲労損傷をを評価する際
際は，疲労損
損傷

Dは，応応力振幅の発発生確率（回回数）の累積積となる．

圧力の変変動振幅が，波高（線形形）に比例す る場合，確率率分布は，単単純な分布ととして表現さされ，S-N
線図におおいて，m = 3の場合は以以下の式で表表される

また，単単純な確率分分布に基づく非線形な波
波の圧力を考考慮した疲労損
損傷の比は，，波による圧
圧力の非線形影響
響を意味し，以下の式でで表される．

一方でで，非線形なな波圧力を考考慮したCSR--Hでの疲労設
設計荷重は，以下で表さされる．

次いで，準静的圧力力に基づいたた圧力波の非非線形影響は，以下で定義義される．

幅の過大な評
評価を補正すするために， 船側の波による圧力の非非線形効果をを考慮し，補
補正係数
圧力振幅
を以下に
に定める．
129

察・見解
３．考察
線形補
補間の観点にに立てば合理理的ではあるるものの，さらなる検証はは必要である
る．全船FE解解析を実施する場
場合には，荷荷重のバランンスの観点かから再考の余地がある．
担当：小小川剛孝（海海技研）

130No.37 Additional Stress due to Relative Displacement
１．該当する規則項目
Ch9 Fatigue/Sec4 Simplified Stress Analysis/4.2.6 Stress due to relative displacement
derived using FE method
２．レポートの概要と解説
簡易応力解析によって Hot Spot Stress を求める場合，Trans. BHD（バルクヘッド）に接続する防撓材では，BHD を挟んだ前後の Trans. web の相対変位によって増加する応力を考慮する必要がある．
上図に示すような真ん中で支持され，端部に曲げモーメント M 1 ， M 2 とせん断力 Q1 ， Q2 が作用する梁を考える．支持部が Trans. BHD 位置，端部が Trans. web 位置を想定している．ここで，垂直方向の力の釣り合い，モーメントの釣り合い，両端部のたわみ条件（ w1 ( L1 )  1 ，w2 ( L2 )   2 ），支持点のたわみ条件（ w1 (0)  w2 (0)  0 ， w1 (0) / x1  w2 (0) / x2 ）を考え，さらに端部の条件として，固定（ w1 ( L1 ) / x1  w2 ( L2 ) / x2  0 ）や単純支持条件（ M 1  M 2  0 ）を考えると，座標 x1 ，
x2 での曲げ応力が次式のように導出できる．

 x1  

C1 l2 1  l1  2  E I1 I 2 x  C  EI x
1  C 2 1   3 1 3 1 1
Z1 l1 l2 l2 I1  l1 I 2  
l1 
Z1 l1

C l   l   E I1 I 2 x  C  EI x
1  C2 2   3 2 3 2 2  x2   1 2 1 1 2Z 2 l1 l2 l2 I1  l1 I 2  l2 Z 2 l2(1)

C1 ， C 2 ， C3 は端部の条件によって変化する係数で，固定ではそれぞれ 6，1.5，3，単純支持では

3，1，0 となる．実際の端部条件は固定と支持との間であると考えられるが，有限要素法による直接解析の結果と一致するように係数を求めると， C1 =3.9， C 2 =1.15， C3 =0.9 となった．

以上に結果から，例えば x1 について，相対変位 1 による応力  d1 x1  と， 2 による応力  d 2 x1  が以下のように求められ，これを加えた Hot Spot Stress を用いて疲労強度評価を行う．

 d 1 x1  

3.9 l2 1 E I1 I 2 x  0.9 1 E I1 x1
1  1.15 1  Z1 l1 l2 l2 I1  l1 I 2  l1 Z1 l13

3.9 l1  2 E I1 I 2 x 
1  1.15 1  d 2 x1  Z1 l1 l2 l2 I1  l1 I 2  
l2 

(2)

３．考察・見解
単純な梁理論から導出される応力を FE 解析結果に基づいて修正しており，比較的妥当な応力算出法であると考えられる．ただし，どのような寸法条件のもとで FE 解析を実施して算式内の係数の値を同定したのかが不明である．また，数多くの実船での結果の平均であるのならば，どの程度のばらつきがあるのかの情報も必要である．
担当：柳原大輔（愛媛大学）
131

No.38 S
Stress Con
ncentrationn Factor (SSCF) for Fla
at Bar Stifffener End C
Connection Rules
当する規則項
項目
１．該当
Ch9 F
Fatigue/Sec4 Simplified
d Stress An
nalysis２．TB レポートの概要と解説
集中係数 Kaa(axial loadによる係数))及びKb(lateeral pressurreによる係数数) に関しF
FEモデル
応力集
の解析結
結果と，隅肉溶接を施したパネルにおおけるホットスポット応応力の測定値
値を比較検討
討し，Ka，
Kbが適正正な値に設定定されているることを説明明している．
SCFは
は以下の考ええで設定されれている．
SCF== （hot spott stress by thet FEA）/ （nominal stresssby the CSR–H）
Kaは，，基本的にUUK –HSEののS-N curveにに基づいて決決められていいる．
FE解析
析では，loccation A(at toe)t
, B(at hheel)においてて，soft hee
el 有りor 無無しの場合をを想定し，要素サイ
イズ及びLonngitudinal stiffenerとのの接合面の板
板厚(t)とFBのの深さ(d)を変変化させた解解析を行い，Ka,,Kbの値へのの影響を検証
証した．

３．考察
察・見解
現状の
の方法論の枠
枠組みでは妥
妥当なところろではないかかと思料．
担当：小小川剛孝（海海技研）

132

No.39 S
Still Water Bending Moment
M(S
SWBM) andd Still Wateer Shear F orce (SWS
SF)
当する規則項
項目
１．該当
Ch9 F
Fatigue/Sec4 Simplified
d Stress An
nalysis
Ch4 L
Loads/Sec8 Loading Co
onditions
２．TB レポートの概要と解説
強度評価におおいて静水中中曲げモーメ ントによる平均応力を設設定する必要要があるためめ，IACS
疲労強
９船級ののデータベー
ースに基づききCSR適用ののタンカー及及びバルクキャリアの平水水中曲げモー
ーメント
を定義し
した．
FE計算
算での便利にに供するため
めに，この曲
曲げモーメン
ント分布をももとに，剪断力
断力分布も設定
定している．

バルクキャリバアの静水曲げモーメント分布
察・見解
３．考察
実態に
にもとづき設設定したとい
いう点は，基基準として実実用的である．一方，船級級毎のデータタに有意なバラつつきがあるのので，実際のの運用ではここの点に留意意しておく必要
要があるのでではないか．
担当：小海技研）
小川剛孝（海133

No.40 E
Effect of Warping
W
Strress on Fa tigue Life ofo Deck Lo
ongitudinal
当する規則項
項目
１．該当
Ch9 F
Fatigue/Sec4 Simplified
d Stress An
nalysis２．TB レポートの概要と解説がハッチコー
ーミング横のD
疲労寿命に及及ぼす影響を調べる
warpiing stressがDeck Longiitudinalの疲事を目的的として，S1バルクキャ
ャリアのFEモモデルにルー
ール値のねじじりモーメン
ントを負荷しし，DeckLongituudinalにかかかるwarpingg stressを求 めた．
その結結果，No.4かからNo.6ホーールドの疲労労寿命が，w
warping stre
essを考慮した
た場合とそうでない
場合で，それぞれ13，18，24%%変わる事がが分かった．このため，基準計算時 の応力レンジ
ジの計算て係数fwarpを導入し，以を以下のとおり warpingの影影響を考慮すすることとし
した．
において


ハッ
ッチコーミンングに隣接すするロンジでで，ハッチコーナーにもっとも近い部
部分：1.07

ハッッチコーミンングに隣接すするロンジで
で上記以外の部分及びハッチコーミン
ングに2番目目に隣接するるロンジで，ハッチコーーナーにもっっとも近い部分：1.04



上記
記以外：1.00
0

３．考察
察・見解
現状の
の方法論の枠
枠組みでは妥
妥当なところろではないか
かと思料．
担当：小
海技研）
小川剛孝（海134

No.41 F
FE Mesh ConvergenC
nce Study oof Free Pla
ate Edges
１．該当
当する規則項項目
Ch9 F
Fatigue/Secc5 Finite Ellement Streess Analysiis/2 FE Modelling/2.8 Hatch cornners andhatch cooaming andd bracket/2.8
8.5
２．TB レポートの概要と解説
O Tankerss の Ch9 の Sec 5 では，FEM 解析 の結果を用い
いて疲労CSR ffor Bulk Carriers and Oil
評価を行行う際の FE モデルの作作成方法等にについて書かれている．2
2.8.5 では， Hatch Corrner 部の要素分割
割の基準を示示している．
2.1 提案
案されている要素分割基準
準
円弧状状のハッチコ
コーナー部（（右図）では
は，円弧に沿ってて，最低 15 個の要素をを配置するよようにする．ただだし，要素辺辺のサイズは
は板厚の５倍倍未満かつ，板厚
厚よりは大ききくする．ままた，楕円弧弧状（または２次次曲線）のハハッチコーナナー部では， 楕円弧の起点かから軌道長半半径（長軸半半径）の半分
分の距離までに最最低 15 個のの要素を配置
置するととももに，楕
円孤の終終点までに合合計 20 以上のの要素を配置置する．
2.2 レポポートでの検検証内容
ハッチ
チコーナー形
形状（円弧，楕円弧）にについて，要要素サイズを変変化させた ２次元 FEM
M 解析を
行い，ピ
ピーク応力とと（それを用用いて評価しした）疲労寿寿命を比較し，適切な要素
素サイズを決決定している．解解析では，N
Nastran の QUAD4
Q
要素
素を用い，応応力評価のたために要素辺
辺にダミーROD 要素
を配置し
している．
(1)円弧形形状の場合は
は，円弧に沿沿って 45 要
要素，35 要素素，25 要素，15 要素を 配置した FEEM 解析を行い，15 要素の解
解析結果は，細かく分割
割(45 要素)ししたときの結結果と大きく 変わらない結果（ピ
力で 0.66%減
減, 疲労寿命
命で 2.3%増） が出ておりり，提案手法法が妥当でああるとしている．
ーク応力(2) 楕円円弧形状の場場合は，円弧に沿って 75
5 要素，50 要素，40
要要素
素，30 要素素，20 要素，15+5 要素（提案案法）を配置
置した FEM 解析を行い
い，15+5 要素
素の解析結果果（下図）はは，細かく分
分割(75 要素)したときの結果とと大きく変わわらない結果果（ピーク応応力で 0.82%%減,命で 2.9%増））が出ており，提案手法
法が妥当で
疲労寿命
あるとし
している．
(3)レポー
ートの最後で
では，楕円弧
弧状のハッチチコーナー部部（応力集集中部）から
ら実際に疲労労き裂が発生
生している
写真（疲
疲労き裂の実実例）が示さされている．
３．考察
察・見解
楕円弧
弧の場合は，楕円弧を単単純に 20 等分
分割するのでではなく，上上図のように楕楕円弧の起点点から長135軸半径の半分の距離までに最低 15 個の要素を配置して，合計で 20 の要素を配置するようにする
ことを提案している．
担当：川村恭己（横浜国立大学）

136No.42 Principal Hot Spot Stress Ranges Determination
１．対象となる規則項目
Ch9 Fatigue/Sec5 Finite Element Stress Analysis
２．TB レポートの概要と解説
FE 解析による Hot Spot 応力範囲の計算手順が示されている．以下で Hot Spot を通り溶接線に垂直な方向を応力外挿線とよぶ．Hot Spot 応力評価点(read-out point)における各荷重ケースの最大・最小荷重に対応する応力成分差[diff ]を計算する．
ウェブ補強十字継手以外の Type 'a' Hot Spot（主板上止端）の read-out point は Hot Spot から 0.5t 離れた点にとる．応力は t x t メッシュで計算する．read-out point 応力は応力外挿線上の値から線形補間する．外挿線上の応力成分は，4 節点シェル要素の場合は，Hot Spot に接する外
挿線直近およびその外側の要素中心応力の外挿によって，8 節点シェル要素の場合は Hot Spot に接する要素の外挿線上中間節点応力として計算する．
ウェブ補強十字継手以外の Type 'b' Hot Spot（ブラケットコバ面上止端）の read-out point は
Hot Spot から 5mm 離れた点にとる．応力はブラケット面上の Hot Spot に接するシェル要素の端辺にビーム要素を配した 10mm x 10mm メッシュを用いて計算する．read-out point 応力はビーム要素の軸方向応力で評価する．
ウェブ補強十字継手のフランジ面上止端の read-out point は Hot Spot から xshift 離れた点にとる．read-out point 応力は応力外挿線上の値から線形補間する．補間には，溶接線から 0.5t，1.5t
離れた外挿線上応力を用いる．これらの応力は，Hot Spot の直近およびその隣の外挿線に接する
左右の要素の中心応力の平均値として計算する．計算は曲げ成分[diff b]，面内成分[diff m]の各々について行う．
ウェブ補強十字継手のウェブ面上止端の read-out point は，Hot Spot からフランジ・ウェブ溶
接線方向(x 軸)に xshift，ウェブ面内で x 軸に垂直な方向(y 軸)xshift だけ離れた点にとる．read-out
point 応力は，Hot Spot から x，y 軸と 45 度の角度の方向にある，Hot Spot 直近およびその外側の要素中心応力から線形補間する．計算は表面応力成分により行う．
上記により計算した[diff ]の固有値・固有ベクトルを計算して主応力範囲・主方向を評価する．
最大主応力方向と溶接線垂直方向のなす角が 45 度以下の場合は最大主応力範囲を，が 45 度以上の場合は第 2 主応力範囲を Hot Spot 応力範囲とする．
３．考察・見解
Type 'a'の 4 節点応力で外挿線上応力を 2 つの要素応力から外挿しているが，この方法だと応力を過大に評価する傾向があることが知られている．
ウェブ補強十字継手フランジ面上止端では，xshift 位置の Hot Spot 応力から 4.2.2 記載の式でHot Spot 応力を計算する．参考文献でこの算式の有効性は=0 の場合しか検証しておらず，<45度での有効性を示す資料は示されていない．=0 の場合でも係数の値が参考文献と異なるがその説明はない．ウェブ補強十字継手ウェブ面上止端についても，計算方法の有効性を示す資料は示137

されていない．
担当：大沢直樹（大阪大学）

138

No.43 Definition and Calculation of Stress Magnification Factor (SMF) for Screening
Fatigue１．対象となる規則項目
Ch9 Fatigue/Sec5 Finite Element Stress Analysis
２．TB レポートの概要と解説
50mm x 50mm 'fine mesh' の応力  5050-mesh から t x t mesh で計算される主応力  t t -mesh を推定
する「fatigue screening」で使用する応力増大率(stress magnification factor, SMF)  は次式で定義される．

 t t -mesh 5050-mesh

DH タンカーの horizontal stringer 頂部と transverse frame bracket toe，BC の lower stool / 内底板接合部の SMF が計算され，その結果が Table 1~28 に示されている．
fine mesh で計算した nominal stress に SMF を乗じて推定した局所応力推定値と，very finemesh で計算した参照値の双方により疲労被害度 D を計算した結果，推定値による D が参照値による D よりやや小さくなるとの結果を得た．
３．考察・見解
本 TB で計算した SMF は，特定の船についての計算値であり，構造詳細・寸法が異なる場合に同じ増大率になるかは不明である．
担当：大沢直樹（大阪大学）

139

No.44 S
Sizing of Fillet
F
Welds
s
１．対象
象となる規則則項目
Ch12 Construction/Sec3 Design of Weldd Joints
２．TB レポートの概要と解説
H の隅肉溶接
接寸法は gross scantlin
ngs により規規定され，腐腐食予備厚は 陰な形で考慮
慮されて
CSR-H
いる．こ
このレポートトでは gross scantling 規
規定で設計すすると腐食予予備厚を控除除した場合の強強度も確保できるると主張されれている．
腐食予
予備厚により
り鋼材板厚がが増大するとと溶接脚長がが増すこと，就航後に溶接接部近傍で腐腐食による鋼材のの切り替えがが生じると溶溶接もやり直直すこと，溶接
接部の腐食は
は溶接金属ででなく HAZ で生じることなど
どから，grosss scantling
g 規定には合合理性がある
ると論じている．
典型的的な溶接寸法法，’工作精度度を考慮してて計算した溶溶接部およびび母材の強度
度比較が Figure 4～7に示されれている．何何れの計算例
例でも，想定定した何れのの溶接詳細，腐食減耗量 でも溶接部の強度は母材部をを上回っていいた．

Figure 5
5: Calculatio
ons for LC2
３．考察
察・見解
特に
になし．
担当：大 沢直樹（大阪
阪大学）

140

No.45 B
Bulk Carrieer Double Bottom Strructure
１．該当
当する規則項項目
Pt2 C
Ch1 Bulk Ca
arriers/Sec2
2 Structurall Design Priinciples/3.1 Double botttom structu
ure
２．レポ
ポートの概要要と解説2013 年 11 月に TC
T リリース
スされた CSR
R-H では，二重底高さに二に対する要求求値が加えられた．二さについてはは，SOLAS の要求値（型の型幅/20 か 2m
m の小さい方
方，ただし 00.76m 以上で
であるこ
重底高さ
と）があ
あり，CSR-H
H の Pt1, Ch
h2, Sec3，[22.3]でも，他他の指定がなない場合にはは SOLAS 要求
求値を用
いること
とになっていいる．これに対して新た な要求値は ABS 規則にに使われていいたもので，二二重底高さを次式
式より大きくくすることをを要求していいる （最少二二重底高さ要要求）．

d DB  0.032 B  0.119 TSC ，in
nm(1)

ここで，B は型幅，Tsc は構造
造喫水である ．た以下の両項目
目を満足する
る場合には式
式(1)
だし，以
を満足し
しなくともよよい．
ガーーダスペース
スが，4.6m あるいはロ ンジ
スペ
ペースの 5 倍のいずれか倍か小さい方を
を超え
ない
い．



フロ
ロアスペース
スが，3.5m あるいはササイドフレレームスペー
ースの 4 倍ののいずれか小小さい方をを超えない．

この新たたな要求は，長さ 150m 未満のバル
ルクキ
ャリアとと，150m 以上で以
1 つ以
以上の船倉ががバラスト用用にアレンジ
ジされているバ
バルクキャリアを対象としてている．二重重底高さの最最小値を導入入することでで，厚板のインサートプ レートによる補強要求の低減
減，疲労強度
度の上昇，破破壊の可能性性の低減をもたらす．
CSR-B
B 規則のもとで建造されれた 96 隻ののバルクキャ
ャリアに対して二重底高 さを調べたところ，
これらにに対し SOLA
AS 要求値はは小さく，特特に型幅が 40m を超えるる場合には小小さすぎる値
値となる．
一方新た
たな要求値（式(1)）は，型幅ごとににプロットしした二重底高高さの下限値
値を沿うように変化する．またた，96 隻中でで式(1)の要求求値を満足でできないのはわずか 3 隻であり，それれもわずかにに 53mm,6mm, 1mmm ほど高さが不足してているだけでである．こののように，新新たな二重底 高さの要求値
値は業界
の慣例に
に沿ったもののとなっていいる．
なお，summary に“This modificationm
was based on input reeceived fromm Industry””との記
り，業界かららの要望に基
基づいている
るようである．
述があり
３．考察
察・見解
特にな
なし．
担当：柳原
原大輔（愛媛
媛大学）
141

4. 将来検討課題
CSR-H およびその TB 全般についての見解を述べるとともに，船体構造規則の合理化に向けて
今後さらに取り組むべき主要な技術課題を整理する．
CSR-BC と CSR-OT という，異なる技術的・経験的蓄積を有する構造規則を統一化することは容易な作業ではなく，科学的合理性に可能な限り基づいて，規則開発がなされたと理解する．そのプロセスにおいては，次のような新たな技術展開が図られている．
・ 等価設計波アプローチの統一的導入
・ 疲労強度評価荷重の 10-2 確率レベル設定
・ 全ホールド FEM 直接解析の導入
・ 局部強度解析におけるスクリーニング概念の導入
・ 縦曲げ最終強度評価への二重底変形影響の考慮
・ 損傷時縦曲げ残存強度規定の導入
・ 防撓板座屈強度評価算式の修正・統一化
・ 防撓パネルの構造冗長性に関する検討
前章までに述べたように，いずれの項目もさらなる検証および改善が必要と考えられるが，これらは CSR-H の開発を機として得られた，高度な技術的成果である．
一方，いくつかの規則項目においては，十分な科学的合理性に基づくとは言いがたい内容，あるいは本来の調和化作業の範囲を超えると考えられる項目が存在する．具体的には，・ 最小板厚規定
・ グラブ荷重規定が挙げられる．最小板厚については，第１次・第２次草案の各レビューにおいて，本委員会よりIACS に意見を発出したが，結局は，”safety net”であるとの回答のみであり，合理的根拠は示されなかった．BC/OT の最小板厚の統合による不合理な板厚増の試設計例が現実に報告されており，
GBS の Goal の一つである環境負荷低減の観点からも，合理的な最小板厚のあり方について継続的に検討を行うことが必要である．グラブ荷重規定は，IMO/GBS Expert Group の進言により，新規に取り入れられた．ただし，船の長さのみで荷重を定める等，合理性に欠く部分が指摘される．本委員会では，強制要件とするよりも，積荷に応じた optional な要件とすべき，との意見も多い．また上述の項目の一つである全ホールド FEM 解析は，FEM で全領域をチェックするという意義は理解できるが，調和化の範囲を超える規定であるともいえる．結果的に重量増となる事例も多く報告されていることから，なぜ，全ホールド FEM 解析を行うことが必要かを，荷重モデルの妥当性を含めてさらに検証し，目標とする安全性レベルの確保のために必要十分な規則であることを明確化する努力が必要である．さらに，本報告では十分な考察に至っていないが，影響性評価（Consequence Assessment, CA）の結果，従来船に比べて極端な寸法の増減が明らかになった場合には，その原因を徹底して究明する必要がある．
CSR-H の開発プロセスでは，規則の透明性を高めるべく，業界レビューの実施および技術背景
文書の公開が行われた．いずれも，構造設計者が規則の背景を理解して利用する上で重要であり，その意義を評価する．しかしながら，第３章に示したように，TB レポートの中には，技術背景文
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書とは言い難い内容のものも多い．例えば，等価設計規則波に関する TB レポートでは，長期予測結果と等価設計波を用いた結果のキャリブレーション（統計的手法のチェック）は行われているが，等価設計波による推定応力と実際の応力との対応という肝心の点が，きちんと検証されていない．その他，技術的に未成熟な部分やデータが不足する部分など，分からないことは分からないと記すべきところを，曖昧なままで良しとしている例が，全般に多い．TB のさらなる充実を期待したい．
最後に，第３章の委員の考察・見解に基づいて，今後さらに技術的進歩が必要とされる課題について表にまとめる．これらは，IACS のみならず，学会をあげて今後取り組んでいくべき課題
である．

分野
荷重

さらなる技術的進歩が必要とされる課題
船首・船尾部の荷重とそれによる発生応力の検証
艙内変動圧と発生応力の検証
グラブ荷重の検証
弾性振動影響座屈・最終強度

縦曲げ最終強度に対する二重底影響係数
縦曲げ残存強度に対する中立軸傾斜影響，３D 解析による検証
防撓パネルの最終強度相関式とその検証

疲労強度

ホットスポット応力の評価法
平均応力影響評価法
板厚影響を算定すべき部材の明確化
マイナー則の適用の妥当性

腐食予備厚

PSPC 適用後の板厚計測データに基づく補正
２次処理の影響の明確化

最小板厚要求値

過剰要求の適正化

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あとがき
本研究委員会では， IACS 調和化船体構造規則草案ならびにその技術背景文書を調査し，学術的立場から IACS に意見発信を行うとともに，その考察ならびに見解を本報告書に記した．合理的な船体構造規則の構築のためには，構造技術者自らが設計規則の技術背景を深く理解し，設計
ならびに運航実績に基づいて，課題の明確化とその改善のための提言に継続的に取り組むことが必要である．本報告書が，その一助になれば幸いである．
本研究委員会の実施に当たっては，国土交通省殿より，海事分野における国際基準動向に関する講演をいただいた．また CSR-H 草案および TB の内容に関して，IACS 殿より説明をいただいた．これらは，CSR-H 草案に関する委員の理解の助けとなった．関係各位に謝意を表します．

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