SM-P35-

公益社団法人 日本船舶海洋工学会

船体構造強度評価のための荷重推定手法の高度化に関する研究委員会

最終報告書

平成２６年３月
i

研究組織（委員の氏名・所属一覧）

委員長

深沢 塔一

大阪府立大学

会計担当

小川 剛孝

海上技術安全研究所委員

藤久保 昌彦

大阪大学

委員

高木 健

東京大学

委員

大沢 直樹

大阪大学

委員

後藤 浩二

九州大学

委員

飯島 一博

大阪大学

委員

桃木 勉

大阪府立大学委員

小早川 広明ジャパンマリンユナイテッド

委員

宮崎 智

三菱重工業

委員

三上 隆

三井造船昭島研究所

委員

山田 安平

海上技術安全研究所委員

白石 耕一郎海上技術安全研究所

委員

朱 庭耀

日本海事協会

オブザーバー

形部 聖一

日本海事協会

オブザーバー

土橋 純也

防衛省技術研究本部

オブザーバー

原田 圭輔

防衛省技術研究本部

ii

主な研究発表（学会誌等，口頭発表等）
1) Y. Ogawa, O Kitamura and M. Toyoda： A Study for the Statistical Characteristic of Slamming
Induced Vibration of Large Container Ship, Hedroelasticity2012, 2012
2) Y. Ogawa and K. Takagi： A Study for the Effect of Operation on Hydroelasticity of Hull,
Hedroelasticity2012, 2012
3) K. Iijima and M. Fujikubo： Impacts of Wave-Induced Vibrations on Ultimate Strength and Fatigue
Strength of Ships, Hedroelasticity2012, 20124) K. Gotoh, K. Matsuda and O Kitamura : Numerical Simulation of Fatigue Crack Propagation underSuperposed Loading Histories with Two Different Frequencies, Hedroelasticity2012, 20125) T. Fukasawa ： Some Considerations on the Effect of Wave-Induced Vibrations upon Hull-Girder
Fatigue Strength of a Post-Panamax Container Ship, Hedroelasticity2012, 20126) 小川剛孝，深沢塔一：実海域における船舶の運航と操船の実態についての考察，日本船舶海洋工学会 2014 年秋季講演会（予定），2014
7) 小川剛孝，深沢塔一，三上隆：構造強度の観点から見た荷重推定の現状について，日本船舶海洋工学会 2014 年秋季講演会（予定），20148) 白石哲平，小川剛孝：全船荷重構造一貫解析のための荷重推定に関する検討，日本船舶海洋工学会 2014 年秋季講演会（予定），20149) 大沢直樹，後藤浩二 他：重畳応力履歴条件下における疲労強度評価に関する研究の現状について，日本船舶海洋工学会 2014 年秋季講演会（予定），2014iii10)深沢塔一，大沢直樹，後藤浩二，小川剛孝：疲労損傷報告に対するカウンターチェックリストの提案，日本船舶海洋工学会 2014 年秋季講演会（予定），201411) 小川剛孝，貴島高啓，朱 庭耀，三上隆，宮崎智，小早川広明：構造設計及び基準開発の観点からみた荷重推定法に関する将来課題，日本船舶海洋工学会 2014 年秋季講演会（予定），
2014

iv

目次
1．研究の背景と目的
2．研究成果2.1 荷重推定法に関する研究動向とレビュー
2.2 実際の波浪や船舶の運航・操船について
2.2.1 波浪の推定精度2.2.2 海象と減速・進路変更の実際
2.2.3 ウェザールーティングの実際
2.3 弾性振動が船体疲労強度・最終強度に与える影響
2.3.1 疲労損傷の定義とその評価
2.3.2 レインフロー法
2.3.3 高周波数振動成分が船体疲労強度に及ぼす影響の評価法
2.3.4 船体構造部材の疲労強度評価のための”嵐”荷重モデルの高度化
2.3.5 衝撃荷重の下での船体桁の崩壊挙動
2.3.6 疲労損傷報告に対するカウンターチェックリスト
3．荷重推定手法の高度化に関する将来の課題と提言
3.1 船体構造強度評価のための荷重推定手法の現状
3.2 強度評価の観点から見た荷重の取り扱い
3.2.1 座屈・降伏強度
3.2.2 疲労強度
3.2.3 荷重構造一貫解析
3.3 将来への提言v

3.3.1 総論
3.3.2 必要とされる技術課題
付録


A1 佐々木勝吉船長（ＮＹＫ）との質疑応答



A2 国際基準と国際海事機関（IMO）における動向



A3 IACS CSR-Hの開発動向

vi

1. 研究の背景と目的
船体構造設計においては，近年，船舶の安全性をより高めるための基本的な考え方として，IMO が提唱する GBS（Goal-Based new ship construction Standard，船舶建造における 目 的 志 向 型 基 準 ） に 基 づ き ， IACS （ International Association of Classification
Societies，国際船級協会連合）が Robust Ship（頑丈な船）を目指す共通構造規則 CSR（Common Structural Rules）の検討を開始し，タンカーとバルクキャリアに対するルール
を リ リ ー ス し た ． そ の 後 ， こ の 2 つ の ル ー ル の 整 合 化 が 検 討 さ れ ， 現 在 ， HCSR
（HarmonizedCommon Structural Rules，調和共通構造規則）の発効が間近に迫っている．GBS／CSR の目的は，船舶の安全性向上と環境保全のために，構造規則の統一を目指すものであるが，これらの規則は，過去に建造された船の性能実績を基に作成されているため，近年大型化が顕著であるコンテナ船や，今後計画されている環境・エネルギー問題に配慮したさまざまな新形式船に関しても適用可能であるかについては，検討すべき点が多々残されている．
国内外の船級協会による GBS の発効に向けた基準の統一化や新型・大型船のための基準開発においては，常に，設計荷重の設定に関する技術的課題が顕在化する．IMO 等においては，リスクベースアプローチの名の元に，直接計算に基づく安全性評価等が進む方向にあるが，直接計算を活用する際の荷重の推定精度に関しては，あまり議論されていない．
船体構造に作用する荷重は本質的に非線形であり，かつ疲労き裂の伝播解析や船体崩壊
強度検討では，構造・材料や応答の非線形性を考慮しなければ正しい解を求めることができない．また，スラミング等の衝撃荷重によって生ずるホイッピングやスプリンギングといった船体縦曲げ振動の影響も船体剛性に関連して重要となってくる．さらに，船がどの海域をどの方向にどのような船速で航行したかによって，荷重の強度に及ぼす影響は異なってくるが，現在，このような海象や操船の影響が船体強度にどのような影響を及ぼすのかについては，ほとんど解明されていない．
さらに，新形式船構想などに鑑み，船舶の安全性について，これまで考慮されてこなかった損傷や事故の発生が懸念されている．これらの損傷や事故を事前に防止するためには，精度の高い船体構造設計が必要となるが，これまでの船体強度検討においては，既存船等の過去に蓄積されたデータのフィードバックによるところが大きかったため，より安全で信頼できる船体構造設計を行うためには，理論的バックグラウンドの確かな荷重・強度推定法が必要となる．
本研究は，これらの現状に鑑み，実際の船が遭遇する海象や波浪，航路などの環境条件
や船速・針路・操船などの運航状態を考慮した荷重評価法を再検討し，既存の荷重評価法
における実運航時の技術的問題点を明らかにする．さらに，荷重－構造一貫解析等を活用
し，直接計算を実施する際の荷重の推定精度と船体強度評価における問題点を明確にして，船体構造強度評価における荷重推定法をより高度化することを目的とする．

1

2. 研究成果
2.1 荷重推定法に関する研究動向とレビュー
ここでは，波浪荷重推定法の現状を概観すると共に船体構造強度評価のために必要と考えられる技術課題について整理する．
2.1.1 波浪荷重推定法（耐航性能計算法）の現状
はじめに，線形理論にもとづく耐航性能推定法の歴史を図2.1.1に示す．これらの詳しい解説は，日本造船学会第1回(1969)及び第2回(1977)耐航性シンポジウムをはじめとする過去のシンポジウムテキストに詳述されているので割愛する．理論的な研究は，2000年以前に主にストリップ法と細長体理論（線形理論）ついての研究が数多く行われた結果，成熟の域にある．このため2000年以降に目立った研究は見当たらないようである．
これらは，周波数領域での計算が主であったが，80年代後半から3次元計算法の進歩に伴い，
時間領域での計算法も進歩した．推定精度に関しては，ストリップ法の歩留まりが良く，現在においても線形計算に関して実用に供されている．一方，3次元計算については，計算の難し
さや長い計算時間を差し引いてもストリップ法を凌駕できるような絶対的な精度を有する手法は必ずしも確立されていない．

図 2.1.1 線形理論にもとづく耐航性能推定法の歴史
これらの動向と並行して進歩を遂げた時間領域での非線形計算法が実用に供されている．また，近年は数値流体力学（CFD）の耐航性計算法への適用も活発に研究されている．
計算法を活用する態様としては，線形計算法で周波数応答関数を計算し，線形重ね合わせの仮定のもと短期及び長期予測を行う，いわゆる福田法にもとづく評価体系に加えて，不規則波
中での直接時系列計算による統計値の把握にも活用されている．以下に，これまでに研究，開発が行われた非線形計算法を概観する．大別すると以下の7つのアプローチがある．

2

(1) Weakly nonlinear method
時々刻々の浸水形状を考えることで，フルードクリロフ力及び復原力の非線形性のみを考慮
例：MITが開発したSWAN2 (WASIMの非線形計算版)及びLAMP2 (NLOAD3Dの非線形計算版)(2) Nonlinear strip method
思想は，基本的に上記（1）と同じであるが，ストリップ断面毎に非線形性を考慮している点において，パネル法ベースの上記(1)と異なる．
例：FREDYN（オランダMARIN）, SRSLAM（日本のSRにおいて船研（現海技研）が開発）,
NMRIW（海技研）, Fonseca & Guedes Soares（ポルトガル）,NOWL（三井昭島）他，多数(3) Body-exact (body nonlinear) 3D method
時間領域のグリーン関数を使うことで，厳密に物体表面条件を満たそうとするもの．グリーン関数自体の計算時間も要することから，長時間の計算時間が必要となる．
例：Lin & Yue (1990), Magee (1994), Shin et al(1997)(4) Rankine panel method
基礎流れとして二重模型流れを仮定することで，自由表面条件に定常航走による撹乱も含めることが出来る．
例：Sclavonus(1990)，Beltram（1990），安川（1990），高木（1990）(5) Weak-scatterer approach
非定常流の自由表面条件を，波浪中での時々刻々の船体浸水面に対して線形化することで非線形計算を可能にした．但し，計算時間が莫大にかかることが難点．
例：Pawlowski (1992)，Huang & Sclavounos (1998)（MITのSWAN4及びLAMP4，SNUのWISH3）(6) Fully-nonlinear potential-flow method
MEL (混合オイラー－ラグランジュ)法 は，2次元問題（衝撃問題等）に対しては，非常に有効であった（例：Longuet-Higgins & Cokelet (1976), Faltinsen (1977), Cointe et al.
(1990)他）．しかしながら，3次元問題に拡張すると，数値計算上極めて不安定にあること及
び2次元でもそれなりに長時間を要する計算時間が，一層劇的に増加する．
(7) CFD methods
造波理論に代表されるように支配方程式としてラプラス方程式を解くのではなく，ナビエス
トークス方程式を直接解くCFD手法は，現状では波浪中の問題及び波浪荷重の問題に十分に活用できるレベルではない．しかしながら，非線形影響を考慮した計算を実施する上では最も有望であると考えられる．
CFD手法は，オイラー法とラグランジュ法に大別できる．オイラー法にもとづく手法としては，有限差分法，有限体積法，有限要素法に代表される手法がある．これらは，基本的に微分方式による離散化手法の違いが異なる．片や，ラグランジュ法にもとづく手法としては，粒子法 (SPH, MPS)がある．計算対象物を粒子の集まりとして表すことからこのように呼ばれる．
オイラー法では，対流項が存在するため数値的取り扱い（微分方式による離散化手法）が煩雑となる．自由表面の取り扱いも複雑であり，現状いくつかの手法が提案されている状況である（例：VOF, Level-Set, CIP ．これらに対応するソフトとしてはCFDSHIP-IOWA, RIAM-CMEN）．

3

しかしながら，数多くの研究実績もあり，商業用ソフトも数多く販売されている．（例えば，
WISDAM-X, FLUENT, DYTRAN）
一方，ラグランジュ法は，対流項を計算しないという特徴を持つ．しかしながら，ラグラン
ジュ法にあった乱流モデルなどの物理モデルの整備も十分でないことや計算時間が莫大にかかることから利用は限定的になる．
波浪による衝撃荷重の推定についても，CFDがの活用が積極的に行われている．スロッシン
グについては，計算領域をタンクのような閉鎖された空間に設定する事が出来るので，CFDやCIP法及び粒子法（SPH法，MPS法）の活用が進んでいる．スラミングについては，現状では，
Wagner理論による衝撃圧推定法を非線形ストリップ法や時間領域のランキンパネル法による船体運動と組み合わせて計算するのがいまだに主流である．海水打ち込みについても時間領域の船体運動計算法と理論計算による打ち込み荷重推定法（例えば，Ogawa, 2000 et. al.）の組
み合わせによるものが多い．これらについて，積極的にCFDの活用が進みつつあるが，今後の研究に期待するところが大きい．
また，LS-DYNAやDYTRAN等の商業用構造解析（FEA）ソフトにCFDソフトを組み込んだものも増えつつある．これらと時間領域の船体運動計算法（非線形ストリップ法や時間領域のランキ
ンパネル法）との組み合わせによる解析も行われつつあるが，精度検証も含めてさらに研究を行う必要がある．
2.1.2 高度化のための課題
線形理論にもとづく船体運動計算法は成熟しており，時間領域の非線形計算法も実用に供されている．また，近年はCFDの活用も進みつつある．このような状況のもと，船体構造強度評
価の高度化の観点からは，以下の点についての研究がますます必要になると考える．
（1） 推定法の検証について：波浪中の耐航性能を評価する上で，船速，波高，波向，波周期等の環境条件と船種及びその積みつけ条件といったように，評価する上でのパラメタは多岐にわたる．このため，これらを全て模型実験等との比較により網羅的に検証するのは容易ではない．流体力学的な厳密さを追求することは大変重要な事ではあるが，構造分野において荷重も含めた直接解析にもとづく評価が増々進歩するであろうとの観点から，構造強度を評価する上で必要な推定精度についても考察する必要がある．このためには，実船が実際に遭遇する荷重との比較検証もますます重要になる．この際，波浪荷重については，その構造応答である応力でしか評価出来ない点にも留意する必要がある．
（2） 衝撃荷重推定法の高度化：これまでにも様々な計算法が提案されているが，2次元問題
を解いて現象の把握をする研究事例が多い．今後は，上記（1）の観点も踏まえて，船体運動と一体で解析した上での評価が望ましい．
（3） 計算時間と統計解析：最終的な使用目的の一つは，荷重及びそれを入力とする応力の統計値を求めることである．この観点から，支配的な現象を適切に考慮し，統計的な位置付けを明確にした上で，計算時間の短縮及び評価パラメタを低減できるような統計的手法の研究が求められる．

4

2.2 実際の波浪や船舶の運航・操船について
ここでは，荷重推定の入力となる波浪の推定精度の現状についてまとめるとともに，現役の船長へのにインタビューすることによる操船実態の把握や最新の手法を用いたウェザールーテ
ィングの現状についてもまとめたので以下に報告する．

2.2.1 波浪の推定精度（小川委員）
2.2.1.1 はじめに
実海域における長期の性能を評価する上で重要となるのは,船舶が航行する平均的な海象と大波高の長期発現頻度である．これらを把握するためには, 波浪データを蓄積して波浪統計を作成する必要がある．しかしながら一概に波浪データと言っても,計測方法は多岐にわたる．
これらを限られた紙面ですべて紹介するのは困難であること,また,同様の内容での詳細なレビューは定期的に行われている例えば，文献１）ことから,ここでは計測原理と現状を総括的に紹介して,各計測方法の長所および短所を整理することとする．
ここでは,船舶等の性能評価を行うための入力である波浪データについて概観するとともに，とりわけ，これらの中で近年多く活用されるようになった波浪推算データについても説明する．
これにより波浪データが持つ技術的問題点を明確にし,合理的な荷重推定の入力とすることを目的とする．
2.2.1.2 船舶からの観測
船舶通報による波の目視データは,広い海域における観測値としてデータ数および即時性の観点からの利用価値は高い．1985 年に公表された Global Wave Statistics(GWS)２）以前の波浪の長期統計は,主として目視計測によるデータをもとに構成されている．近年人工衛星を用いたリモートセンシングデータの活用が増えつつあるが,即時性や船舶が遭遇する波浪の特定という観点では必ずしも十分な代替法にはなっていない．図 2.2.1.1 に,ある一日に気象情報が通報された地点を示す．この図は気象庁のホームページで毎日公開されており,図中の印は一般商船,洋上ブイ,日本の篤志計測船(Voluntary Observing Ship : VOS)による通報地点を表す．篤志計測船とは,計測測器と通報形式において世界気象機構(WMO)の技術基準に適合した船舶で,各国の気象機関を通じ WMO に登録した船舶のことである．
熟練した計測者により行われる洋上船舶からの目視計測は,海面の特徴をよくとらえており,
その計測精度は信頼できるものであることがよく知られている３）．しかしながら,波周期は,航行する船舶から計測するため,出会い周期の影響を受けやすいこともよく知られている 4)．
風については,風向風速計が用いられる．また,ビューフォート風力階級表に基づき目視によっても計測される．風向風速計は,船体の影響を受けないように通常高いところに設置される．
風速は通常高さと共に増加するが,その度合いは大気の状態で異なる．そのために海面との高度差による影響が大きくなるので,高度の補正を行って活用する必要がある．
目視以外の方法としては,船舶に取り付けた相対波高計（マイクロ波,超音波）5) 6)による計
測,レーダや船体に搭載したビデオカメラを用いた計測 7)などがある．研究の結果,これらの計測方法によって,ある程度の精度で計測できることが示されている．船舶通報による波浪デー
タは目視だけではなく将来的には機器による自動計測に変わるべきであることは言うまでもな
いことであり,これらの計測器を搭載して広範かつ恒常的に波浪を計測するための枠組みが必
要である．

5

図 2.2.1.1 船舶気象情報の通報状況
2.2.1.3 ブイによる計測
ブイにより計測された波浪情報もまた,波浪統計を構成する上で重要なデータソースとなっている．ブイでは,上下加速度を計測して変位を算出することで有義波高と波周期を求めている．得られるデータは,設置あるいは漂流した位置における定点のデータであるので,面としての情報を得ることはできない．しかしながら,船舶や人工衛星では計測が難しい個別波の異常値などの外洋における波浪を長期的に計測することができる方法の一つであるといえる．また,
目視計測や人工衛星の計測と異なり接触型の計測であることから精度に対する信頼性は高い．
波浪追算（推算）や人工衛星に搭載されているマイクロ波高度計から得られる波のデータは,ブイの波浪データをもとに検証およびチューニングされた上で実用に供されている．
気象庁は,気象情報の取得を主目的として,漂流ブイを展開している．これにより,ブイが漂流している地点での波高,波周期,気圧,海面水温を３時間毎に計測している．図 2.2.1.2 に,気象庁が展開しているブイの漂流位置を示す．図中の５桁の番号はブイ番号を表す．
NOAA は,北太平洋と北大西洋の広域にわたってブイを展開している．これにより１時間毎の波高と波周期（それぞれ風浪とうねり）,風速,風向,気圧,気温,水温,波スペクトルを計測している．NOAA では,波スペクトルを求めてから有義波高と波周期を算出している点が気象庁のブイとは異なる．図 2.2.1.3 に,NOAA のブイによる波高の計測例を示す．各計測地点での５日前までの波浪情報を NOAA のホームページ(http://www.ndbc.noaa.gov/index.shtml)で図のように見ることができるほか,過去のデータについてもダウンロードにより入手することができる．
ここでは,波スペクトルだけでなく方向スペクトルデータについても入手することができる．

6

図 2.2.1.2 気象庁漂流型海洋気象ブイロボットの計測位置

図 2.2.1.3

NOAA の係留型ブイ(51002)による波高の計測例

2.2.1.4 人工衛星による計測
先に述べたようなブイや波高計による計測は,海面上のある地点における波の時間的変化を計測している．一方,人工衛星や航空機を用いたリモートセンシングはある時刻における計測
面内の空間平均の波浪を計測している．
マイクロ波を用いたリモートセンシングの長所は,荒天中の海面の計測を十分離れた安全な場所から行えるという点にある．人工衛星のリモートセンシングでは,これを全地球規模で行うことができるため,荒天時の大波高に直接関係する台風やハリケーンを把握するための重要なールとなる．
波高はマイクロ波高度計（Microwave Altimeter）により計測することができる．これは,米国の観測衛星 GEOSAT（現在は運用終了）や米仏共同で打ち上げた TOPEX/POSEIDON およびこの後継機である Jason-1 に搭載されている．本来このセンサは,ジオイドの計測という地球物理学上の目的から開発されたもので,近似的にジオイドと一致する海面の高度を測定するように設計されている．反射されたマイクロ波の受信波形が海面の凹凸によって歪むこと,すなわち

7立ち上がり時間が遅れることを利用して,マイクロ波の海面上の広がり（フットプリント）内における平均的な波高の情報を得ることができる．
フットプリントの大きさは一般に 100km2 程度と言われており,個別波の情報は得ることができない．また,固定された軌道を繰り返し飛行するように設定されており,たとえば GEOSAT を例にとると,そのサイクルは 17 日,軌道の間隔は経度方向で約 1.5°（約 170km）である．従って,必ずしも計測したい地点や時刻のデータが得られるわけではないことに注意する必要がある．
精度の面では,一般に 0.5m もしくは波高の 10%のうち大きい方と言われており 8),おおまかに言えばブイよりやや悪く,専門家による目視よりもやや良い程度である．位置と時刻が近い
データを選んで有義波高の日毎の変化をブイと比較した例 9)や超音波式波高計との相関を調べた例 8)では,衛星高度計による計測値は他と定量的によく一致することが示されている．
波向および波長については,合成開口レーダ（Synthetic Aperture Radar,略称 SAR）により計測することができる 10)．図 2.2.1.4 に SAR の概念図を示す．SAR は軌道上から横方向斜め下に向かって扇型に電波を照射し,移動しながら反射波を次々と受信する．その結果,非常に長いアンテナで計測することと実質的に等価になるために著しく分解能が向上する．たとえば米国の観測衛星 SEASAT に搭載している SAR の分解能は 25m×25m である．受信波の強度から海面の起伏パターンが認識できるので,起伏パターンをフーリエ変換することにより波の方向と波長を推定することができる．ただし,波方向スペクトルを求めるには,高度計を同じ衛星に搭載して同時に波高情報を得ることが必要である．欧州の観測衛星 ERS-1 では AMI センサ（映像モード（SAR）,波モード,風モードを一本化した複合的マイクロ波センサ）の搭載によりそれが可能となった．しかし,消費電力の関係から連続運用は不可能となっており,現状では他の衛星の高度計を利用するなど,複数のデータを組み合わせて推定を行っているのが現状 11)で,計測法の点からもまだ一般的とは言い難い．実用的な波浪データを供するにはさらに研究が必要である．

図 2.2.1.4

SAR の概念図

海上風については,マイクロ波散乱計（Microwave Scatterometer）およびマイクロ波放射計（Microwave Scanning Radiometer）を用いて計測することができる．風速だけであればマイクロ波高度計でも計測が可能である．

8

マイクロ波散乱計とは,放射したマイクロ波の散乱する度合いがマイクロ波と同程度のさざ波のエネルギーに比例し,またこのエネルギーが海上風に依存する関係を利用して海上風を計測する装置である．信頼性については,米国の海洋計測衛星 SEASAT による実験で確認されている．
しかし,マイクロ波の散乱する度合いから海上風を求めるためのモデルにより精度が影響を受けることが分かった 12)．とりわけ,風速 10m/s を超える場合は改良が必要であった．そのため,ブイや波浪追算との比較により改良が行われている．宇宙開発事業団（現，宇宙航空研究開発機構）が環境省，米仏と共同で打ち上げた ADEOS-Ⅱ（2003 年 10 月運用停止）に搭載したマイクロ波散乱計 SeaWinds では,25km の空間分解能で風速が 3～20m/s で 2m/s,20～30m/s では 10%,
風向は 20 度の精度で計測が可能となっている．SeaWinds で計測された風速,風向分布の一例
を図 2.2.1.5 に示す．図中の矢印は風向を表す．白く抜けた部分は,SeaWinds の計測幅の隙間にあたり,計測データが得られていない．
一方，マイクロ波放射計は,海面の砕波が放射するマイクロ波を受動的に検出することにより海上風の風速を計測する装置で,アメリカ空軍の気象衛星 DMSP に搭載されていた．この装置は温度影響を押さえるためにある程度高い周波数を用いるので,空気中の水蒸気の影響を受けやすいという問題点があり,雨量が 1mm/hour 以上になると推定精度が非常に悪くなると言われていた．しかしながら,現在日本が米国およびブラジルと共同で運用を行っている衛星 Aqua に搭載のマイクロ放射計 AMSR-E は過去最大級のアンテナを持ち,かなりの精度向上が図られたようである．
このようにマイクロ波散乱計,マイクロ波放射計共に精度についてはさらに検討の余地があるが,人工衛星によって計測したグローバルな海上風の分布を入力とすることで波浪推算･追算の推定精度向上が期待されている．取り組みは既に始まっており,2004 年の 11 月からは気象庁の数値天気予報の入力の一部にマイクロ放射計 AMSR-E のデータが定常的に活用されている．
この結果,予測精度が大きく改善されたことが報告されている．

図 2.2.1.5

SeaWinds（マイクロ波散乱計）による計測例

2.2.1.5 波浪推算/追算データ
上述の観測データの他に，数値計算を用いた波浪推算及び波浪追算に基づくデータがある．
波浪推算は基準時よりも先の波浪を予測すること，波浪追算は基準時の気圧分布や風速分布か
ら以前の波浪を計算することである．気象予測及び予報のための数値解析技術が進歩を続けており，この解析の途上で出力される波浪データの活用が進んでいる．いまや，世界の主要な気9象庁等では，気象予報のために波浪推算を標準的に活用している．解析に用いるための数値モ
デルは，国際的にベンチマークを行った上で活用している 13)14)．現在は，国際共通規格である第 3 世代の全球波浪推算モデル（WAM Cycle4）を使用し，以下のような条件で波浪推算及び波浪追算を行うことができる 15)．図 2.2.1.7 及び図 2.2.1.8 には，波浪追算により求めた波
高分布及び風速分布の例を示す．
・時間間隔：1 時間
・格子間隔：0.5 度（約 50km）
・計算範囲：E0.0°～E355.5°，S70.0°～N 70.0°
・要 素：有義波高，周期，波向，風向，風速（海面上 10m 高度）

図 2.2.1.6

波浪推算に用いるメッシュ

精度については，WAM Cycle4 による波高の精度検証 15)においては，0.5m から 2.0m 程度のバラツキがあるとされている．また，波周期に関しては，波高ほど包括的に検証された事例は多くないが，WAM Cycle4 についての波周期の精度検証 15)においては，0.5 から 2.0 秒程度の誤差がある事が分かっている．また，いくつかの検証例では，風が殆ど吹いていない海象に別の場所で発生した長いうねりが減衰せずに伝播することにより当該海域の平均波周期に影響を及ぼす等，推算モデルによる特徴（くせ）があることが知られている 16)．
また，大波高が発生するような小さい確率を適切に評価するためには,統計を構成するデー
タの統計期間を延長する必要がある．しかしながら,同一の計測手法で 50 年や 100 年といった十分長い期間,荒天時の波浪も含めて計測を行うのは容易ではない．そのため,過去の高波を引き起こしたとされる台風や低気圧の計測データをもとに波浪追算を行い,計測データと置き換えることで統計期間の延長を図ることも行われている 17)．米国や欧州では,このようにして作10

成された波浪頻度表が安全基準の検討や設計に活用されている．このようにして求めた 10m を超の大波高の発現頻度はそれぞれの波浪データにより大きく異なることがわかっている 17)．
計測期間,位置,手段,データの処理方法など多くの要因が考えられるため,現状では,優劣などの結論を出すことはできない．装置による計測については，最も精度が高いとされるブイでも波高 10m を越える波の信頼性は十分に確認されているわけではない．今後より長期間のデー
タの蓄積を待って再評価されるべきである．このためには，計測装置や数値モデルの高精度化も不可欠であるが，これらの相互比較と検証による波浪観測データの信頼性の一層の向上も必要となる．
後に本原稿を執筆するにあたり,図面等の使用を快く承諾くださった,気象庁気候・海洋気象部,米国国立データブイセンタ,宇宙航空研究開発機構地球観測利用推進センターの関係各位に紙面をお借りして改めてお礼を申し上げます．

図 2.2.1.7

世界の平均波高の分布 (冬季（12 月～2 月）10 年間).

図 2.2.1.8

世界の平均風速の分布 (冬季（12 月～2 月）10 年間).

11

参考文献
1) 日本造船学会運動性能研究委員会：波浪評価検討専門委員会報告「船舶海洋工学における波浪情報の諸問題」,日本造船学会,1998
2) Hogben, N., et. al. : Global Wave Statistics, British Maritime Technology Ltd.,19853) 磯崎一郎： 波浪概論－解析と推算,日本気象協会,1988
4)桑島進他：北太平洋のうねり計測特性,日本航海学会論文集,第 98 号,pp.167-175,1998
5) 高石敬 史他：船載式出会波浪計の性能について,船舶技術研究所報告第 13 巻,第４号,pp.151-166,1976
6) 安田明生他：マイクロ波を用いた舶用簡易波高計の開発,日本航海学会論文集,第 66号,pp.31-38,1982
7)平山次清他：実海域における船舶性能に関するシンポジウム 第 6 章遭遇波浪のリアルタイ
ム把握法と最新の成果,日本造船学会,pp74-96,2003
8) Dobsin, E. et. al.: Validation of GEOSAT Altimeter-Derived Wind Speed andSignificant Wave Heights Using Buoy Data, Journal of Geophysical Research, vol.92,
19879) Ogawa, Y. et. al.: Study for the Statistical Characteristics of Wave Height
Measurement by an altimeter Loaded on Satellite, 4th International Conference on
Remote Sensing for Marine and Coastal Environments, 199610) 資源計測解析センター：合成開口レーダー(SAR),1992
11) 小林智尚,若宮 酉：リモートセンシングデータを用いた方向スペクトルの推定,海岸工学
論文集,40 巻,1993
12) Guillaume,A., Mognard,M. : A New Method for the Validation of Altimeter-Derived
Sea State Parameters with Results from Wind and Wave Models, Journal of GeophysicalResearch vol.97, 1992
13）The SWAMP group, 1985, “Ocean wave modelling”, Plenum Press.
14）Japan Weather Association, 1993, “Research and development of the ocean-waves
prediction model and waves information service system by means of a sphericalsurface coordinate system”.
15) 宇都宮好博 他：波浪推算データベースの再構築及び活用について ,土木学会論文集 B3（海洋開発）,Vol.68, No.2, 201216) Ogawa, Y. et. al.: A Study for the Effect of Correlation between Winds and Waveson the Capsizing Probability under Dead Ship Condition, 10th International
Conference on Stability of Ships and Ocean Vehicles(STAB2009),2009.
17) Bales, S.: Development and application of a deep water hindcast wave and windclimatology, International Symposium on Wave and Wind Climate Worldwide, 198412

2.2.2 海象と減速・進路変更の実際
波浪中の船舶に加わる荷重推定・評価においては，船がどのような速度で，どの航路を取り，そのような操船をされているかという船の運航状態が大きな影響を及ぼす．これらの影響を把握するため，実際の船を運航されていた船長をお招きし，事前に各委員から募った質問内容にもとづき，実際の船舶の運航や操船について討議を行った．この討議の具体的な内容は付録A1に示すが，これらにより，実際の船舶がどのように運航されているのかを把握することができた．
2.2.3 ウェザールーティングの現状について（東京海洋大学大学院海洋科学技術研究科 海洋工学系海事システム工学部門
情報システム工学講座 准教授 田丸人意 先生）
ある船舶がサンフランシスコ沖から東京へ向かおうとしている．この船舶にとって図2.2.3.1 に示すように点線で示した大圏を航行する航路（大圏航路）が最も短い航路となる．
しかしカムチャッカ半島沖に発達した低気圧が存在し東へ進んでくることが予想される場合，
大圏航路を航行すると荒天域に入ってしまう．低気圧の北側を追い風・追い波の状態で航行す
るか，距離が長くても低気圧の南側を航行すれば安全に，条件によっては航海時間を短くもし
くは燃料消費量の削減が可能である．
このように船舶が大洋を航行中，低気圧の発生している海域を航行する場合は，それらに伴う強風や波による船体同様の低下，海水打ち込みによる船速低下，危険現象を避けるため，自然環境を考慮した，最も安全で経済的な航路を航行する必要がある．そのための航路選定技術
をウェザールーティング（Weather Routing；以後 WR と略す）と呼んでいる．ウェザールーテ
ィングはハード的な改良の必要がなく従来船にも適用可能な方法の一つである．

図 2.2.3.1

荒天域を避ける航路の選定

2.2.3.1 WR を行う為の技術要素
WR の定義は，「航海中の風や波，海流，流氷・氷山などをできるだけ正確に予測し，波浪中
における船の速力性能および船体動揺とそれに伴う危険現象を考慮して，最適な航路を決定する技術」となる 1)．ここで言う“最適な航路”とは，普通，設定された評価指標を最小にする
航路のことで，評価としては(1) 航海時間を最小にする航路

13(2) 燃料消費量を最小にする航路(3) 船体動揺を最小にする航路(4) 上記組み合わせによる航路があげられる．どの評価を用いるかは船毎の運航形態や海域によって異なるが，WR に必要となる技術要素は，気象・海象予測，船体運動の推定，最適航路選定方法に分けられる 2)．以下に各技術要素について述べる．
2.2.3.1.1 気象・海象予測
WR を行うためにはまず航海の全期間における対象海域の気象・海象の予測データが必要となる．
船舶運航に大きな影響を与える外乱として，風，波，海流があげられるが，WR を行う為には，
航海期間におけるこれら情報の正確な予測を行う必要がある．これらをまとめて気象・海象予測と呼ばれ，現在，主要国において様々なデータを統一して扱われている．値はそれぞれの項
目毎に GPV(Grid Point Value)として与えられている．沿岸域などではさらに細かいデータが得られる場合もある．例えば海上風の値については，数値気象予報モデルの出力として，10日程度先まで毎日予測されているものもある．ただし，予報期間が長くなるにつれて，その予報精度は低下する．波については，海上風をスペクトル法による数値波浪予報モデルへの入力とすれば，海上風と同じ期間について予測できる．ただし海上風と同様，予報期間が長くなる
につれて予報精度は低下する．海流は，最近になり地球規模で海洋循環や気候変動を予測することを目的に，人工衛星，ブイ，ARGO フロートなどの海洋観測データを大気海洋結合モデルに同化し，モデルの高度化を図る GODAE(全球海洋データ同化実験：Global Ocean Data
Assimilation Experiment)プロジェクトが国際的に進められ，それに伴い海流予測が開始された．
2.2.3.1.2 船体運動の推定
次に対象とする船舶が風や波によりどれだけ速力が低下しエンジン出力が変化するか推定す
る．
速力については船体に働く全抵抗（平水中抵抗風圧抵抗および波による抵抗増加の総和）とプロペラ推力が平衡する速力として波浪中での速力を推定することが出来る．これらは実際のログブックに記載されている内容（表 2.2.3.1 参照）を統計的に解析して波浪中からの船速を予測している．

出入港記事
機関の使用
変針
荷役
船内作業
操練

表 2.2.3.1 ログブック 記入項目
事故
4 時間毎の天候，海象，ログ
時刻改正
燃料・清水の補給
毎時の針路，ログ（対水）と OG（対地）スピード
その他

近年では航海情報記録装置 VDR(Voyage Data Recorder）から簡単に長期間の詳細な航行デー
タ（表 2.2.3.2 参照）が取得可能である．（本来，VDR は船位や動静，船舶の制御に関わるデータや音声情報，レーダ画面情報などを記録装置に蓄積し，不慮の海難事故等の発生原因を調査する目的に利用される．）

14

表 2.2.3.2
日付と時刻
船位と関連データ
船速，船首方位，水深，加速度，風速/風向主警報

VDR 記録項目
舵角，主機 指令/応答
船体閉口
VHF 通信音声
レーダ画面・ARPA 情報

図 2.2.3.2 は，説明のために作成した任意船舶の波浪中速力曲線図を示す．航行データから船体に受けた波向きと波高，その時の速度をプロットしていく．図には船首（0°）と船首から 30°の向きから受けた波高とその時の速度を基にプロットしている．（ここでは○印と△印で示している．実際には 0～180°まで求められる．）この値から波向きごとに波高に対する速力曲線を求めておく．
加えて最適航路シミュレーションにおいて，ある設定針路で航行中に，船体応答運動やそれに伴う船首海水打ち込みやスラミング等の発生確率が限界値を越える場合には，それらが限界値以下となるまでプロペラ回転数を下げて船速を落とす必要がある．図２の破線はプロペラ回
転数を下げて航行しなければならない限界値を示している．

図 2.2.3.2 波浪中における速力曲線概念図
ログブック等から得ることが難しいエンジン出力は，プロペラ回転数と船速の関数として予測することができる．プロペラ回転数を一定とすると，波や風により船速が低下するほどエンジン出力は増加する．単位時間あたりの燃料消費量はエンジン出力に比例するので，WR のシ
ミュレーションでは航海中の時々刻々のエンジン出力を予測し，目的地までの総燃料消費量を計算することができる．
2.2.3.1.3 最適航路選定の手法
気象・海象予測と波浪中の船体運動の推定ができれば，これらの値から最適航路を求めることが出来る．ここでは等時間曲線法について紹介する．
等時間曲線（Isochrone）とは，出発地から一定時間後に到着し得る領域の外側境界であり，それらを逐次求めて最短時間航路を決定する方法を等時間曲線法という．

15

図 2.2.3.3 に等時間曲線を求める方法を示す．出発地から到着地に向け任意の針路に向け航行させる．この時間の気象海象と速力曲線から速力を求め時間 t1 で到達できる位置を求める．
次に t1 から t2 の時間で到達できる位置を求める（t1 を求めたときと同様の処理）．ただし扱う位置が多くなるため，サブセクターを設置し各サブセクター内で出発地から最も遠くまで到達できた位置のみを残す．この位置の集合が t2 の等時間曲線となる．この等時間曲線を求める処理を目的地に向けて繰り返す．

図 2.2.3.3

等時間曲線の求め方

図 2.2.3.4 に示す通り，目的地付近まで求める．等時間曲線の各位置にはひとつ前の等時間曲線のどの位置から来たのか記録されているため，各点に到達する航路を求めることができる．
図 2.2.3.3-2 には最終時間曲線の各位置から出発地まで結んだ線を示す．最終等時間曲線の各点から目的地までの航行時間を求め，出発地から目的地までの航海時間が最も短い航路の選定ができる．（図では出発地から目的地まで結んだ太線となる）

図 2.2.3.4

等時間曲線法による最適航路の決定例

16

等時間曲線法を応用して最小燃料消費航路を計算することができる．実施例としては次の通りである．
(1) 航海時間を指定し，適当なプロペラ回転数を設定する．
(2) 航海中のプロペラ回転数を一定とし，等時間曲線法を用いて，最短時間航路とその航海時間を求める．
(3) その航海時間が指定した航海時間に近づくように，プロペラ回転数を修正して（２）を繰り返しおこなう．
(4) 定航海時間で目的地に到達できる最短時間航路を選定する．その航路を最小燃料消費航路とする．
2.2.3.2 最適航路の評価得られた最適航路は，基準となる航路（大圏航路，航路誌等に記載されている推薦航路等）との比較検討が可能であり（速力変化，燃料消費量，船体にかかる荷重等），長期間の気象・海象予測データがあるのなら，出発時刻を変えて最適航路を求めることでその海域を航行する
船舶の運航性能について評価することができる．図 2.2.3.2 に示した速力性能曲線の検証や限界値の設定を変えた船舶の評価を行う．
参考文献
1) ウェザー・ルーティング研究グループ， ウェザー・ルーティング－気象情報に基づく最適航法－，成山堂書店(1992)
2) 庄司るり，髙嶋恭子，ウェザールーティングの考え方，日本マリンエンジニアリング学会誌第 43 巻，第 6 号 (2008)17

2.3 弾性振動が船体疲労強度・最終強度に与える影響
2.3.1 疲労損傷の定義とその評価
近年，船体構造に関する様々な損傷事例が報告され，IMO 基準や船級協会規則等と関連して種々の議論が行われているが，P35「船体構造強度評価のための荷重推定手法の高度化に関する研究委員会」において，そもそも損傷に対する考え方がそれぞれの立場で異なっているのではないか，という疑問が発せられた．
このため，委員会では初めに疲労損傷の定義について討論し，考察した．ここでは，様々な意見が交わされたものの定義は必ずしも十分明確なものとはならなかった．しかしながら，今後の更なる検討を補助する観点から，以下のとおり当該委員会内での質疑応答の形で備忘録的に記録することとした．
1) どの程度の大きさのき裂が発生したら，それを損傷とするのか？
設計では，疲労亀裂の発生が無いことを前提として，基本的に，目視検査で発見できる大きさの疲労亀裂発生を疲労損傷とする．
2) き裂を発見した場合，それにどう対処すべきものなのか？
疲労亀裂は，発見した時点で原則的に補修する．
3) き裂発生が重要なのか，それともある大きさのき裂がその後どのように成長するかが重要なのか？
疲労亀裂発生が重要である．基本的には，疲労亀裂の成長伝搬は考慮しない．また，破壊力学的手法を用いれば，き裂伝播が推定できる．疲労亀裂発生伝搬を想定して，船殻側に亀裂が行かないような部材設計を研究しているところもあるが，まだ実用段階ではない．
4) 実際の船舶における疲労損傷を推定するための実験や解析では，どのようなことが分かればよいのか？
船殻での疲労亀裂発生個所は，構造的な応力集中部に溶接継手のローカルな応力集中のある個所が多いため，船殻構造上，ある程度疲労亀裂が発生し易い場所が有り，検査員は注意している．また， Upper Deck の Hatch Coaming 部の Upper Deck 部材(母材)に，またビルジホッ
パーナックル部等には疲労亀裂が発生し易い．
船殻の疲労亀裂発生には，構造的な応力集中と溶接部のローカルな応力集中，および溶接欠
陥(アンダーカット等)が関係しているので，船殻の構造設計の観点からは，構造的な応力集中が重要となる．
現在，FEM 解析により船舶の概略的な応力分布は分かるようになってきたが，疲労亀裂の発生に関係する非常にローカルな応力分布(溶接残留応力，溶接部形状による応力分布等)や波浪等による繰返し応力は，必ずしも十分明確に把握できる段階にはない．非常にローカルな応力解析，溶接部特有の形状による応力分布や残留応力の解析，波浪によるローカルな繰返し応力の解析等々，応力分野でも解決すべき課題は多くある．
疲労試験は，一軸繰返し応力での鋼材溶接部試験片の試験であるが，実船の疲労亀裂は応力の多軸性や局部の応力分布，残留応力の影響等も考慮する必要があるため，技術的に克服すべき点が多く残されている．

18

2.3.2 レインフロー法
2.3.2.1 はじめに
Rainflow カウント法については，複数の出版物でプログラミングそのものが紹介されているため，これらを直接利用することが多いが，計算結果にバラツキが見られることも指摘されている．
ここでは，以下に記す二種類のカウントプログラムを用いてサイクル数計数を実施し，計算結果の相違をチェックした．
1)
2)

GAC rainflow プログラム（ASTM 準拠）「統計工学ハンドブック」（培風館，p.663～671）に示されたプログラム

比較に用いた荷重履歴は本研究委員会にてベンチマーク用波形として設定したものであり，
荷重波形を図 2.3.2.1 に示す．

Load

100

0

−100
0

500

1000

Number of cycles: N[cycles]

図 2.3.2.1

Example of loading history

2.3.2.2 計測結果の比較
上記の荷重履歴を 2 つのプログラムを用いて計測した結果，GAC プログラムにより計数されたレンジペア数が 715，統計工学 HB プログラムによる結果が 717 となり,2 つのプログラムで差異が生じた．
別途取得されている，重畳応力履歴条件下における疲労試験入力応力履歴（Gotoh et al.
Proceedings Hydroelasticity 2012）2 例を対象にサイクル数計数を実施した結果，両者のプ
ログラムの結果には差異は見られなかった．
計数結果に違いが生じた理由について調査したところ，GAC プログラムのみで計測された(Range, Mean)=(171 MPa, 10 MPa)のレンジペアデータは半波 2 つの組み合わせによりレンジ
ペアとしてカウントされていたことから，半波抽出の取り扱い手法が両プログラムで異なることが理由と推察される．
しかしながら，計数差が大きい訳ではないため，長期間の載荷履歴を評価する場合には D 値
計算に及ぼす影響は小さいと考えられる．すなわち，海外の研究で whipping などの弾性振動を考慮することで D 値が異常に大きくなること指摘されていることの原因として Rainflow 法のサイクルカウント手法そのものに原因があるとは考えにくい．

19

一方，レインフローカウントを実施する前に，解析を行う時系列にフィルターをかけ，波浪成
分及び曲げ振動成分の抽出を行う．このフィルターには，機械ノイズ等のノイズ除去も含まれている．波浪成分と曲げ振動成分を切り分けるためのフィルターの設定によって，解析結果が変わる可能性がある．そのため，解析結果を見ながらフィルターの設定を行っている．そして，
フィルターを決定した後，レインフローカウントを実施する．
フィルターの影響を調査するために，実船計測を行ったコンテナ船の応力データに対して，ノイズ除去フィルター（Remove Noise），ローパスフィルター（LPF），そしてハイパスフィ
ルター（HPF）の 3 つのフィルターをかけ，それぞれのレインフローカウントの結果について比較を行った．表 2.3.2.1 に各フィルターの設定値を示す．表中の Range Min はフィルターの下限値，Range Max はフィルターの上限値をそれぞれ表している．ローパスフィルターとハイパスフィルターの値は，本船の 2 節の固有振動数に基づいて設定した．図 2.3.2.2 から図
2.3.2.4 に計測値そのものとフィルターをかけた後の応力の時系列を示している．図 2.3.2.5から図 2.3.2.7 にそれぞれの時系列にレインフローカウントを行った結果を示している．ヒス
トグラム及び時系列において，赤は計測生値，橙はノイズ除去フィルター，青はローパスフィ
ルター，緑はハイパスフィルターの結果を示している．

表 2.3.2.1：フィルターの詳細
Filter
No filter
Remove noise
LPF
HPF

Range Min [Hz]
－
0.01
－
0.5

Range Max [Hz]
－
1.5
0.5
－

図 2.3.2.3 の時系列を見るとノイズ除去フィルターによる変化はほとんど小さいことが分かるが，図 2.3.2.6 の応力カウントの結果を見ると，応力レンジが 20～30[MPa]の範囲でカウン
ト数の異なることが分かる．また，図 2.3.2.4 よりローパスフィルター及びハイパスフィルタ
ーによって波浪成分と振動成分が分離できていることが確認できる．図 2.3.2.7 より応力カウントの結果がローパスフィルターとハイパスフィルターとで大きく異なっていることが確認できる．ハイパスフィルターをかけた場合，振動成分を抽出しているので，応力の総カウント数も増えていることが分かる．一方，ローパスフィルターは低周波数の波浪成分を抽出している
ので，応力の総カウント数が減っているのが分かる．応力カウントの結果が疲労被害度の評価に直接影響するので，フィルターの設定方法について今後検討していく必要があると考えられ
る．

20

図 2.3.2.2 応力の時系列データ

図 2.3.2.3応力の時系列データの比較（生データとノイズ除去データ）

図 2.3.2.4 応力の時系列データの比較（ローパスフィルタとハイパスフィルタ）21図 2.3.2.5 応力カウントの結果

図 2.3.2.6 応力カウントの比較（生データとノイズ除去データ）

図 2.3.2.7

応力カウントの比較（ローパスフィルタとハイパスフィルタ）22

2.3.3 高周波数振動成文が船体疲労強度に及ぼす影響の評価法（後藤委員）
以下の文献調査の結果において詳細を示すが，複数周波数成分を有する重畳応力条件下における疲労き裂伝播挙動解析手法として，疲労き裂の進展に有効な負荷履歴を抽出する手法を提案し，疲労き裂伝播試験結果と比較することで，同手法の妥当性を検証した．ただし，添付論文の研究は平均応力一定の負荷履歴問題に限定されているため，平均応力変動が生じる場合での適用性の検証が必要である．また，表面・埋没き裂が重畳応力を受ける場合や溶接継手を対象とした問題に対する定量的な適用妥当性検証も必要である．
一方，船殻の耐疲労設計実務の観点に立つと，線形累積損傷則の適用を可能とすることも必要であるため，本研究で提案した手法を活用し，種々の設定海象・載荷条件及び whipping 等の高周波振動に起因する応力変動の発現状況を考慮した数値シミュレーションを積み重ねることで，疲労被害度に対する適切な安全率の設定，荷重履歴モデルや簡便な有効荷重履歴または頻度の抽出手法を検討することも重要な将来課題である．
2.3.3.1 文献調査の概要
Fricke らは，船体の疲労損傷に及ぼす Whipping 等の弾性振動が波浪変動外力に重畳する場合の影響を考慮する手法について，一定の高次成分が重畳した応力変動履歴条件下での疲労試
験と高次成分の重畳が無い場合の結果との比較や，Panamax コンテナ船で実測された応力変動
測定結果も考慮しつつ，S-N 曲線と線形累積損傷則を適用して疲労強度評価を行うための，重畳応力履歴の取り扱い手法を提案している．
一方，Hodapp らは，破壊力学的アプローチにより疲労亀裂成長履歴を推定することの重要性を指摘している．

［文献調査報告 1］
著者： Fricke, W. and Paetzold, H.
題名： Experimental Investigations of the Effect of Whipping Stresses on the Fatigue
Life of Ships
出典： Proceedings of IMDC 2012, pp.465-470.
船体の疲労損傷に及ぼす，振動（Whipping 等）に起因する，波浪変動外力に付加する高次応力成分の影響について検討するため，一定の高次成分が重畳した応力変動履歴条件下における疲労試験を実施し，高次成分の重畳が無い場合の結果と比較された．
・ 試験片は荷重非伝達型すみ肉溶接継手である．
・ 高次重畳応力成分の振幅は，低次成分のそれの 50%及び 100%の 2 ケース．波浪外力成分（低周波）と振動成分（高周波）の周波数比は 1:9 である．
・ 疲労試験結果の整理に用いられた応力範囲は，低次成分＋高次成分の値である．
また，振動成分が重畳した場合の疲労寿命を Miner 則と同一試験片（高次成分の重畳が無い場合）の S-N 曲線を用いて推定した．以上の検討結果より，以下に述べる結論が示された．
・ レインフロー法による荷重変動のサイクル計数の結果として，振動成分はその応力振幅が波浪変動成分のそれよりも小さい場合，計数結果に及ぼす影響は小さい．
・ 疲労被害度 D の値は，高次成分振幅が低次成分の 50%の時が 1 であり，100%の時は 0.75 であり，S-N 曲線と線形累積損傷則による寿命予測は，比較的良好に機能している．

23

・ 振動成分の振幅が波浪変動成分のそれより大幅に小さい場合，低次成分と高次成分の最大及び最小応力を足し合わせた振幅変動（最大，最小を包絡する応力変動）を考え，残りの重畳
応力変動を無視するという簡便な取り扱いを行い，S-N 曲線と線形累積損傷則を適用すること
で疲労損傷を評価できる．
［文献調査報告］著者： Fricke, W. and Paetzold, H.
題名： Experimental Investigations on Fatigue Damage of Ship Structures Caused by
Whipping Stresses
出典： Proceedings of the PRADS 2013, pp.465-470.
［概要］
IMDC 2012 論文と同様の疲労試験について記述されている．
これに加えて，Panamax コンテナ船で実測された応力変動測定結果を基に，疲労損傷評価の検討法が述べられている．なお，実船計測結果では，low pass filter 処理により周波数
0.4Hz 以下の成分のみを抽出することで，波形変動成分と whipping 成分を分離している．
・ 実船計測結果にレインフロー法を適用して応力変動成分を抽出して S-N 曲線と線形累積損
傷則を適用した結果，whipping に起因する高次振動成分の参入により疲労被害度の数値が，これを無視する場合の 2.9 倍に達する．

・ 実測された応力変動を付与した疲労試験を実施した．また low pass filter 処理により周
波数 0.4Hz 以下の成分のみを抽出した応力変動を付与した疲労試験も実施した．データ整理に用いた応力範囲は，IMDC 2012 論文と同様に，付与された応力変動履歴の最大・最小を包絡する載荷履歴に対応したものである．

24

実測波形による疲労試験結果

Low pass filter 処理波形による疲労試験結果

・ 上述の疲労試験結果を分析し，Whipping 現象も考慮した簡単な疲労損傷評価法として，以下に記す手法を提案した．
1) Whipping 等により生じる，外力総和（波浪変動成分＋振動成分）の増加分を推定する．
2) 波浪変動成分の応力頻度分布最大値が，Whipping 等により生じた外力総和の最大値と一致するように，（修正係数を乗じて）頻度分布の各成分を修正する．
3) 線形累積損傷則を適用して，疲労被害度を計算する．（修正した頻度分布に応じた計算結果：下図中の緑線．）［文献調査報告］著者： Hodapp, D.P., Collette, M. D. and Troesch, A. W.
題名： Nonlinear Fatigue Crack Growth Predictions for Simple Specimens Subjected toTime-Dependent Ship Structural Loading Sequences.
出典： 2013 SNAME Transactions

25

［概要］
著者らは，S-N 曲線と線形累積損傷則を適用する従来の疲労強度評価手法では，疲労損傷
成長に及ぼす荷重履歴影響を定量的に評価できないとの立場から，疲労亀裂開閉口挙動を考慮した破壊力学的手法に基づく疲労寿命評価の優性を主張し，有限要素法（Abaqus をベースにユーザサブルーチン等を活用）を用いて疲労亀裂開閉口挙動を考慮できる亀裂成長シミュレー
ション手法を提示した．
このシミュレーションコードを用いて実船が遭遇する応力履歴下での疲労亀裂成長シミュレーションを実行し，載荷履歴に含まれる非線形性（波浪縦曲げ成分に重畳された Whipping 成分等）が疲労損傷に及ぼす影響は重要なものでないと，結論づけている．
しかしながら，船体がその生涯に受ける荷重履歴を変動荷重と言及しているが，嵐モデル（Tomita et al. , 2004）を荷重履歴として適用したシミュレーションを行っただけであり，Whipping のような複数周波数成分が重畳する荷重履歴に対する数値シミュレーション検討は行っていない．

26

2.3.4 船体構造部材の疲労強度評価のための”嵐”荷重モデルの高度化（大沢委員）
2.3.4.1 緒言
船体構造部材の疲労強度評価は船級協会規則の必須評価である．Palmgreen-Miner の累積疲労被害（CFD）則はこの評価で一般的に利用されている．近年，疲労強度評価に疲労き裂伝播解析を適用する場合が多くなってきている．これは，き裂伝播が船体構造の疲労寿命の変動をシ
ミュレーションすることができるためである．角ら 1)2)はき裂伝播解析ではランダム荷重下のき裂伝播遅延効果を適切にシミュレーションすることが大切であると報告した．き裂伝播解析による船体疲労強度評価の精度を高めるには，海洋波ランダム荷重下のき裂伝播遅延を適切に評価できる荷重時刻歴を発生させる必要がある．
多くの研究者が海象データに基づく海象時刻歴作成法を議論してきた．Tromans et al.3)は海洋構造物評価のための荒天の波と荷重の予測技術を提案した．Tromans et al.3)の方法は北海の個別波統計的特性を基に構築された．Soares et al.4)は最大波高の長期予測技術を提案した．これらのモデルは荒天海象の予測においてのみ有効で，平穏海象と荒天海象からなる海象時刻歴を作ることはできず，疲労強度評価において有効ではない．
冨田ら 5)6)7)は平穏海象と荒天海象で大波高が集中的に発現するとする嵐モデルを提案した．このモデルでは海象を平穏海象と嵐に分類し，平穏海象中の波高時刻歴を時間非依存のランダム波形で，嵐中の時刻歴を波高が単調に増大，減少する波形でモデル化した．以下で，嵐
プロファイルを，与えられた最大波高を示す嵐中の波高頻度分布と，最大波高と嵐発現頻度の関係からなる海象情報と定義する．各嵐中の波高頻度分布は，嵐を構成する個別波または短期海象の数と嵐中の最大波高から定める．冨田ら 5)6)7)の嵐プロファイルは北太平洋の個別波高
長期分布に基づいて決定された．冨田のモデルは（有義波高ではなく）個別波高の繰返しに基づいているため，耐航性理論と関連付けできない．
河邉 8)は有義波高の時刻歴に基づく修正嵐モデルを提案した．このモデルは耐航性理論と関連付けできる．河邉 8)のモデルでは，嵐プロファイルを一つの（平均化した）波浪頻度表から
試行錯誤的に決定する．このプロファイル決定には多大な工数を要する．大沢ら 9)は，海域毎に異なる波浪頻度表から決定した嵐プロファイルを用いて波高時刻歴を発生させると，常に単一の平均波浪頻度表から決定した嵐プロファイルを使用した場合より安全側のき裂伝播寿命推定値を与えると報告した．よって，海域・季節の変化に応じて嵐プロファイルを切替えることが望まれるが，そのためには多数の海域・季節に対して試行錯誤によらずの嵐プロファイルを決定する手法を開発する必要がある．
以下で，繰返し個別波高に基づく冨田ら 5)6)7)の嵐モデルを第 1 世代（1G）嵐モデルと，有義波高に基づく河邉 8)，大沢ら 9)のモデルを第 2 世代（2G）嵐モデルと呼ぶ．1G，2G モデルでは嵐持続時間が（北太平洋なら 3.5 日のまま）一定と近似した．実際には嵐持続時間は変動し，この影響で疲労寿命推定精度が悪化する可能性がある． 1G，2G モデルの嵐プロファイルは観測間隔 2 時間の GWS データから決定された．嵐プロファイルは元データの観測間隔により変化すると考えられる．近年では，さまざまな観測間隔の海象データを入手できる．これらを活用するためには，任意の元データ観測間隔に対応できる嵐プロファイル決定法を開発することが望まれる．
Fredhi et al.10)は，これらの問題を解決した第 3 世代（3G）嵐モデルを提案した．3G モデ
ルでは， 嵐プロファイル設定の完全に自動化，変動する嵐持続時間の考慮，任意の観測間隔をもつ海象データからのプロファイル決定が実現されている．
過去の嵐モデルに基づく疲労き裂伝播解析の多くは，嵐モデルに 1G モデルを使用していた．1G モデルでは最大波高で生じた伝播遅延が長期にわたり持続するのでき裂伝播解析で過27

大な遅延が計算される可能性がある．この問題への対策の要否は，1G モデルと 2G/3G モデルの双方で評価したき裂伝播寿命の統計量を比較することで判断できる．
本研究では北大西洋を航海するバルクキャリアを対象に 3G モデルを構築する．この 3G モデ
ルと応力長期分布が一致する 1G モデルを構築する．き裂結合力モデルによるき裂伝播解析を実施して，1G モデルと 3G モデルでき裂伝播寿命推定値の統計的性質がどのように変わるかを調べる．
2.3.4.2 嵐モデル
2.3.4.2.1 第 1 世代(1G)嵐モデル
冨田ら 5)6)7)が提唱した第 1 世代（1G）嵐モデルでは，嵐持続時間 d が 3.5 日で不変と近似した．各嵐は 48000 の個別波からなる（平均波周期が 6 秒であるため）．嵐を波高が単調に増大，減少する個別波形によってモデル化する．個別波高 h を 1m 毎に離散化する．嵐プロファ
イルを，各嵐中の h の頻度分布が Rayleigh 分布に従うとして定める．このモデルは個別波高に基づいているので耐航性理論と関連付けできない．これは，個別波高と波周期を関連付けできないためである．このため，1G モデルでは船体応力応答と海象の関係を正確に解析できな
い．また嵐プロファイルは試行錯誤的に決定する必要がある．
2.3.4.2.2 第 2 世代(2G)嵐モデル
以下で，Hw を有義波高，Tw を平均波周期，p(Hw)を Hw の長期確率密度分布であるとする．河邉 8)が提案した第 2 世代(2G)嵐モデルは，単調に増大，減少する Hw 時刻歴によってモデル化できる嵐である．Hw,max|storm が各嵐中の Hw の最大値であるとする．このモデルは，与えられた Hw に対して Tw が波浪頻度表を用いて決定できるので，耐航性理論と関連付けられる．河邉 8)は北太平洋全体で平均化した平均波浪頻度表から 2G 嵐プロファイルを決めた．Hw
を 1m 毎に離散化し，各嵐中の Hw の相対頻度が p(Hw)の裾野と相似になるように嵐プロファイ
ルを決定した．波浪統計は海域と季節で変化するが，き裂伝播に対するその影響は無視される．このモデルでは，船の全寿命を通じた Hw の頻度分布が p(Hw)に一致し，Hw,max|storm の増加に伴い嵐の発生頻度が減少するように嵐プロファイルを試行錯誤的に調整する必要がある．この調整には多大な工数を要し，作業者の相違により決定したプロファイルに相違が生じるという問題がある．
大沢ら 9)は，波浪統計が海域や季節に依存するということを考慮できるように河邉のモデルを改良した．各海域，季節で嵐プロファイルはその場所ごとの波浪頻度表を用いて決定する．大沢ら 9)は嵐中で Hw が時間に線形に増減するとモデル化した．これによって各嵐中の頻度分布は容易に定まるが，このままでは全寿命を通じた Hw の頻度分布と，Hw,max|storm と嵐発生頻度の関係を満足させることができないため，試行錯誤的な調整が必要になる．このため，多数の海域・季節の嵐プロファイルを決定するには多大な工数を要し，作業者により異なるプロファイルが得られるとの問題が生じる．
河邉 8)，大沢ら 9)とも，嵐プロファイルは観測間隔 2 時間の GWS データに基づいて決定した．また，嵐持続時間は 3.5 日で不変と近似した．
2.3.4.2.3 第 3 世代(3G)嵐モデル
第 3 世代(3G)嵐モデルは，Fredhi et al.10)によって提案された．3G モデルは，嵐プロファ
イルを試行錯誤なしで自動的に決定できる，嵐持続時間の変動が考慮できる，任意の観測間隔の海象データから嵐プロファイルを作成できる，といった特長を有する．
3G モデルの嵐プロファイルは以下の手順で決定する．

28

1) 嵐持続時間が一定値 d0 であると近似して 2G モデルと同様に仮の嵐プロファイルを決定する．プロファイルの決定方法は河邉 8)の手法に準ずるが，プロファイルを Fredhi et al.10)が開発した短期海象数自動調整ソフトウェアを用いることによって自動的に決定する．このソフトウェアでは，任意に指定した観測時間間隔および短期海象持続時間に対応したプロファイルの調整が自動的に行われる．
2) 海象データから航行海域の嵐持続時間の確率分布を決定する．仮プロファイルを使用して嵐を発生させる際に，嵐持続時間確率分布に従う乱数により変動する持続時間 dvar を決定し，
仮プロファイルの各 Hw 発生回数を dvar/d0 倍に変更して，変動持続時間に対応したプロファイ
ルとする．
2.3.4.3 海象データの分析
2.3.4.3.1 波浪頻度表作成
嵐 プ ロ フ ァ イ ル は 波 浪 頻 度 表 を 用 い て 決 定 す る ． 波 浪 頻 度 表 は ， 観 測 デ ー タ また は
hindcast データの海象(Hw と Tw)時刻歴から作成する．本研究では，海象データとして北太平
洋と北大西洋の日本気象協会（JWA）hindcast データを選んだ．北太平洋域は，北緯 30 度から 60 度，東経 110 度から西経 110 度であり（図 2.3.4.1(a)），北大西洋は，北緯 30 度から60 度，西経 80 度から東経 10 度である(図 2.3.4.1(b))．hindcast は 1994 年 7 月から 2009 年
6 月まで 6 時間間隔で計算された（2000 年 6 月から 2001 年 12 月までを除く）．
データ点間隔は経度，緯度方向に 5 度である．各データ点で季節毎に波浪頻度表を作成した．波浪頻度表から Hw と Tw の同時確率密度分布 p(Hw,Tw)を，Wan ら 11) が提案した式(2.3.4.3.1)により近似した．
p  H W , TW   p  H W  p TW | H W   ln T     2 W   T ,H ,p TW H W   exp     W W
2

2



(2.3.4.3.1)

2
 TW , H W  
2 TW   E ln TW  H W   ,  2  Var ln TW  H W  (a) Fictitious routes between Kobe to Portland.

(b) Fictitious routes between Boston to Rotterdam.
図 2.3.4.1 Fictitious routes in North pacific and North Atlantic Oceans.

29ここで p(Hw)は Hw の周辺確率密度で，p(Hw|Tw)は Hw が与えられた時の Tw の条件付き確率密度である．
2.3.4.3.2 Hw の長期超過確率
船の全寿命を通じた Hw の総平均を Hw,mean と，Hw の長期超過確率を Pex(Hw)と表す．Hw の累積確率分布 F(Hw)を JWA データの各データ点で計算する．図 2.3.4.2 は地点 1064 冬の F(Hw)のWeibull プロットである．Hw,mean =5.5m である．この図は ln(ln(1/(1F(HW)))と ln(HW)の関係が一直線では表せないことを示している．一方で Hw> Hw,mean では一直線の関係があると近似できる．Hw< Hw,mean の短期海象がき裂伝播に与える影響は小さいので，F(Hw)を Hw> Hw,mean
であるデータの Weibull プロットにより近似する．F(Hw)が決まれば Pex(Hw)が Pex＝1-F(Hw)が計算できる．
1.5

2.5

3.5

4.5

5.5

6.5

7.5

8.5

9.5

10.5

11.5

3
2

12.5

13.5

HW
1064 (40ºN 160ºE), Winter season

y = 1.89x - 2.96671

ln(ln(1/(1-F)))

0
-1
-2

H mean =5.5 m

-3
-4
-5
-6
2.603

2.442

2.351

2.251

2.14

2.015

1.872

1.705

1.504

1.253

0.916

0.405

図 2.3.4.2

2.526

ln (H W )-7

he Weibull plotting of F(HW) at point 1064 (40N 160E) in winter season.

2.3.4.3.3 嵐持続時間の変動
1G，2G 嵐モデルでは嵐持続時間 d が一定であると近似した．しかし，d は実際は大きく変動する．Boccoti12)は荒天海象の簡略化モデルとして等価三角嵐（ETS）を提案した．ETS 内ではHw が一定のしきい値未満にならないとモデル化される．この場合，嵐持続 d は ETS の継続時間として定義できる．Hw のしきい値は海域に依存する．冨田ら 5)6)7)は北太平洋と日本～ペルシャ湾航路を航行する船舶の遭遇海象データを解析することにより，嵐状態のしきい値を 2
Hw,mean に設定することを提案した．本研究も北太平洋航路を対象に含めるので，冨田ら 5)6)7)と同じく 2Hw,mean をしきい値に選択する．
d の統計的特性は hindcast の Hw 時刻歴の分析により決定できる．Hw 時刻歴は JWA
hindcast データを基に以下の手順に従って作成する．
i) 設計寿命，船速，航行経路，全寿命に対する各経路の，合計調査時間との比を決める．
ii) 航路と出港日時をランダムに選ぶ．
iii)海象データの観測間隔（IOB ）毎に，航海中の日時と船位を出発港からの航行距離を計算することによって決め，hindcast データから Hw を読み取って Hw 時刻歴に追加する．
iv) 航海が終了したら，乱数により次の航路を決めて，過程ⅲ)を繰り返す．

30

v) 過程ⅲ)，ⅳ)は船の寿命の終わりまで繰り返して初回試行の Hw 時刻歴を作成する．
vi) 指定した試行回数だけ過程ⅲ)～ⅴ)を反復し，指定個数の Hw 時刻歴を作成する．
本研究では図 2.3.4.1(b)の航路を考えて Hw 時刻歴を生成した．JWA hindcast データは1994 年から 2009 年まで用意されているので，全寿命は最長で 15 年に設定できる．このように生成した Hw 時刻歴を用いて，以下の手順で ETS 持続時間 d のデータを作成した．
a)

Hw 時刻歴から Hw>2Hw,mean が持続する期間(ETS)を列挙して，連番（j=1,2,3,….）をつける．
b) 第 j ETS 中の Hw の最大値を Hw,max(j)とおく．
c) 第 j ETS が始まる直前の Hw 極小値が発現した時刻を tB,j と，第 j ETS 終了直後の Hw 極
小値の発現時刻を tE,j とする．
d) 第 j ETS の持続時間 d(j)を tE,j-tB,j として決める．
手順 a)～c)の例を図 2.3.4.3 に示す．

9

H max,j8
7

H W (m)6
5tE,(j)

4
3

d, j

2

tB,(j)

1

hours

0
0

50

100

150

200

12
11
10
9
8
7
6
5
4
3
2
1
0

Average storm duration

5

300

350

North Atlantic Routes

North Pacific Routes

0250

Definition of equivalent triangular storm (ETS) and its duration.

10

15
H max,j (m)

20

25

30

Storm duration (days)

Storm duration (days)

図 2.3.4.3

13
12
11
10
9
8
7
6
5
4
3
2
1
0

Average (3.988 days) storm duration

3.5 days storm duration(a) North Pacific routes.
(b) North Atlantic routes.
図 2.3.4.4 Correlations between d,j and Hmax,j of HW histories for North Pacific andNorth Atlantic routes.
図 2.3.4.4 は d(j)と Hw,max(j)の関係を示している．図 2.3.4.5(a)(b)は北太平洋，北大西洋航路における d(j)の相対頻度分布を示している．図 2.3.4.4 は d(j)と Hw,max(j)との相関が弱いことを示している．よって，d は Hw,max(j) に依存せず単一の正規分布を用いて近似できると考え

31

0.35

0.35

0.3

0.3

0.25

0.25

Probability density

Probability density

る．この正規分布の平均 μ と分散 σ2 は，北太平洋航路で μ=3.398，σ2=1.446，北大西洋航路で μ=3.988，σ2=1.822 である．
回帰正規分布の確率密度関数も図 2.3.4.5 に示されており，回帰正規分布の確率密度関数と相対頻度が比較できる．この図は d を正規分布で近似することの妥当性を示している．
1G，2G モデルで仮定された d=3.5 日（北太平洋）は，本研究で hindcast データの分析で得た統計量と概ね一致する．以下の解析では，簡単のため海域によらず d の期待値が 3.5 日であると考える．

0.2
North Pacific JWA hindcast
Normal distribution
Average Storm duration
3.5 days storm duration

0.15
0.1

North Atlantic JWA hind-cast
Normal distribution
Average storm duration
3.5 days storm duration

0.2
0.15
0.1
0.05

0.05

0

0
1

2

3

4

5

6
7
8
9
Storm duration (days)

10

11

12

1

2

3

4

5
6
7
Storm duration (days)

8

9

10

11

(a) North Pacific routes.
(b) North Atlantic routes.
図 2.3.4.5 Relative frequency distributions and regressed normal distribution ofd,j for North Pacific and North Atlantic routes.
2.3.4.4 嵐プロファイル設定と応力時刻歴作成
2.3.4.4.1 一定嵐持続時間の嵐プロファイル（2G）
p(Hw)が Hw の長期確率密度分布とする．Hw を 1m 毎に離散化するので，p(Hw)はp(Hw)=F(Hw)-F(Hw-1)で計算できる．2G 嵐プロファイルは以下の手順により設定できる．
a)
b)
c)
d)

船の設計寿命を LD とする．LD は設計要求（たとえば 20,25,30 年）によってかわる．Hwの離散値は 1m ごとに考える．
IOB を海象データ観測時間間隔とする．IOB に対して，短期海象持続時間 (Hw が不変とみなす期間)を ISM とする．
嵐持続時間 d が 3.5 日で一定と仮定する．
船の全寿命を通じた短期海象の総数 Ntotal は(2.3.4.4.1）式で与えられ，各平穏状態，
嵐の短期海象の総数 Nss は(2.3.4.4.2)式で与えられる．
N total 
N SS 

e)

Int  LD  years   365  24 
I SM  hours Int  d  days   24 
I SM  hours ,(2.3.4.4.1).

(2.3.4.4.2)

p(Hw)は(2.3.4.3.1）式で与えられた p(Hw,Tw)の Hw に関する周辺確率分布として与えられ，Weibull 分布に従うとして次式で近似する． Weibull のパラメータは，波浪頻度
表の Hw> Hw,mean のデータから決定する．
k 1
k
kH 
  H  p  HW    W  exp   W   .
      

(2.3.4.4.3)

32

f)

g)

冨田ら 5)6)7)にならい 2Hw,mean が平穏海象中の Hw の最大値であるとする．Hw,max|storm により嵐をクラス分けする．Hw,max|storm は 2Hw,mean+1m から Hw,ext の値をとる．ここで Hw,ext
は船の全寿命で一度だけ発生する Hw で ， その発現確率は 1/Ntotal である．以下で，
Hw,max|storm=Hw,ext-i+1[m]である嵐クラスを第 i 嵐クラスと呼ぶ．Hw(i)storm がこの嵐クラス中の最大 Hw である．
船の全寿命中の有義波高が Hw である短期海象の数 N(Hw)は(2.3.4.4.4)式，(2.3.4.4.5)
式で与えられる．
N  H W,ext   1 ; Pex  H W,ext   1  F  H W,ext  

I SM  hours I  hours 1 OB
N total 365  24  LD  years  I SM  hours Pex  H W  1.0  Pex  H W   LD  years  365  24 ISM  hours 
N  H W   Int 
ISM  hours
I OB  hours h)(2.3.4.4.4)(2.3.4.4.5)

河邉 8)にならい，各嵐の Hw の頻度分布は p(Hw)の裾野と相似であると近似する．これ
により第 i 嵐クラス中の Hw 相対頻度が決まる（図 2.3.4.6）．式(2.3.4.4.5)で計算される短期海象数を整数化する際に生じる丸め誤差は後述の方法で補正する．一つの嵐中の Hw のレベル数 jend は式(2.3.4.4.6）で与えられる．ここで k は Weibull 分布の尺度
パラメータ，λ は形状パラメータである．

  

 ln  ln  N    ln 1ssjend  Int exp 
k





(2.3.4.4.6)





i)

n(i)を船の全寿命中の第 i 嵐クラス（i=1 は Hw,max|storm が全寿命中で最大になる嵐を表す）
発生回数とする．Hw,max|storm の全寿命を通じた最大値は Hw,ext である．船はクラス番号
i=1 の嵐に全寿命で１回だけ遭遇する．つまり n(1)=１である．2 番目に厳しい嵐の
Hw,max|storm は Hw,ext-1 である．Hw= Hw,ext-1 である短期海象の発生回数（Next-1 ）は(2.3.4.4.7）式で与えられる．
1(2.3.4.4.7)
N ext 1  Int  N total F  H W,ext   F  H W,ext  1  Int  N total Pex  H W,ext  1  n  





j)

Nss を各嵐中の短期海象の数，N*ext-1 を第 1 嵐クラス中の Hw= Hw,ext-1 である短期海象の数であるとする．一般に Next-1> N*ext-1 である．第 1 クラスで使われていない Hw= Hw,ext*(2)にな
1 である短期海象の数（Next-1- N ext-1 ）は，第 2 クラス嵐の全寿命中の発現数 nる．この手順を繰り返すことによって，すべてのクラスで嵐の数が決められる．一番低
い Hw,max|storm のクラス番号 i は iend=Int(Hw,ext-2 Hw,mean)である．船の全寿命を通じた嵐の総数 n(storm)は i=1 から iend までの n(i)の総数である．船の一生での平穏海象の数 n(calm)は(2.3.4.4.8）式で与えられる短期海象の総数から n(storm)を引くことによって決められ
る．

k)

n

storm n   , iend  Int  H W,ext  2 H W,mean  a 2  b 2
  iend
1n

calm 

ii

N totalstorm
 n 
N SS(2.3.4.4.8)

嵐漸増漸減波形は Hw=max(1.0,Hw,ext-i-jend+1)から始まる．i 番目嵐クラスの Hw,max|storm
が 2 Hw,mean+ jend より小さい時，嵐波形が始まる Hw（Hw=Hw,ext-i-jend+1）も 2Hw,mean よ

33

l)
m)

り小さくなる．
平穏海象での Hw の頻度分布 pcalm(Hw)は，嵐中で使用されなかった Hw<2Hw,mean である
短期海象の数の比率から決定する．
第 i クラス嵐中の Hw 個数は表 2.3.4.1 のように決められる．
P ex (H W ) 1.00E+00
p (H W )Weibull parameters:
k=1.483
=4.6

9.00E-01

F (H W )8.00E-01
7.00E-01

Weibull parameters:
k=1.483
=4.6

6.00E-01
5.00E-01
4.00E-01

P ex
Pex(Hw)
P(H
ex(H
W)W)
pp(Hw)(Hp (HW )W )
F(Hw)
F (H
F (H
W )W )

3.00E-01
2.00E-01
1.00E-01
1.00E-08
0

5

10

15

20

25

H W (m)(a) Comparison of tails of Pex(HW) and p(HW) of Weibull distribution with
=4.6 and k=1.483.
P ex(H W )Weibull parameters:
k=1.483
=4.6

f (H W )1(log scale)ff(Hw)(H W )

0.1

PPex(Hw)
ex (H W )0.01
Tail of Weibull distribution
0.001
0.00010.00001
0.000001
1

2

3

4

5

6

7

8

9

10

11

12

13

14

15

H W (m)(b) Pex(HW) and the tail of f(HW) for the case where HW follows the Weibull
distribution with =4.6 and k=1.483.
4.5
4f (H W )/P ex (H W )Rtail(Hw)p '(H W )/P ex(H W )3.5
30.79622.5

y = 0.26xca(H W )2
1.5
Weibull parameters:
k=1.483
=4.6

1
0.5
0
0

5

10

15

20

25

30

35

H W (m)

図 2.3.4.6(c) The relation between HW and f(HW)/Pex(HW).
Approximation of the tail of HW's long term probabilistic distribution.

34

表 2.3.4.1

Determination procedure of the i-th class 2G storm profile.
j
HW
Number of short seasjend
HW,ext-i-jend+1
trunc(0.5 Njend,i)jend-1
HW,ext-i-jend
trunc(0.5 Njend-1,i)⋮⋮⋮
2
HW,ext-i-1
trunc(0.5 N2,i)1
HW,ext-iN1,i=12
HW,ext-i-1
N2,itrunc(0.5 N2,i)⋮⋮⋮jend-1
HW,ext-i-jend
Njend-1,i -trunc(0.5 Njend-1,i)jend
HW,ext-i-jend+1
Njend,i -trunc(0.5 Njend,i)

上記の手順 h)中で述べた，短期海象数の整数化で生じる丸め誤差の補正方法を以下に示す．
Hw,max|storm が Hw,ext-i+1[m]であるとする．これは第 i 嵐クラスである．この嵐の短期海象の数は Nss である．j= Hw,max|storm, Hw,max|storm-1, Hw,max|storm-2, ...とおき，Nj,i が Hw=Hw,maxj+1=Hw,ext-i-j+2 となる短期海象の数であるとする．
Nj,i の近似値（Nj,i(0)）は以下の式で決められる．
 24  d  days
0
N1,i    Int 
Pex  H W,ext  i  1   1
IHr.
 OB  

 24  d  days00 
N 2,i    Int . Pex  H W,ext  i   N1,i    I OB  Hr.
 24  d  days000N3,i    Int . Pex  H W,ext  i  1  N1,i    N 2,i   IHr.
 OB  








 



M

(2.3.4.4.9)

Nj,i(0)の合計は Nss と等しくなければならない．しかし，この要求は丸め誤差のため必ずしも満足されない．
(2.3.4.4.9)式の Nj,i(0)は式(2.3.4.4.10)によって調整される．
0
N j , i  N j ,i    Int  Rtail  HW ,max  j  1   SS  Pex ( HW ,max  j  1)  ;

k 
 H

W ,max  j  1;
Rtail  HW ,max  j  1  





k
 H


W ,max  j  1 
Pex ( HW ,max  j  1)  exp  





(2.3.4.4.10);  SS  N SS   j  jend N j , i
1

0

35

Not modified(storm)Modified
5
4
3
2
1
0

0.001

n

(i)

16

15

14

13
H storm [m]

8

7

6

0.01

(i)

n /n

The relative frequency of storm classes

0.0001

H storm=15m, n

0.1

(2)

of 'Not modified' is 0 (zero)

1
17

16

15

14

13

12

11
10
H storm [m]95(a) Comparison of the occurrence probability derived from Eq. (2.3.4.4.9) and thatmodified by (2.3.4.4.10).
1064 (40ºN 160ºE)
0.6

JWA hind-cast
3G-storm; 6hrs
2G-storm; 6hrs
3G-storm; 2hrs
2G-storm; 2hrs

(storm)0.4(i)storm class n /nRelative frequency of

0.5

0.3
0.2
0.1
0
10.5

11.5

12.5

13.5
H

(i)

14.5

15.5

16.5

storm [m](b) Comparison of the determined occurrence probabilities for various short sea
durations and that derived from JWA's hindcast data.
図 2.3.4.7

Occurrence probability of storm classes (Data point 1064, 40N 160E).

ここで k は Weibull 分布の k は尺度パラメータ，λ は形状パラメータである．式(2.3.4.4.10)の右辺第 2 項が修正分であり，Rtail(Hw)と Pex(Hw)に関連している．Nj,i は p(Hw)の裾野に一致している．jend は式(2.3.4.4.7)によって決められる．式(2.3.4.4.10)により Nssと Nj,i(0)の総数の差が最小化される．
第 i 嵐クラスでは，表 2.3.4.1 に従って Hw 時刻歴が生成される．平穏海象中では pcalm(Hw)に従う乱数により Hw 時刻歴が生成される．
図 2.3.4.7(a)に第 1064 データ点 (40N 160E)嵐クラス発生確率（式(2.3.4.4.9)のプロフ
ァイルから得られる n(storm)に対する n(i)の比）を示す．図には，(2.3.4.4.10)式による調整を行わない場合と行った場合の双方の結果を示す．Hw,max|storm は 16m から 6m の範囲である．調節なしプロファイルでは n(i)/ n(storm)に振動が生じ，第 2 クラス嵐の発生数が零になるなど不自然なプロファイルになっている．一方，調節済プロファイルではこのような不自然さがなく，n(i)/ n(storm)は Hw,max|storm の減少につれて単調に増加している．
図 2.3.4.7(b)に，ISM=2 時間，6 時間の双方の場合について，式(2.3.4.4.10)の補正を行って決定した嵐クラス発生確率と，JWA hindcast データを 3.3 節に記載した方法で解析して得36

た嵐クラス発生頻度を比較した結果を示す．図では，ISM の設定によらず，本報告で提案した手法により，元海象データとほぼ一致する嵐発生頻度を有する波高時刻歴が得られることが示されている．
各嵐中の Hw 頻度分布が実海象と大幅に異なる場合に，このような一致が見られる蓋然性は低い．以上の結果は，本報告で提案する嵐プロファイル決定方法の有効性を示しているといえる．
2.3.4.4.2 嵐持続時間の変動するプロファイル（3G）
2.3.4.3 項と 2.3.4.4.2.1 項では，嵐持続時間が 3.5 日で不変と仮定して嵐プロファイルを決定した．この仮定は実現象と異なるので，本節に示す方法で第 3 世代（3G）嵐モデルのプロ
ファイル決定方法を示す．
まず，4.1 節に示した方法で，d=3.5 日を仮定して第 2 世代（2G）嵐モデルのプロファイル
n(i)，n(storm)，n(calm)，pcalm(Hw)，Nj,i を決定する．以下でこのプロファイルを「試行プロファイ
ル」と呼ぶ．試行プロファイルの Nj,i を Nj,i2G と表す．
変動する嵐持続時間を dvar と表す．dvar は 2.3.4.4.1 項に示した正規分布に従う乱数で発生させる．持続時間が dvar である嵐クラスの Nj,i を Nj,i3G と表す．Nj,i3G は Nj,i2G の時間軸を次式
により伸縮させることで決定する．
N

3G
j ,i

 N 2Gj ,i  dvar
N 2G
 Int j ,i   d j  1(2.3.4.4.11)

 j  1

3G 嵐モデルでは，表 2.3.4.1 の Nj,i の代りに(2.3.4.4.11)式の Nj,i3G を使用して短期海象時
刻歴を発生する．
2.3.4.4.3 応力時刻歴
応力時刻歴は大沢ら 9)と同じ方法で発生する．船の航行につれて積荷条件，海域（船位の直近データ点），季節が変わった時に，嵐プロファイルを新しい条件に対応した別のプロファイ
ルに切り替えて短期海象を発生させる．短期海象時刻歴の発生手順を以下に示す．
a)乱数を使用したルーレット選択により嵐・平穏海象の別を決める．嵐，平穏海象の発現
確率 Pstorm，Pcalm は次式で与える．
Pstorm 

b)
c)

d)

n
 stormnstorm

 calmn, Pcalm 

n

calm

 storm nn(2.3.4.4.12)

calm

平穏海象の場合，pcalm(Hw)に従う乱数を発生させる．
嵐の場合，乱数を使用したルーレット選択により嵐クラスを決める．第 i 嵐クラスの発現確率は n(storm)に対する n(i)の比として与える．第 i 嵐クラスでは，表 2.3.4. 1 に従って漸増漸減する Hw 時刻歴を発生させる．
Hw が決まったら，(2.3.4.3.1)式の条件付き確率を用いて，乱数を使用したルーレット
選択により平均波周期 Tw を決める．

以上により短期海象（Hw と Tw）が決定したら，以下の手順で個別波応力振幅 Sa の時刻歴を発生する．
i) 出会い角 χ を 30 度間隔の all-heading モデルで決定する．
ii) 耐航性解析と構造解析を行って対象構造部材の応力応答関数（RAO）を決定する．次章

37

の数値計算例では SR21913）が作成したバルクキャリア ロワースツール基部の RAO を使用する．
iii)（Hw と Tw）に対し次式の ISSC スペクトルにより波浪スペクトル S(・)を決定する．ω
は波の角周波数（rad/s），S(ω)は波スペクトル(m2s)である．
S  
H

2
w

4
4

 T 
 T  
 0.11  w   exp 0.44  w   2 
 2  

(2.3.4.4.13)iv) (2.3.4.4.13)式の S(・)に RAO を乗じて応力スペクトルを計算する．個別波応力振幅の時刻歴を，前記の応力スペクトルに対応した Rayleigh 分布に従う乱数列として発生す
る．
2.3.4.5 疲労き裂伝播解析
2.3.4.5.1 繰返し応力
北大西洋を航行するバルクキャリアのロワースツール基部ウェブ補強十字継手に発生した半楕円表面き裂のき裂伝播解析を 1G 嵐モデル，3G 嵐モデルの双方で実施する．き裂伝播寿命は
内底板（20mm）の貫通寿命で定義する．
2.3.4.3 項，2.3.4.4 項で説明した手続きにより，観測間隔 2 時間の JWA hindcast データを基に北大西洋航路上の各海域で 3G 嵐モデルプロファイルを決定する．波出会い角 χ は短期海
象が変わる毎に乱数で決定する．発生した個別波応力範囲 Sa の長期超過確率 Pex(Sa)を図
2.3.4.9 に示す．
嵐モデル世代の差が，き裂伝播挙動に及ぼす影響を調べるために，個別波応力範囲 Sa の長期分布が 3G 嵐モデルと一致する 1G 嵐モデルプロファイルを決定した．本章で作成した 1G 嵐
モデルでは波高から応力応答を計算する手続きは省略し，嵐中で応力範囲 Sa が漸増漸減する
Sa 時刻歴を直接生成した．これは，応力 RAO が χ および波長によらず一定と近似することに相当する．1G 嵐モデルプロファイルは，2.3.4.4.3 項の手順によって 3G 嵐モデルプロファイ
ルを用いて発生した Sa 時刻歴中の Sa 頻度分布を元データとして，冨田ら 5)6)7)と同じ手法（付録に記載）で決定した．

図 2.3.4.8 A Bulk Carrier's web-stiffened cruciform weld-joint at the bottom of alower stool and it locate on a cargo hold near amidship. A surface crack is assumed
detected in the weld joint.

38

2.3.4.5.2 疲労き裂伝播解析
疲労き裂伝播解析は，き裂結合力モデルに基づく FASTRAN II により実施する．FASTRAN II
では変動荷重下のき裂伝播の遅延・加速をシミュレーションできる．使用した FASTRAN II は
隅肉継手に生じた表面き裂の K 値を解析するための機能拡張が施されている．
以下で，半楕円表円き裂の半表面長さを a，深さを c と表す．き裂表面端の応力拡大係数 Ka と最深部の応力拡大係数 Kc は，次式で計算する．

図 2.3.4.9 Cumulative frequency of Sa of the simulated sequences based on 1G and 3G
storm models and the exceedance probability of Sa in which determined from thesource hind-cast data along North Atlantic route (図 2.3.4.1(b)).
K a  K s .M k . Fa , m  c, a, t  Sm  Fa ,b  c, a, t  Sb   a ,
Kc  K s .M k . Fc , m  c, a, t  Sm  Fc ,b  c, a, t  Sb   c 

(2.3.4.5.1)

ここで Sm は単位引張り応力，Sb は曲げ応力，Ks は応力集中係数，Mk は隅肉継手中半楕円き裂の修正係数，Fa,m はき裂口の，Fc,m は最深部の引張り応力に関する Newmann-Raju 修正係数
13)14)
であり，Fa,b，Fc,b は曲げ応力に関する修正係数である．Mk は WES2805-199715)により計算する．Ks は継手ホットスポット部応力と RAO の計算で評価した公称応力の比として与える．本研
究では SR21913)を参考に Ks=2.0 と設定した．初期き裂は寸法は a＝c=0.2mm の半楕円形とし
た．FASTRANII ではとした．平均応力は 50MPa で一定とした．これは FASTRAN II の計算エラーを防ぐためである．
き裂伝播速度は(2.3.4.5.2）式の修正 Paris-Elber 則によって算出する．







m 
m
da
 C  Ka,max  Ka,OP    Keff, th  

dN
,
m
m
dc
 C  Kc,max  Kc,OP    Keff, th  dN(2.3.4.5.2 ）ここで N は荷重サイクルの数で，最大荷重における Ka,max と Kc,max はき裂口とき裂の最深部での応力拡大係数である．Ka,op と Kc,op はき裂開口応力拡大係数であり，FASTRAN II の内部で，仮想き裂部分を有限個の完全塑性棒要素で近似するき裂結合力モデルによって計算される． C,m,ΔKeff,th は材料パラメータであり，SR21913)が残留応力が導入された中央貫通き裂試
験板を用いたき裂伝播試験により決定した表 2.3.4.2 に示す値を用いた．
5.1 節で生成した応力範囲・平均応力時刻歴に対して，以下の手順でき裂伝播解析を実施す
る．試行回数は 1G モデル，3G モデルとも 64 回とする．

39a) 応力範囲・平均応力時刻歴から現在負荷サイクルの最大応力，最小応力を計算する．
b) 現在のき裂寸法 a, c から(2.3.4.5.1)式によって Ka,max，Kc,max を計算する．
c) FASTRAN II により Ka,op と Kc,op を計算し，(2.3.4.5.2)式により長さ方向，深さ方向のき裂伝播速度 da/dN, dc/dN を計算する．
d) き裂寸法 a, c を更新し，c が内底板厚さ 20mm を超えた場合は計算を終了する．
表 2.3.4.2 Material parameters.
C (m/cycle)
1.45E-11m
2.75
1/2⊿Keff,th (MPa m )2.45
2.3.4.5.3 計算結果および考察
図 2.3.4.10 に，1G 嵐モデルと 3G 嵐モデルで計算したき裂伝播曲線の比較を示す．表
2.3.4.3 は 1G 嵐モデルと 3G 嵐モデルで計算したき裂伝播寿命の統計量（平均，標準偏差，変動係数）を，図 2.3.4.11 は伝播寿命の度数分布の比較を示す．これらの図表では以下が示されている．
a) 1G 嵐モデルの伝播寿命は 3G モデルの約 82%であり，3G モデルより短い．
b) 1G 嵐モデルではき裂伝播が長期にわたり停止する遅延が多数回生じるが，3G モデルでは遅延の程度が小さい．
c) 1G 嵐モデルの変動係数は 3G モデルの約 4 倍である．すなわち，1G 嵐モデルで計算すると過大なき裂伝播寿命のばらつきが計算される．
図 2.3.4.12 に，計算中に全寿命中の最大応力振幅（1G 嵐モデル，3G 嵐モデルとも約490MPa）が発生した前後の応力時刻歴を，1G 嵐モデル，3G 嵐モデルで比較した結果を示す．図では，3G 嵐モデルでは最大応力と同程度の大応力が嵐中に短い時間間隔で複数回発生する一方，1G 嵐モデルでは最大応力発生後は急激に応力振幅が減少し，次の嵐まで最大応力と同程度の大応力が作用しないことが示されている．
き裂伝播の加速遅延を考えると，1G 嵐モデルでは嵐中最大応力で生じたき裂伝播遅延が，き裂前方塑性域を抜けるまで解消されない一方，3G 嵐モデルでは嵐中最大応力と同程度の応力による加速が生じて短時間で遅延が解消すると推定される．これが，図 2.3.4.10 で 1G 嵐モ
デルの伝播曲線に明瞭な水平部分が多数生じた一方，3G 嵐モデルでは緩やかな減速しか計算されなかったことの理由であると考えられる．
以下で，1G 嵐モデルの嵐中最大応力を Sa,max|storm と表す．1G 嵐モデルでは Sa,max|strom が大きい嵐ほど遅延の持続時間が長くなる．一方，Sa,max|storm が大きいほど嵐発現確率は小さい．このため寿命の初期に偶然 Sa,max|storm が大きな嵐に遭遇すると長期間の伝播遅延が生じる．この場合，き裂長さが小さく Kmax が小さいので伝播の解消に要する時間が長くなる．一方，寿命の初期に Sa,max|storm が中程度以下の嵐にのみ遭遇すると長い遅延なしにき裂が成長し，その後にSa,max|storm が大きな嵐に遭遇しても Kmax が大きいので伝播の解消に要する時間は比較的短くなる．よって，1G 嵐モデルでは，寿命の初期に Sa,max|storm が大きな嵐に遭遇するか否かでき裂伝
播寿命が大幅に異なると考えられる．これが 1G 嵐モデルでき裂伝播寿命の変動係数が大きくなった原因であると考えられる．

40

1G storm
0.025

Crack depth (m)

0.02

0.015
0.01

0.005
Years

0
0

1

2

3

4

(a) Crack growth life of 1G storm model
3G storm; 2 hours
0.025

Crack depth (m)

0.02
0.015

0.01
0.005
Years

0
0

1

2

3

4

(b) Crack growth life of 3G storm model with IOB = 2 hours.
図 2.3.4.10 Crack growth determine from Sa sequences that its generate by using
various storm model.
表 2.3.4.3 The statistic data of crack growth life determined from Sa sequence inwhich the histories are generated by using 1G and 3G storm models.
1G storm
3G storm
Minimum
2.245
3.152
Maximum
3.707
3.570
Average2.778
3.405
Coefficient10.9 %
2.52 %
of Variance41図 2.3.4.11

The histogram of crack growth life of 1G and 3G storm model.

(a)1Gmodel(b)3Gmodel
図 2.3.4.12 The comparison of the Sa’s history in a storm.
2.3.4.6 結言
北大西洋を航海するバルクキャリアを対象に，海域・季節の別と嵐持続時間の変動を考慮できる短期海象ベースの第 3 世代(3G)嵐モデルを構築した．この 3G モデルと応力範囲の長期分
布が一致する個別波ベースの第 1 世代(1G)嵐モデルを構築した．これらの嵐モデルを用いてき裂結合力モデルによるき裂伝播解析を実施し，1G 嵐モデルと 3G 嵐モデルでき裂伝播寿命推定
値の統計的性質がどのように変わるかを調べた．本研究で得られた知見は以下のように要約できる．
(1) 1G 嵐モデルの伝播寿命は 3G 嵐モデルの約 82%であり 3G モデルより短い．
(2) 1G 嵐モデルではき裂伝播が長期にわたり停止する遅延が多数回生じるが，3G 嵐モデル
では遅延の程度が小さい．
(3) 1G 嵐モデルの変動係数は 3G 嵐モデルの約 4 倍である．すなわち，1G 嵐モデルで計算すると過大なき裂伝播寿命のばらつきが計算される．
(4) 応力時刻歴を調べた結果，3G 嵐モデルでは最大応力と同程度の大応力が嵐中に短い時間間隔で複数回発生する一方，1G 嵐モデルでは最大応力発生後は急激に応力振幅が減
少し次の嵐まで最大応力と同程度の大応力が作用しないことが分かった．これが，1G
嵐モデルではき裂伝播が長期にわたり停止する遅延が多数回生じるが 3G 嵐モデルでは遅延の程度が小さい原因であると考えられる．
(5) 1G 嵐モデルでは，寿命の初期に嵐中最大応力範囲が大きな嵐に遭遇するか否かでき裂
伝播寿命が大幅に異なる．これが 1G 嵐モデルでき裂伝播寿命の変動係数が大きくなっ42

た原因であると考えられる．
2.3.4.7 参考文献
1) Okawa T, Sumi Y (2008): A computational approach for fatigue crack propagation in
ship structures under random sequence of clustered loading, J Mar Scie Technol 13,
pp.416-427.
2) Sumi Y, Inoue T (2011): Multi-scale modeling of fatigue crack propagation applied
to random sequence of clustered loading, Marine Structures 24, pp.117-131.
3) P S Tromans, L Vanderschuren, “Response Based Design Conditions in the North Sea:
Application of a New Method”, Proceeding of OTC 7683 (1995).
4) C Guedes Soares, M G Scotto, Application of the r largest-order statistics forlong-term predictions of significant wave height, Coastal Engineering 51 (2004),
pp.387-394.
5) Y Tomita, K Hashimoto, N Osawa, K Terai, Y Wang, Study on fatigue design loads
for ships based on crack growth analysis, ASTM STP 1439, 1995.
6) Y Tomita, H Kawabe, T Fukuoka, Statistical characteristics of long-term waveinduced load for fatigue strength analysis for ships, proceeding of 6th PRADS, vol.
2 (1992), pp. 2792-2805.
7) Y Tomita, M Matoba, H Kawabe, Fatigue crack growth behaviour under random loading
model simulating real encountered wave condition, Marine Structure, Vol.8 (1995),
pp.407-422.
8) H Kawabe, Contribution of supposed wave condition on the long-term distributionof a wave-induced load, Journal of Marine Science and Technology, Vol. 6 (2002) pp.
135-147.
9) N Osawa, K Hashimoto, J Sawamura, A Rokutanda , Construction of the storm modelwith consideration to the sea area and the season, proceeding of 2nd PAAMES and AMEC,(2006).
10) Fredhi Agung Prasetyo, Naoki Osawa, Tomohei Kobayashi (2012), Study on
Preciseness of Load History Generation based on Storm model for fatigue assessmentof ship structures members, Proceeding of 22nd ISOPE conference, vol. IV, pp.709-715
11) S Wan, A Shinkai, The statistical characteristics of global wave data andappraisal for long-term prediction of ship response, Trans. The Society of Naval
Architects of Japan, Vol.90 (1995), (in Japanese).
12) P. Boccoti, Wave mechanics for Ocean Engineering, Elsevier Oceanography series,
Elsevier, 2000.
13) Panel SR219, Annual report of panel 219, The Shipuilding research Association ofJapan, (in Japanese) (1996).
14) Panel SR245, Annual report of panel 245, The Shipuilding research Association ofJapan, (in Japanese) (2001).
15) 溶接継手の脆性破壊発生及び疲労き裂進展に対する欠陥の評価方法，日本溶接協会，(1997)

43

2.3.5 衝撃荷重の下での船体桁の崩壊挙動（飯島委員）
ホイッピングなど船体構造の弾性振動は波浪荷重と重畳し，作用荷重の振幅を増幅させる．
IMO で議論されている GBS の Tier III 基準認証のレベルでは，船体構造基準が船体の弾性振動の強度に与える影響をどのように考慮するか(how the rules consider deformation or
vibration levels that may damage or impair the ship structure)？が一つの論点ともなっている．船体弾性振動の構造強度への影響と言ったとき，疲労強度だけでなく最終強度に関する検討も範囲に含まれるだろう．縦曲げ強度を論じる際に，これまでホイッピング荷重による最大値と波浪荷重による最大値を同列に扱うことが主流であったが，ホイッピング荷重の下での崩壊挙動と極限的な波浪荷重の下での崩壊挙動は本質的に全く異なる可能性がある．ホイッ
ピング荷重と波浪荷重によるそれぞれの極値が仮に同じ確率レベルであったとすれば，リスク=確率×影響であることを考慮したときに，影響の度合いは全く異なり，リスクも全く異なるということを意味している．そうだとすれば，ホイッピング荷重と波浪荷重を同列に扱うことはできないだろう．
本研究では，まず流体と構造の連成問題を塑性域まで考慮する，いわゆる流力弾塑性解析を提案し，極限的な波浪荷重の下での崩壊挙動の解析を行った．また，提案した流力弾塑性解析を検証するために，フルード則に従って強度を縮尺した縮尺模型を用いた実験を行い，流力弾塑性解析により崩壊挙動を定量的に追跡できることを確認した（Wada et. al, 2010，Iijima
et al. 2011）．さらに，流力弾塑性解析に用いるモデルの簡易化を行った上で解析解を導出
し，崩壊挙動に影響を及ぼす重要な物理パラメータを導出した(Xu et. al, 2012)．解析解は流力弾塑性解析で得られる結果を定性的・定量的によく説明する．崩壊の程度を増減させるパラメータとして，荷重の作用時間が特定された．これにより同じ荷重の大きさであれば，荷重作用時間が短い場合に崩壊挙動が小さい，ことが理論予想された．荷重作用時間が短い場合に崩壊の程度が小さい理由として，荷重が最終強度を超えている間に崩壊が進行すると考えるとき，衝撃的な荷重の下ではこの時間（崩壊時間）が短いために崩壊が進まないことが挙げられる．前出の縮尺模型に衝撃的な荷重を作用させる実験によって，このことを検証した(Iijima
et al., 2014)．
図 2.3.5.1 には Xu et al らが導出した解析解により理論予想された崩壊特性を示す．縦曲
げモーメントの振幅を一定とし，荷重の作用時間を様々に変化させたときの崩壊の程度の遷移を示している．荷重の作用時間はここでは，荷重時刻歴を正弦半波で示したときの円周波数に対応し，また崩壊の程度は船体中央で生成された塑性ヒンジの変形角としている．周波数
0.5rad/s 程度が 10s 前後の通常の波浪荷重に対応し，同 5rad/s 以上が 1s 前後のホイッピン
グなどの衝撃的荷重に相当している．この図によれば，同じ振幅の縦曲げモーメントを想定した場合，衝撃的な荷重の下での崩壊の程度は通常の波浪荷重の下での崩壊の程度に比べてはるかに小さいことを示している．
以上から，弾性振動が船体最終強度に与える影響に関して得られる結論として，(1) 縦曲げモーメントの大きさが一定の場合，ホイッピングなどの衝撃的な荷重の下での崩壊の程度は，通常の波浪荷重の下での崩壊の程度に比較して小さい．
(2) 衝撃的な荷重の下で崩壊量が小さな理由は，荷重が最終強度を超えている崩壊時間が短いために，崩壊が進行しないからである．
(3) 極限的なホイッピング荷重と極限的な波浪荷重が縦曲げ強度上の影響を比較した場合，前者の方がはるかに小さいと考えられるために，リスクの観点からはホイッピング荷重を波浪荷重とを同列に扱うべきではない.
ことが示された．

44

図 2.3.5.1

崩壊量と荷重作用時間の関係

参考文献
Iijima, K., Kimura, K., Xu, W. and Fujikubo, M. Hydroelastoplasticity approach topredicting the post-ultimate strength behavior of a ship’s hull girder in waves,
Journal of Marine Science and Technology, 2011; 16(4):379-389.
Wada, R. Iijima, K. Kimura, K. Xu, W. & Fujikubo, M. Development of a design
methodology for a scaled model for hydroplasticity of a hull girder in waves,
Proceedings of PAAMES 2010, 2010, pp. 248-253.
Xu W, Iijima K, Fujikubo M. Parametric dependencies of the post-ultimate strength
behavior of ship’s hull girder in waves, Journal of Marine Science and Technology,
2012; 17(1):1-13.
Iijima, K., Y. Suzaki., and Fujikubo, M. Scaled model tests for the post-ultimate
strength collapse behaviour of a ship's hull girder under whipping loads, Journal of
Ships and Offshore Structures (SAOS), DOI:10.1080/17445302.2013.870774, Jan 2014.

45

2.3.6
疲労損傷報告に対するカウンターチェックリスト
2.3.1 で述べた背景に基づき検討を行った結果，それぞれの立場で異なっている疲労損傷の定義と評価に対する考え方を完全に統一することは困難であった．一方，実用的観点から，疲労損傷報告に対するカウンターチェックリストを纏めることは有益であるとの意見が多数出た．
そこで，船級協会の考え方，造船設計現場における対処・対策，大学・研究機関での取り組みなどを基に意見交換を行い，その議論により得られた結論を疲労損傷報告に対するカウンター
チェックリストの提案という形で以下に報告する．
○損傷部位について
建造後何年目か？
船体振動が顕著となる部位か，波浪荷重が支配的になる部位か？
どのような構造様式か？ 構造的応力集中部か？
設計時にチェックすべき，損傷が懸念される部位か？
応力分布はどのようになると推定されるか？ 全体応力分布が影響してくる部位か？ それとも局部的な応力のみが影響すると考えられる部位か？
J.S.Q.S.での重要部材か，非重要部材か？
工作・溶接部処理の影響は考えられるか？ 内在欠陥の可能性は？
損傷の大きさは？ （数 mm？ 数 10mm？）○応力推定・応力解析について
公称応力なのか， ホットスポット応力まで求めているのか？
FEM 解析での要素の大きさは？
FEM 解析では，溶接止端部形状まで考慮しているか？ 溶接ビードの取り扱いは？
工作や残留応力の影響は？
局所的応力分布はどのようになっているか？
○応力履歴について
応力範囲と発現頻度はどのように求めているか？
応力履歴の不規則性はどのように考慮しているか？
応力範囲は弾性範囲内か，それとも 2σY を越えるものか？
遅延効果の影響は考慮されているか？
○用いられた SN 線図について
き裂発生に対する SN 線図か，破断に対する SN 線図か？
どのような継手に対する SN 線図か？
疲労限の取り扱いは？（修正マイナー則？ Haibach 修正？）
平均応力の影響は？（修正 Goodman 線図？ Soderberg 線図？）
残留応力は別途考慮しなくてよいか？
多軸応力の影響はないか？
○外的要因について
海象状況，波浪状況はどのようなもので，合理的なものであったか？
減速・変針などの操船影響は，実情に合わせて，考慮されているか？

46

3. 荷重推定手法の高度化に関する将来の課題と提言
3.1 船体構造強度評価のための荷重推定手法の現状
推定法自体については，1 章でも述べた通り，様々な荷重推定法が提案されて時間領域の非線形計算も可能となってきている．これまでの歴史からも分かるとおり，推定法の研究を通じた流体力学的考察にもとづき精度向上が図られているが，もはや成熟したレベルまで到達しているため，今後は急速には進歩しないと推察される．また，様々な態様の波浪荷重は現行の船級規則等で十分に考慮されていることから，新たに考慮すべき現象はなく，そのための設計要件（設計基準）を開発する必要はないと考えられる．
今後は，現行基準の技術的背景を一層精緻にしていくことが望ましいと考える．とりわけ，船級規則策定時に想定していた態様（寸法や設計思想）の範囲外にあると思われる新形式船や超大型船を設計する場合（例えば，IACS-URS11（縦強度基準）で設定されている Cb の下限値を外れるような fine 型船の場合等）に，柔軟に対応できるような評価体系や基準の枠組みが増々必要になるのではないだろうか．
また，設計や基準を取り巻く環境の変化（2000 年前後に続いたエリカ号，プレステージ号
等の大規模な折損事故に起因する IMO 目標指向型構造基準等）からこれまで以上に高精度の強度評価が求められている．
このため，流体力学的な厳密さだけに固執するのではなく，現実をうまく説明できる実用的な推定法に対する要望は強い．線形ストリップ法がいまだに実用に供されている理由はこの観点による．設計の立場からは，様々な船種，船速，波高，波長，波向き等で利用できるロバス
トな推定法が必要である．特に，荒天中，つまり大波高中での推定法への要望は大きい．
しかしながら，ロバストなツールを開発しようとすれば，何らかの理論上の前提を必要とす
る．このため，一つのソフトで全てを網羅することは理論的な厳密性を欠く．かといって，複数のソフトを使い分けすると言うことも，これらのソフトの各適用限界付近での推定値の整合性，使用者の分析能力の向上及び手間（コストも含む）等を考えると非現実である．検証のために，水槽試験との比較検証も重要であるが，様々な船種，船速，波高，波長，波向き等に対する検証のために公開可能な水槽実験結果の蓄積というのも要するコストや時間を考えると非現実的である．このため，通常は，ある程度の非線形性まで考慮可能かつロバストな推定法を用いるのが，現時点では実用的な方法となろう．
3.2 強度評価の観点から見た荷重の取り扱い
3.2.1 座屈・降伏強度
以下の観点から，設計で使える降伏座屈強度解析用荷重を設定するのは，現時点ではまだ簡単ではないが，統計的な位置づけを明確にすることで更なる発展が期待される．
○従来通りの線形重ね合わせにもとづく評価体系を用いた場合
・荷重の長期予測値の分布（例えば，縦曲げモーメント分布，変動圧分布）を FE モデルに負荷するのは，荷重の同時性を考慮していないため，高度な荷重と全船モデルを使用する意味がなくなると考えられるので，より合理的な取り扱いが必要である．
・多数の波向き，波長でスペクトル解析を実施して，評価対象ホールドの全要素の応力長期予測を実施する方法は，一層ハードウェアの性能が向上すれば可能ではあるが，応力成分（σx，σy，τ）の長期予測値が得られても，それぞれの成分の相関が分からないので，降伏座屈強度解析には使用しづらい（例えば，等価応力計算や座屈強度計算は，応力成分の同時性が必要となるが，長期予測の応力振幅だけでは同時性はわからない）．
○直接荷重計算により強度評価する場合

47

・長期予測をまったく用いずに，非線形船体運動計算プログラムで直接求めた規則波中あるいは不規則波での運動・荷重を用いることも一つの方法である．しかしながら，波をどのように設定するのかは容易でない．なぜならば，対象とする荷重と評価位置を決めて，当該位置での荷重が最大となる瞬間の等価設計規則波を負荷する方法は可能であるが，対象としていない評
価位置で過大な荷重が発生する場合があるため，この事への考慮が必要となる．
また，等価設計規則波は，（線形）長期予測計算で求めるため，荷重の非線形影響は考慮してない．このため，と波岨度が 1/7 以下といった物理現象としてあり得ない波を想定する場合も度々見受けられるため，設計波の物理的意味を明確にできない場合がある．
（参考：現行の DNV のガイダンスでは，ターゲット荷重の応答関数のピーク値で，等価設計規
則波を決めたとき，波岨度が 1/7 以下となる場合は，応答関数の 2 番目のピーク値で等価設計
規則波を決めることとなっているが，2 番目のピークは，一般的に応答関数自身が小さくなる
ので，波高がさらに高くなるといった矛盾を含む）
・一方，短期予測値に波浪頻度テーブルを用いた波浪発現頻度の重み付けをして，ターゲット
荷重の最悪短期海象を求めることは可能であるが，その最悪短期海象中の波をどのように設定するのかが難しい．1000 波分（実時間 2～3 時間）の非線形時刻歴シミュレーションを 10 回ぐらい繰り返す方法が考えられるが，これをターゲット荷重の数（ターゲット荷重 20～30 程
度×10 回×積付け数）だけ実施するのは，現時点には煩雑である．明らかに強度に寄与しない波浪条件は無視する等の統計的考察にもとづく効率化が必要となる．
・この煩雑さを回避するために，例えば，深沢教授の提案する設計不規則波法等で設定した不規則波中で非線形時刻歴シミュレーションを一回だけ実施する方法は，実用的ではある．しかしながら，このようにして得られた荷重の統計的位置づけは必ずしも明確ではない．安全性は極めて重要であるが，過大に安全側の評価は設計及び建造する立場からは常に好ましいわけではない．これを回避するという観点からは，統計的位置づけについて更に考察が必要である．
3.2.2 疲労強度
疲労強度解析は，すでにスペクトル解析が現実的になっていることや，比較的波高が小さく
頻度が高い波が疲労強度に対して影響が大きいので，従来どおりの線形重ね合わせの長期予測でも十分に実用的な評価が可能であると思われる．このため，直接計算で評価していくことについて，荷重の観点からは大きな障害はないと考えられる．さらに，時間領域の荷重計算と亀裂伝播解析を組み合わせた評価法の開発も志向すべきであると考える．また，これらの研究を進めていくうえで，強度側の不確定要因（腐食，衰耗，工作精度等）の評価がますます重要になると考えられる．
3.2.3 荷重構造一貫解析
船体運動計算・荷重計算プログラムによる直接解析を更に活用していくのであれば，その受け皿となる強度解析も同時に高度化する必要があると考えられる．直接計算により求めた荷重を，部分ホールドモデル(たとえば，H-CSR で要求される，中央部 3HOLD モデル，船首 HOLD モデル，船尾 HOLD モデルの組み合わせ）に適用しても，無理やりアンバランスフォースの調整や波浪剪断・波浪モーメントの調整を行いながら強度評価を行うことになり精度の面では限界がある．
したがって，荷重を高度化するのであれば，全船 FE モデルによる強度解析は必須になると考えられる（中央部 3HOLD モデル，船首 HOLD モデル，船尾 HOLD モデルをつなぎ合わせればほとんど全船モデルが出来上がるので，全船 FE モデルを用いることに対する抵抗は低減するものと思料される．）．この際，バルクキャリアやタンカーに働く内圧等は，ある程度近似的な

48

算式により推定されているためアンバランスフォースが生じえる．これらの取り扱いについても検証が必要となろう．
3.3 将来への提言
3.3.1 総論
国際海事機関 IMO における目標指向型構造基準（GBS）の開発における審議を鑑みるに，多少非経済的な船となってもよいので，どこの国の造船所で作っても遜色がないよう（損傷が出ないよう）に規則を頑丈にしたいとの指向が，いくつかの国や船主においてあるように見受けられる．この結果，荷重を正確に評価し適切な安全性を確保しようとする社会的ニーズは小さくなっていくのでは無いかとの懸念がある．すなわち，日本の造船所は，競争力を高めるために技術力を発揮し，安全性を確保したうえで経済的な船を建造したいと考えているが，これらの調和が難しくなりつつあることを体感している．
その一方で，近年の船級規則では CSR 等に代表されるように，基準の適合計算において，膨大な荷重条件を設定する．そのため，安全側の評価を行う場合には，全ての荷重条件の中から最大のものを選択するということになり，現実の現象とは乖離した過大な構造応答となることも生じえる．理想的には，過度に安全側の解を与えるような枠組みではなく，適切な安全性を確保したうえで，設計者の経験や工学的センスに基づいて選択した数ケースの荷重条件と損傷事例及び就航実績等にもとづく合理的な評価体系を構築するが望ましいが，そのために克服すべき困難な技術的課題が残存していることも事実である．
例えば，大波高中での荷重及び強度の推定精度の向上は重要であると考える．一方で，現状の荷重推定法の限界や精度検証のためのデータの不足等から，必然的に安全側の設定となっていると考えられる．このような，基準の中で暗に含まれている要件について，定量的に評価して明確にしていくことが更に重要となると思われる．
このような課題を克服する上で，重要となるのは，現実を適切に説明できるような推定法の確立である．従って，荷重推定法自体の理論的な厳密さのみを追求するのではなく，構造応答
およびその評価も含めて総合的に検証していくことが望まれる．また，運航実績を考慮した場
合，航路も含めた操船影響の考慮も重要であると考えられる．
これらが，十分に克服されれば，現行基準の中である種調整弁的に使われている安全率は，見直しが可能となるため新しい評価体系が構築できると考えられる．
3.3.2 必要とされる技術課題
上記を踏まえ，以下の観点から荷重推定法の高度化を更に進めていく必要があると考えられる．
(1) 構造強度を評価する上で必要となる荷重の推定精度の設定とその検証方法の整理(2) 衝撃荷重推定法の高度化(3) 計算時間の短縮及び評価パラメタを低減できるような統計的手法の確立(4) 時間領域の荷重計算を活用する場合の設定海象の確率・統計論的位置付けの明確化(5) 全船荷重構造一貫解析の入力とするための荷重（外水圧及び内圧）の取り扱いの明確化

49

付録
A1 佐々木勝吉船長（ＮＹＫ）との質疑応答(1) 佐々木船長自己紹介
・ 1982 年日本郵船へ入社
・ 最初の船は，3 等航海士として乗船した中東と東アジア航路のコンテナ船(600TEU)である．
・ 船上勤務 16 年，陸上勤務 14 年(コンテナターミナル，運航プラン，コンテナオペレー
ション，危険物対応等)
・ これまでに乗船した船は 19 隻で，その内訳は，コンテナ船：12 隻，タンカー：3 隻，
鉄鉱石運搬船，重量物運搬船，LNG 船，自動車運搬船である．
・ 2004 年に船長になり，これまでに 4 隻の船で船長を務めている．
・ コンテナ船の経験，ヨーロッパ航路：6 隻，アメリカ航路：4 隻，南米航路：１隻，中
東航路：１隻）・ 最近は，アジア-アメリカ航路のコンテナ船(NYK TERRA)に乗船している．
（質問） 船長によって得意な船はあるのか？
（回答） 個人の感じ方によるが，得意な船はあると思う．若い頃は様々な船に乗るが，その後は専門とする船に乗る傾向がある．また，陸上勤務を通じて関連する知識を養っていく．(コンテナ船の場合，ラッシング，強度，積付など)（質問） これまで乗船した中で最大・最小の船は？
（回答） 最大の船は 8600TEU コンテナ船(IHI，L=336m，B=45m)，最小の船は 600TEU コン
テナ船である．
(2) 実際の船舶の運航や操船について議論（質問） 最近の船舶はどのように運航しているか？
（回答） 近年は，ほとんどの船でウェザールーティングを行っている．300m クラスの大型船の場合，波高 6m の海域に入らないようにルートを選定している．やや小型の3000TEU クラス(200m～300m)は，波高 4m を超えないようにルートを選定する．
（質問） 波高 6m という基準は，タンカーなどの船にも当てはまるのか？
（回答） 6ｍという数値は当社コンテナ船に対するもので，船の種類，各船社によって変わっていくが，そんなに大きな違いはないと思われる．通常，コンテナ船は機関出力が大きいので，荒れていても航行することができる．一方，タンカーは機関出力がコンテナ船に比べ小さいので荒天域を避けて航行するしかない．
（質問） ウェザールーティングはいつから行っているのか？
（回答） 20 年以上前からある．初めは，荒天域に行かないで，安全に航行するための航路選定を行っていた．燃費を考慮するようになったのは，5, 6 年前からと思われる．
（質問） ウェザールーティングの情報は，どのような頻度で更新されるのか？
（回答） 情報は毎日一度（もしくは一日 2 度程度）更新される．初期航路は 2～3 日前に決定され，その後，気象情報により適宜変更される．
（質問） ウェザールーティングは船会社によって異なるのか？
（回答） 船会社によって異なる．船速をどのように設定しているかは不明だが，海が荒れた場合は，船速を落として対応しているはずである．
（質問） ウェザールーティングが無かった時代は？

50

（回答） 安全第一であるが，定められた日程にしたがって，増速可能な場合は増速して走る場合も多々あった．最近は，燃費削減傾向である．
（質問） ルート選定は，どの程度自由度があるのか？
（回答） 通常は，状況が許す限り，目的地まで最短距離で進む航路を選択するので，航路選択の自由度はほとんどない．しかし，太平洋など広い海域を航行する際はある程度自由度があるので，低気圧などが接近している場合は，低気圧を避けるような航路を選択する．アジア-アメリカ航路の場合，可能な場合は大圏航路を航行する．
ただし，冬季の大圏航路は荒れる場合が多いので，北緯 30 度程度まで南下して航行することもある．針路を変更することによって距離が増えるが，その分，荒れていないところで船速を上げて対応する．冬季だと，意図的にベーリング海に入ることもある．うねりは海域が広いと発達するが，狭い海域だとうねりの発達が弱まる．
そのため，狭い海域であるベーリング海を航行することもある．
（質問） 船長によって航路や航行方法は変わるのか？
（回答） 最近は，SMS で管理されているので，大きく変わることはない．昔の資料の中に，青波が 1 時間に 5 回発生した場合は，針路を変えるなどの目安がある．荒天が予想される場合は，どの時点で荒天を避けるルートを選択するかが船長の判断となる．
＃NYK TERRA の経験談＃
5 月に台風が接近していたときに，台湾(高雄)に向けて航行していた．通常は台湾の南を通って高雄に向かうが，台風が接近していたので，船長の判断で途中から東シナ海を通って高雄に向かった．このときは，他社の船舶も同様に東シナ海を航行していた．どの地点から東シナ海に入るかは各船よって違っていた．今回は短い距
離(3 日程度)だったので，ウェザールーティングのサービスは無かった(気象情報の提供は受けていた．)．3 日程度の場合は，船長が気圧配置等を見て航路を決定する．
（質問） 低気圧を避ける場合どのように操船するのか？
（回答） エンジンに過大な負荷がかかる場合が多いので，減速より先に変針をする傾向がある．回転数を変える場合，それに応じて様々な調整が必要である．そのため，船速を変えず，回転数一定を優先し，まず，変針する場合が多い．事前に荒天海域が分かっていて，その海域を回避できる場合は約 10～20 度変針する．急に荒れてきた場合は，船が揺れない針路を探しながら航行する．
＃体験談＃
6 月の 2 つの台風が日本に接近した際は，香港出帆後 30 度程横揺れした．その際は，変針と減速の両方で対応した．
（質問） SIMS とはどのようなものか？
（回答） 本船の状態（針路，速力，機関の状況など）を定期的に陸上に送信し，本船の状況を陸上でモニタリングするシステム．本船での使用法としては，主機の負荷を見ながら，燃料を調整するような航行を行っている．そのため，シビアな海象を航行する可能性は減っている．それにともなって，スラミングの発生回数も減っている．
（質問） ある船級の損傷データはどこから出ているのか？
（回答） どこから出ているかは知らない．ただ，ウェザールーティングの精度は向上しているが，荒天域を避けきれず，損傷が発生している場合もあると思う．ベーリン
グ海で急に天候が変わり，荒天に遭遇した経験がある．深夜に，海が荒れるという51連絡があったが，直前だったので回避することができなかった．その際は船速を5knot まで減速して対応した．
（質問） コンテナ船のスケジュールは厳しいのか？
（回答） 長期にわたる各港の入出港の時間が公表されており，荷主はそれに合わせて貨物を準備するので，スケジュールを順守しなければならない．遅れが生じた場合，各港間のスピードに余裕があれば，増速し，スケジュールの維持に努める．
（質問） スケジュールが遅れたときのペナルティは？
（回答） 定期船には直接的なペナルティはないが，頻繁に遅延することなどにより貨物を失うことになることもある．また，鉱石船や石油タンカー，LNG 船などは，荷主から船会社にクレームが来る(契約による)．
（質問） 入港が遅れた場合の対応は？
（回答） 港では入港できるスケジュール(割り振り，バースウィンドウ)が決まっている．
公共のバースの場合，次の振り分けが来るまで港外で待機する．日本の場合は，各社，自前のバースを持っている場合が多いので，社内で対応することが多い．
（質問） 荒天を航行して，事故を起こした場合や損傷させた場合にペナルティはあるのか？
（回答） 日本ではないと思う．海外では船長が一航海単位で契約する場合もあるので，その際はペナルティがあるかもしれない．（雇用形態によると思われる．）（質問） 航海時間の短縮のために，船が高い波に突っ込む場合はあるのか？
（回答） 安全第一に考えているので突っ込むことはまず無い．海が時化た場合は，ゆっ
くり航行する．ただし，どれだけ減速または変針するか，船長の判断となり，大きなストレスとなる．
（質問） 荒れた場合はどうするのか？
（回答） 船速を落として荒天海域を避ける．また，岸寄りを航行して避ける場合もある．
逆に，船速を上げて荒天が来る前に通り過ぎる場合もある．
（質問） 航路のスピードは？
（回答） 日本-北米航路において，以前は 22knot 程度で，4 隻で運航していたが， 近
年は 20knot 以下で 5 隻またはそれ以上の隻数で運航している．最近は燃料費削減のため減速しており，主機出力の 50%～60%で航行している．NYK TERRA は 3 つある
ターボチャージャーの 1 つを減じて，最大回転数 90 回転で航行している．
（質問） 他社も含めて 20knot 以上の船速で走る船があるのか？
（回答） 最近はあまりない．無理に荒天海域を走って，負荷を上げるようなことはしな
い．最近は気象情報の精度が高いので，荒天に遭遇する可能性も低い．
＃補足＃
航路選定の基準は，①まず，揺れないコースを探す．②揺れ出したら変針する．
（質問） 波高 10m を船速 25knot で航行する可能性はあるのか？そのような条件を想定して設計する必要はあるのか？
（回答） まずありえない．各社 SMS によって安全に航行できるようになっている．むしろ，危険な海象で航行できないようにするシステムを作るべきである．
（質問） 船速を決める目安は？
（回答） 海が時化てきてスラミングが発生した場合は船速を落とす．また，トルクリッ
チになると，機関に悪影響を及ぼすので機関士から回転数を落として欲しいという要望がある．原則として，航行距離と時間(日数)にもとづいて船速を決定する．
（質問） 変針の基準は？

52

（回答） スラミングが発生した場合やピッチングが大きくなった場合に変針する．スラミングは，船体やエンジンへの負荷が大きい．ピッチングはローリングに比べ，船体やエンジンへの影響が大きい．
（質問） 波向きは何度が走りやすいのか？
（回答） 都度の海象によるが，個人的には正面 20 度～30 度．一般的な指針もある．正面は船首がピッチングを起こし走り難い．
（質問） ローリングの許容値はどの程度か？
（回答） 15 度～20 度を超える場合は変針する．この値を超えると，船内の物が動き出し，危険である．
＃横揺れの感じ方＃
PCC はコンテナ船に近い（質問） ピッチングの許容値は？
（回答） 船長によって異なる．角度ではなく，波が船首を叩きだすと変針するなどの対応をとる．
（質問） ブリッジの位置によってピッチングの感じ方に差はあるのか？
（回答） ブリッジの位置によって感じ方が異なる．PCC は船首にブリッジがあるので，
船体中央より後方にブリッジがあるコンテナ船に比べ，縦揺れを大きく感じる．
（質問） 揺れの加速度は気にするのか？
（回答） GM が大きく，揺れの戻りが速い場合には加速度のようなものを感じる．
（質問） 昔と今で，コンテナ船の走り方，強度の違いは感じるか？
（回答） 6000TEU～8000TEU はどっしりしている感覚．GM も大きい．少々の波では揺れない．
（質問） 揺れ方は変わったか？
（回答） 船が大きくなって揺れにくくなった．また，スラミングは昔の方が多かったよ
うな気がする．
（質問） 幅や型深さの影響は？
（回答） 幅が大きくなったことで揺れなくなったように感じる．
＃コメント＃
2700TEU はよく揺れた感覚がある．また，ドリフティングをしていて大きな波がな
い状態でも揺れることがあった．
（質問） パラメトリック横揺れは発生しているのか？
（回答） 毎年，1 隻か 2 隻，コンテナを 100 個ほど落とすことがある．昔は，正面から波を受けて，波によって直接船首付近のコンテナを流失することが多かったが，最近は，ブリッジの前や船体後方のコンテナを落とすことが多いような気がする．これは，横揺れが原因だと思われる．
（質問） 横揺れにおける過大加速度の経験は？
（回答） 過大加速度の経験はある．立っていられないほど揺れが大きく，非常に危ない．
（質問） ヒーブツーの経験はあるか？
（回答） 経験したことはある．今年の 4 月，名古屋に入港するとき．悪天候でパイロッ
トが乗れなかったため，船首を South West に向け，船速をデッドスローにして，
ヒーブツーを行った．ドリフティングを行った場合，船首がどの方向を向くか分からないので，船が波に立つ方向に向く場合はそのままの状態を維持して，逆の場合
は，再度移動して，もう一度，波に立つ方向にむけてドリフティングを行う．今回

53

は，波に立つ方向を向いたので，波によって後方に下がったときに前進するという対応をとった．
(質問-佐々木船長) 停泊時に船首を波に立てた場合，正面を向く船と横を向く船があるが，この現象の理由は？
（回答） 波だけでなく風にも依存するので，どの方向に船首が向くか答えるのは難しい．
（質問） 波は規則的に来るのか？
（回答） 大きい波が続けて来ることはない．1 回大きい波が来て，その波の影響が収まりかけて，忘れた頃に，また大きい波がくる．連続して 3 回も大きな波が続くことはない．
（質問） うねりによって同じ波が連続で来るか？
（回答） 定期的に波は来るが，波の大きさが異なる．また，うねりは 1 つの方向から来るわけではなく，複数のうねりが重なり合っていることが多い．
（質問） 船速低下の経験は？
（回答） 大きな波がドーンと来た場合は，船速が 15knot から 10knot～12knot に減速す
ることがある．（3～5knot の船速低下）（質問） コンテナ船の捩りは斜向波の場合に厳しいが，そのような経験はあるか？
（回答） 船首の片舷だけに飛沫があがることがあるので，その場合は片舷だけに荷重がかかっている可能性がある．ただし，実際に捩りを感じたことはない．
（質問） 撓みを感じることがあるか？
（回答） 撓みは目で見て分かるが，身体で感じるのは難しい．捩れについてはよくわからない．
（質問） 振動はどのように感じているか？
（回答） 最近の船は，感じる振動も柔らかくなっている．
（質問） スラミングによるホイッピングの経験は？
（回答） 感じたことはない．
（質問） 船が大きくなって，現在の船速(20knot)でスラミングが発生することはあるのか？
（回答） 以前ほどないと思われる．損傷する回数も少なくなっていると思われる．
（質問） スラミングでドカンと揺れることは？
（回答） 身体が動くぐらいの衝撃があって，その後，グワングワンと揺れることがある．
（質問） 乗船しているときに，スラミングに遭遇した場合は，どのように感じるか？
（回答） スラミングが発生したときに，ドドドドッという感じで船が揺れて，立っていられない．昼間であれば波や船首が見えるので，スラミングは見ていて分かる．1
時間に 5 回以上スラミングが発生した場合は，まず，10 度変針する．それでも駄目な場合は主機の回転数を落とす．
（質問） プロペラが水中から露出することはあるのか？
（回答） 実際にプロペラが露出することはある．ガガガッという振動があり，前後に揺れる．そして，プロペラが露出する場合は，バラストを増やすという対応をとる．
その際は，船尾側にバラストを入れる．
（質問） プロペラが露出する場合，どの程度バラストを追加するのか？
（回答） 約 1000t～3000t(喫水 10cm/1000t)．また，プロペラが露出する恐れがある場合
は，会社からもバラストを入れて対応するようにとの指示がある．ただし，空船に近い場合は GM が大きいので，バラストを追加すると，更に GM が大きくなってしま54

う可能性があるので注意が必要となる．また，最近の船は横幅も大きく(45m 程度)なっているので，GM も大きくなっている．
（質問） 航行中に船体に作用する荷重や応力は気にするのか？
（回答） どの部分の荷重が厳しいのかを認識している程度である．出帆前に，積付けから荷重計算を行い，最大荷重を把握しておく．そして，100％以下になるように航行する．最近は，バラスト水排出の規制が厳しいので，航行途中にバラスト水を入れ替えることがある．この場合，重量分布が変わるため，バラスト水の入れ替えを行った場合も，再度計算を行う．また，プロペラレーシングの対応として，バラス
ト水を追加した場合も再計算を行う．
（質問） 船体に歪みゲージを貼って，応力を数値化して見えるようにすることは役に立つか？
（回答） 人によると思うが，指標の 1 つになると思う．海が荒れたときに，船体が大丈夫かどうかの判断基準になる．現在は，経験でのみ判断しているので，そのような指標があると心のよりどころにもなる．そして，ある荒天中を航行している場合に，この程度なら安全であるという保証にもなる．
（質問） 実際に乗っていてクラックや損傷が出たことは？
（回答） 20 年前，コンテナ船(2700TEU，200m)，北米航路，12 月，アラスカ湾で荒天に遭遇し，30 度～40 度程度横揺れしたため，コンテナを数個落とした経験がある．
また，フレアがめくれたり，曲がったり，撓んだりするなどの損傷も発生していた．
また，同時に多数のコンテナ固縛資材が折損していた．接岸後，船体を確認したと
ころ，外板にクラックが入っていた．クラックの位置は，4 番，5 番タンク付近（船体中央）で，キールからの高さが 6～8m 付近だった．
(補足-深沢) 捩れによる損傷の可能性が高いのでは？という指摘があった．
（質問） 強度的に危険な回転数や波高などを示す指標は必要か？
（回答） そのような指標はあってもいいと思う．むしろ無かった方が危険で困る．そして，目安の 1 つとして利用できるので，安全確保にもなる．さらに，利用範囲などのマニュアルがあったら良いと思う．
（質問） 日本の船と韓国の船の違いは？
（回答） 個人的見解だが日本の船の方が良い．船の作り方が綺麗である．韓国は綺麗に丸くなっていない．青森のねぶたのように鋼板を貼り合わせた感じである．そのため，船速が出ない．また，バルバスバウの位置が日本とは異なる．実際に日本と韓国の船を比較して，同じ時期の船で 3～5%程度燃費や船速が違ったことがある．
（質問） 日本と韓国で構造的に違う部分はあるか？
（回答） あまり無い．ただし，現代の船は重い感じがする．鋼材を多く使っている可能性がある．同じサイズの船でも，日本は満載喫水 14m でも，韓国は 14.5m の場合がある．そのため，韓国の船は燃費が悪い．中国の船は乗ったことがないので答えられない．
（質問） LNG 船(ガス船)の経験は？
（回答） 一度ある．そのとき，台風の真ん中に突っ込んだが大きく揺れなかった．発生
したばかりの台風だったので，波浪が発達しておらず揺れなかった可能性がある．
その際の気象は，気圧 990hpa 以下，風速 20～25m/s であったと記憶している．
（質問） LNG 船で気をつけることは？
（回答） 揺れすぎると液体ガスが余分に気化する可能性がある．
（質問） LNG 燃料船で気になることは？

55

（回答） 火気への注意が必要である．喫煙場所に注意が必要であり，溶接にも制限が出てくる．
（質問） PCC の経験は？
（回答） 風の影響が大きい．風が強い場合は保針できなくなる．
（質問） 船種によって操船は変わるか？
（回答） 基本的な操船は変わらないが，船種によって操船性能に違いはある．コンテナ
船はエンジンのパワーがあるので，スピードを上げて逃げるというオプションがある．
（質問） エンジンの回転数は船長が決めるのでは？
（回答） エンジンの回転数は船長が決めるが，海象が厳しくなると機関長が回転数を下げるように要望してくる．
（質問） 北大西洋の経験は？
（回答） PCC で一度だけ航行したことがある．ヨーロッパは全般的に緯度が高いので，荒れることが多い．
（質問） 設計は 10-8 を想定して行っているが，実際はどうなのか？
（回答） 安全に航行しているので，そのような影響は小さい．ただし，操船の影響は大きくある．
（質問） High Rate Loading について（回答） コンテナ船が大きくなり，荷下ろしに使用するガントリークレーンの台数も増え，それにしたがって，荷役のスピードも速くなっている．一方，バラストポンプの容量が追いついていないため，調整が間に合わず，船体が 3 度ほど傾いていることがある．
（質問） コンテナの荷下ろしの順序はどのように決めているのか？
（回答） ベースプランナが，コンテナをどのホールドに置くかの場所を決める．そして，ターミナルでは，ひとつひとつのコンテナを置く詳細な場所を決めている．ベース
プランナは荷下ろしや荷揚げの細かい順序は指定していないので，荷役途中の強度や荷重を把握していない可能性がある．
（質問） 荷役は誰が担当するのか？
（回答） 一等航海士が担当している．タンカーは船側の担当者が荷下ろしの順序を決めているが，一般的には港の担当者が決めている．
（質問） コンテナの重さは量っているのか？
（回答） クレーンで積む際に分かるが，特に対応はしていない．稀にコンテナの重量が書類より重いことがある．その影響で，喫水が 20～30cm(排水量は 2000t～3000t)
ほど異なることがある．
（質問） ラッシングの方法はどのように決めているのか？(クロスや八の字など)（回答） 造船所が決めている．船主の要望にもよる．ただし，天気に応じて変えることはなく，コンテナの重さで決めている訳ではない．（荒天に遭遇する可能性がある
場合は増取りすることはある．）（３） グリーンシップについて（質問） LNG 燃料船や帆がついた船は？
（回答） 特に帆が付いた場合は，前が見えづらくなる．
（質問） 帆の操作は自動化され，船長はこれまでと同様な操船をするだけとした場合
は？

56

（回答） やはり個人的には違和感がある．PCC とコンテナのようにブリッジの位置が前後に変わるだけでも違和感がある．また，ソーラーやハイブリッドについては機関長が対応する．

57

A2 国際基準と国際海事機関（IMO）における動向

日本船舶海洋工学会

第10回P35委員会

船舶の安全基準にかかる動向

海事局
安全政策課 船舶安全基準室
貴島 高啓
Ministry of Land, Infrastructure, Transport and Tourism

目次

１．国際海事機関（ＩＭＯ）の概要
２．最近の審議動向
３．我が国の対応
４．若手研究者の育成
５．その他の動き（コンテナ船安全対策）
258

１．国際海事機関（ＩＭＯ）の概要

3

国際海事機関（ＩＭＯ）の概要
 海事問題に関する国連専門機関（政府間協議） 1958 年設立。本部所在地 英国（ロンドン）
 加盟国数 170ヶ国
 設立以来64条約を採択。条約事務局として機能

459

国際海事機関（ＩＭＯ）の組織
IMO 組織図※海上安全委員会（ＭＳＣ）は、合計で、２年に３回開催※各小委員会は、年１回開催

総 会
理 事 会

海上安全委員会（MSC）

設計建造小委員会(SDC)
設備小委員会(SSE)

法律委員会
（LEG）

貨物運送小委員会(CCC)
航行安全･無線通信･捜索救助(NCSR)

技術協力委員会（TC）

人的因子訓練当直小委員会(HTW)
簡易化委員会（FAL）

IMO規則実施小委員会(III)

海洋環境保護委員会（MEPC）

環境小委員会(PPR)

5

ＩＭＯ内のパワーバランス

ヨーロッパ諸国
統一ポジション形成を志向
原則的に規制推進派（北欧中心）
南欧船主国は堅牢な船舶を志向

米国
議論に積極的に関与する
一方、独自規制も実施

日本
世界随一の海事クラスター規模をベースに、論理的・合理的な規制を提案・議論をリード
中国・韓国
自国産業（特に造船業）の意向大船主国
船主負担となる規制強化には消極的
海運団体

案件ごとに賛否が複雑に絡合う構図

60

6

ＩＭＯ対応の原則「安全性能・環境保護性能の向上」「（コスト増加を含め）対応が大変」という話は、ほぼ、受け入れてもらえない。

「迅速な意思決定」
議論の後半になってから、「そもそも論」を言っても聞いてもらえない。

建設的な提案を早めに作り、多数派工作を行うことが必要
7

ＩＭＯでの行動原則• ＩＭＯの意思決定：最終的には単純多数決⇒問題意識を共有できる国々との共同戦線構築⇒利害関係の無い国々への多数派工作•参加国の行動支配要因となるキーワード「安全性能・環境保護性能は向上するか？」「合理性が十分、かつ堅調な規制か？」「提案に乗って自国は損か得か？」・我が国は…
世界随一の海事産業の技術力を結集し、これまでの日本に対する評価に裏打ちされた合理的・堅調な提案を地道に続けつつ、他国とも積極的に対話していくことが大事！

61

8

IMO各種委員会 ２０１４年スケジュール
日程

主な委員会及び小委員会

1月20日～24日

第1回設計建造小委員会 (SDC1)

2月17日～21日

第1回人的因子訓練当直小委員会 (HTW1)

3月10日～14日

第1回設備小委員会 (SSE1)

5月14日～23日

第93回海上安全委員会 (MSC93)

6月30日～7月4日

第1回航行安全･無線通信･捜索救助小委員会 (NCSR1)

9月 8日～12日

第1回貨物小委員会 (CCC1)

11月17日～21日

第94回海上安全委員会 (MSC94)9２．最近の審議動向

1062海上安全人命条約(SOLAS条約)の概要
船舶の堪航性（航海に堪えること）及び旅客や船員の安全を確保するために必要な船舶の構造、救命設備や航海用具などの技術基準について、国際的に統一された基準を定めるとともに、主管庁又は認定された団体による定期的な検査の実施、証書の発給、寄港国による監督（ポートステートコン
トロール）などの規定を定めたもの。

構造

無線通信

SOLAS

復原性

航行の安全
防火

救命

条約に付随する主なコード類
 火災試験方法の適用に関する国際コード（ＦＴＰコード）  国際バルクケミカルコード（ＩＢＣコード）
 国際ガスキャリアコード（ＩＧＣコード）
 火災安全設備のための国際コード（ＦＳＳコード）
 船舶の非損傷時復原性に関する国際コード（ＩＳコード）  国際救命設備コード（ＬＳＡコード）

安全関連のトピックス

 旅客船の安全確保
 目標指向型基準(GBS) 船舶揚荷設備の安全基
準策定
 E-Navigation実施戦略

 損傷時・非損傷時復原性  極海コードの策定
 総合安全評価(FSA) GMDSS近代化計画の策定
1263旅客船の安全確保==背景==
 2012年1月大型クルーズ船 コスタ・コンコルディア号が座礁・転覆
 船員の初動体制の不備等により被害が拡大
 死者行方不明者は、32名(邦人43名は全員無事)

旅客船安全に関する議題の設置②右に旋回==導入済みの対策==
 救命胴衣の追加搭載、船橋立入制限等(推奨) 非常時訓練早期実施(条約改正,2015.1.1発効)③最終地点(転覆)==今後検討予定の主な対策==
 損傷時復原性基準の強化
 水密扉の開放条件
 復原性計算機の搭載
 非常用電源の冗長性
 避難解析の強制化 ・・・①岩礁と衝突出典：イタリア政府発表事故調査報告書

目標指向型の新造船船体構造基準(GBS)
Tier Ⅰ : 目標
Tier Ⅱ : 機能要件
Tier Ⅲ : 適合検証
Tier Ⅳ : 船級規則等Tier Ⅴ : 産業基準等

IMO
船級協会等

（出典：海上保安レポート2007）==背景等==
 大型タンカー折損事故等の大規模事故の発生防止のため、2010年のMSC87で目標指向型の船体構造基準を策定
 150m以上の油タンカー及びばら積み貨物船であって、 2016 年7月1日以降建造契約が行われるものに適用==目標(Tier I)==
○設定された設計寿命を満たすもの○安全かつ環境にやさしいもの==機能要件(Tier II)==
○設計寿命
○環境条件
○リサイクル 等==適合検証(Tier III)==○IMOに認証を申請(～2013年)○専門家グループにより監査を実施○MSCによる適合性判断==今後の予定==
2014年
IMOによるGBS適合検証開始
2016年5月 検証結果の最終決定 (MSC96)
2016年7月 適用開始（契約船舶ベース）64

損傷時・非損傷時復原性要件の策定==非損傷時復原性==
 第2世代復原性基準の策定 等－我が国主導で段階的評価手法を検討－実際に発生する以下の危険な現象を考慮・パラメトリック横揺れ・ブローチング・復原力喪失・デッドシップ
・過大加速度==損傷時復原性== SOLAS条約付属書II‐1章見直し
 旅客船要求区画指数見直し(コスタ関連) 等（出典：IMO HP）==今後の予定==
第2世代復原性基準案を確定させるとともに各国試行を開始(～2015年)==今後の予定==
経済的要素、船の長さ及び乗船者数等を考慮し、合理的な基準案を検討(～2015年)==FSAの概要==
 規則案が提示された場合、その費用対効果を検証することにより、規則策定の有効性を判断するツール。
 費用対効果を検証には、事故の影響の大きさと頻度を考慮。
・対策不要 （無視できる影響）・対策検討 （費用対効果分析により、対策の必要性を検討）
・許容不可 （費用に関わらず対策が必要）

事故の影響の大きさ

総合安全評価(Formal Safety Assessment: FSA)
許容不可

対策検討

対策不要
頻度

==我が国のFSAの活用事例==
・海洋環境に関するFSA（2012年実施）
油タンカーの構造強化に関する、二重船底高さの増加等の見直しの提案に対する妥当性を、油流出防止の費用対効果から検証。

・旅客船安全性に関するFSA（2013年実施）
旅客船の損傷時復原性に関する、要求区画指数Rの見直しの提案に対する妥当性を、事故抑制の費用対効果から検証。
出典：海上保安庁 11管区 HP

65

GMDSS近代化計画の策定==GMDSS見直し計画==
2013年 総論・方向性の検討
2015年 各論(搭載要件等)の検討
2017年 近代化(具体化)計画策定==背景==
 25年以上前の技術で構築されたシステム
 機器操作が煩雑、他衛星の信頼性向上等
 規則全体の見直しが必要==審議されている主な項目==
 GMDSSの機能要件の見直し→保安通信、他の通信との分離
 新技術の導入→イリジウム衛星、衛星AIS ・・・
 海域の見直し→ 広域(単一)化
 優先順位→簡素化
 適用船→非SOLAS船の取り扱い等（出典：IMO HP）==今後の予定== 総論の結論を踏まえ、船舶への搭載要件等の各論について審議

船上揚荷装置の安全基準の策定==背景==
 SOLAS条約に船上揚荷装置の技術基準等が存在しない 近年、我が国においても同装置に関する外国籍船の重大事故が発生
 条約の規制が無く、外国籍船にかかる十分な監督を行うことができない
 船上揚荷装置に関する事故の減少、法整備の機運が高まる 我が国提案で新規議題設置
 審議開始、CG設置(DE57 H25.3)==検討状況(CG)== 事故情報の収集(約110件)→終了
 事故情報の分析→終了
・主なクレーン：台座型(Pedestal Type)・主な原因：操作不良、メンテナンス不足
 適用範囲、基準のアウトライン策定==今後の予定==
 SSE1(H26.3) 基準の枠組みを最終化
 MSC93(H26.5) 基準の枠組みを承認
 SSE2(H27) 技術基準の具体化審議開始

66（出典：神戸運輸監理部 姫路海事事務所）

E-Navigation戦略の策定==目的==
情報通信機器を活用し、船舶運航に係る情報収集、統合
及び表示等を円滑に実施し、海上安全の確保及び海洋環境の保護を図る。
”e–Nav.”戦略実施計画の策定==e‐Nav.実施計画概要==
1. ニーズ(使用者)の特定→終了
2. 基本構成の策定→終了
3. ニーズと現状の差を分析(ギャップ分析)→終了
4. 費用対効果の分析→終了
5. 実施計画の策定(スケジュール,具体化案等)==今後検討される主な項目==
 警報管理（警報通報の優先順位、制御及び表示の管理等）
 デフォルトモードボタンの設置（機種毎の操作に迷うことを防止）
 船陸間での報告の自動化及び標準化（操船者の負担軽減）
 陸上設置サービスの改善（海図改補情報の自動更新）

極海コード（ポーラーコード）の策定（１）==背景==
 極海域は、気象・海象条件が厳しく船舶の航行に伴う安全上、環境上のリスクが大きい
 IMOは、極海域の特殊性を考慮した極海ガイドラインを2009年に策定
 その後、ガイドラインではなく義務的に適用される規則が必要との機運が高まる
 極海域における船舶の安全及び海洋環境保護を目的とする規則が必要
 2009年から関連委員会・小委員会での審議を開始
 2014年1月現在、関連小委員会にてコード案の最終化に向け検討中==極海コード(案)概要==
 海上人命安全条約（SOLAS条約）、海洋汚染防止条
約（MARPOL条約）等に基づく既存の規制をベースに、極海特有の事情を勘案した上乗せ要件を規定
 原則、国際航海に従事する旅客船及び総トン数500
トン以上の貨物船であって、極域を航行するもの==対象海域==

北極海==今後の予定(最短スケジュール)==
2014年 関連小委員会での審議
極海コード案の承認・採択
2016年 極海コード発効
南極海67

極海コード（ポーラーコード）の策定（２）==極海コード案==○極海コードの構成は、安全要件及び環境要件の2部から構成されており、概要は以下のとおり。
＜安全要件(SOLAS条約上乗せ) ＞
 I‐A部 義務要件
1章－総則（適用・定義）
2章－極海域運航手順書
3章－船体構造（耐氷構造）
4章－復原性・区画（氷の付着を考慮）
5章－水密・風雨密（閉鎖装置等の凍結防止）
6章－機関（配管等の寒冷地仕様化）
7章－運航安全（安全な作業環境の確保）
8章－防火（設備の凍結防止等）
9章－救命（設備の凍結防止等）
10章－航海（氷検知レーダー等の追加）
11章－通信（遠隔性を考慮した通信装置等）
12章－航海計画
13章－船員・配乗・訓練・資格＜環境要件(MARPOL条約上乗せ)＞ II‐A部 義務要件
1章－油汚染（極海での油排出禁止、油タン
クの保護等）
2章－有害液体物質による汚染（タンク保護）
3章－容器に収納した有害物質による汚染（追加要件はなし）
4章－汚水による汚染（極海での汚水排出要件）
5章－廃物による汚染（極海での食物くず排
出要件）
 II‐B部 推奨事項

 I‐B部 推奨事項

４．我が国の対応

22

68

IMO交渉戦略
基本方針

・世界有数の海運・造船大国として積極的な貢献を果たす。
・国際基準作りをリードすることで、我が国海事産業の国際競争力の向上を図る。
基準作りへの産業の参画の強化
 産官学が連携した国際基準の検討
 （⼀財）⽇本船舶技術研究協会にプラットホーム
技術⼒を根拠とした合理的な基準の提案
 安全・環境に関する産業界の技術開発の推進（補助⾦による⽀援等）
 ⽇本船舶海洋⼯学会、（独）海上技術安全研究所の活⽤

近年の具体的成果
・ 非損傷時復原性基準(ISコード)の策定→日本の実測値やシミュレーション結果に基づいた基準
・ 原油タンカー構造基準の大幅改正の見送り→日本(海技研)で実施したFSAの結果に基づき、大幅改正が先送り
・ 救命GBSガイドラインの策定→目標指向型アプローチで救命規則を見直す際の指針
・ 水素燃料自動車等を輸送する船舶の安全基準の策定

23

５．若手研究者の育成

24

69

若手研究者の育成
船舶工学系大学
船舶工学系の大学は以下のとおり。
（国立大学）
東京大学 （○研究室）
横浜国立大学 （５研究室）
大阪大学 （７研究室）
大阪府立大学 （５研究室）
広島大学 （７研究室）
九州大学 （７研究室）（私立大学）
東海大学 （７研究室）
長崎総合科学大学 （７研究室）

今後、平成年代に卒業の先生方の育成が必要
・船技協やNKの研究会等への参加
・役所や海技研の研究プロジェクトへの参加

25

５．その他の動き

2670

コンテナ運搬船安全対策検討委員会 中間報告書概要 ①
事故の概要○事故船舶：大型コンテナ運搬船「MOL COMFORT」（8000TEU級）○船籍国：バハマ○運航者：商船三井、建造者：三菱重工、船級：NK○建造：2008年7月○事故の状況：・インド洋沖（シンガポールからサウジアラビアへ）航行中
・船体中央部に亀裂が生じ、船倉内へ浸水、自力航行不能
・船体は中央部で分離し漂流後、沈没事故直後の状況（商船三井提供）（事故発生場所）

調査概要
当該事故の再発防止にあたり、同型船の安全点検や大型コンテナ船の船体強度に関する調査を実施。
○事故船の折損の起点の推定・船体折損の起点を、船体中央部の船底と推定・船体の亀裂は水中の船体下部より船側において上部に向かって進展

凹変形（一部水が溜まっている）

凸変形

凸変形○再発防止のための同型船の安全点検
・事故船の運航者が運航している同型船６隻中５隻で船底部分に座屈変形を確認（船底部分に補強材を追加し、船体構造の強化工事を実施済み）

凹変形（一部水が溜まっている）

同型船の点検状況（商船三井提供）○折損発生の再現のための船体強度評価と作用荷重の推定・事故船がどれくらいの強度（船体強度）をもっていたのか計算シミュレーションにより推定
・事故当時、船体にどれくらいの荷重（作用荷重）がかかっていたか海象データ等により推定

コンテナ運搬船安全対策検討委員会 中間報告書概要 ②船体強度計算のイメージ
船の自重、積載貨物、波によって受ける外力の和（作用荷重）が船体強度を超えた場合、船体は折損する。
・船の自重による荷重＋・積載貨物による荷重＋
・波による荷重＋・波で生じる船体振動による荷重

船体強度（船体が作用荷重によって曲げられる（縦曲げ）イメージ）

調査結果の評価及び分析○船体強度評価と作用荷重の推定
・事故船の船体中央部をモデル化し、シミュレーション計算
・船体強度は、14.0x106kN-m（キロニュートンメートル）・作用荷重は、 9.4x106kN-m （キロニュートンメートル）→作用荷重は、船体強度を下回っており、「折損しない」との計算結果
・なお、安全点検で見られた座屈変形や疲労亀裂の影響も加味してシミュレーションを行ったが、折損に至る計算結果とはならなかった。
○シミュレーション計算結果についての考察
現実に発生した船体折損を再現出来ていないため、今後検証作業が必要①事故時に船体に作用していた荷重が計算値以上であった可能性②座屈変形の程度などにより事故船の船体強度が更に低下していた可能性③その両方が起きていた可能性

71（船体中央部をモデル化し、シミュレーション計算）27

コンテナ運搬船安全対策検討委員会 中間報告書概要 ③
今後の取り組み
シミュレーション計算結果を踏まえた船体強度に関する調査を実施するとともに、運航中の大型コンテナ船の安全確保のため、運航にあたっての安全対策を提示して注意喚起を行う。
〈船体強度に関する調査（約１年間）〉○同型船の船体作用荷重の実船計測などを行うことにより、作用荷重の想定の妥当性を検証するとともに、船体強度の低下の可能性についても更なる検討を行い、シミュレーション計算により折損事故の再現を確認した上で、事故の再発防止を図る安全対策を策定する。
○事故船とは異なる設計の大型コンテナ船についても、船体強度や船体への作用荷重に関するシミュレーション計
算、作用荷重に関する実船計測を行い、安全対策を講じるべきコンテナ船の範囲を明らかにする。
○上記の調査を実施したうえで、最終報告書のとりまとめを行う。
〈運航中の大型コンテナ船における安全対策〉
8,000TEU以上の大型コンテナ船を目安に、当面の間、以下の安全対策を講じることが望ましい旨注意喚起を行う。
○船底外板の安全点検を実施し、座屈変形の有無を確認し、座屈変形が確認された場合には、対策について
船級協会に相談すること。
○貨物積載による過大な船体の曲げ荷重を抑制するため、荷主がコンテナ貨物の実重量を積載前に情報提供することにより、総積載量が許容積載量を超えないようにすること。

国際的な対応
中間報告書を以下の機関に提供する予定。
○船籍国であるバハマ （船籍国として事故原因調査実施中）○国際海事機関（IMO） （事故原因の解明後、国際基準の見直しを検討の見込み）○国際船級協会連合（IACS） （本件に関する安全対策を検討中）

ありがとうございました

Ministry of Land, Infrastructure, Transport and Tourism72

Ａ３ IACS CSR-H の開発動向 (ClassNK)「IACS CSR」とは？
Common Structural Rules （共通構造規則）
 ばら積貨物船のための共通構造規則（CSR-B）
 二重船殻油タンカーのための共通構造規則（CSR-T）

2

73

CSRの背景
CSRの背景 各船級協会は基本的に独自に作成した規則に基づいて船を承認してきた。

同じ構造部材でも船級ごとに設計寸法が異なる

3

重大海難事故の発生 ばら積貨物船の海難事故- 大型ばら積貨物船の全損事故が発生。
- 事故に伴う人的被害も甚大であり，1年で200名を超える船員が死亡した年もあった。
 油タンカーの海難事故- 1999年のエリカ号，2002年のプレス
テージ号など，老齢タンカーの油流出事故が発生。
- 大規模な環境汚染をもたらす。
474

CSRの背景
CSRの背景船舶の構造安全性を向上させるために・・・
 IMO ： 船体構造に関する目標型の安全基準（GBS）
 IACS ： 共通構造規則（CSR）の策定
今まで船級間で違いがあった船舶の構造規則をはじめてIACS内で共通にしようとする試み
対象：
2006年4月1日以降建造契約するばら積貨物船 と油タンカー

5

船体構造に関する規則の変遷
IMO

IACS

 油タンカーの二重船殻化
 WBT内の塗装性能基準（PSPC） など

 検査強化プログラム（ESP）
 ばら積貨物船の安全強化（浸水時の強度検討） など

IMOも船舶の構造基準に関わるべきGBSの具体的な基準として，CSR（ばら積貨物船用及び油タ
ンカー用）を作成

目標（安全な船舶）を達成するための機能要件を定めた
GBSを作成CSRの調和作業

675

IMO GBSの概要
GBS（Goal Based Standard)の枠組み
安全で環境に配慮した船舶
Tier I

Tier II

目標

Goals

Functional
Requirements

機能要件

Tier III

Verification
Process

適合検証

Tier IV

Prescriptive Regulations &Class Rules

船級規則等

Tier V

Applicable Industry Standards &Codes of Practice

業界標準等

7

7

GBS Tier II 機能要件
設計
1. 設計寿命
2. 環境状態
3. 構造強度4. 疲労寿命
5. 残存強度6. 腐食に対する保護
7. 構造の冗長性
8. 水密及び風雨密要件
9. 人的要因の配慮
10. 設計の透明性

建造中
11. 建造品質手順
12. 建造中検査
就航後
13. 検査及び保守
14. 交通設備
Tier I

リサイクリング
15. リサイクリング

Goals

Tier II

Functional
Functional
Requirements
Requirements

Tier III

Verification
Process

Tier IV

Prescriptive Regulations &Class Rules

Tier V

Applicable Industry Standards &Codes of Practice876

IMO GBSの概要

Tier I

Tier IIIMO GBSGBS（Goal Based Standard）の枠組み
Goals

Functional
Requirements

目標
機能要件

Tier III

Verification
Process

適合検証

Tier IV

Prescriptive Regulations &Class Rules

船級規則等

Tier V

Applicable Industry Standards
Codes of Practice

業界標準等

9

9

GBS Tier II 機能要件とIACS規則
CSRで対応設計
1. 設計寿命
2. 環境状態
3. 構造強度4. 疲労寿命
5. 残存強度6. 腐食に対する保護
7. 構造の冗長性
8. 水密及び風雨密要件
9. 人的要因の配慮
10. 設計の透明性

建造中
11. 建造品質手順
12. 建造中検査

CSR以外の規則での対応も必要

就航後
13. 検査及び保守
14. 交通設備
リサイクリング
15. リサイクリング

赤：GBS適合についての検討が必要

Tier I

Tier II

Goals

Functional
Functional
Requirements
Requirements

Tier III

Verification
Process

Tier IV

Prescriptive Regulations &Class Rules

Tier V

Applicable Industry Standards &Codes of Practice1077調和CSR（Harmonised CSR）
CSR調和プロジェクト
 ばら積貨物船及び油タンカー用CSRの調和作業を実施
 現行CSR採択時の業界からのコメントに対応 調和作業中に IMO GBSが発効したことを受け，GBSの要件にも対応を検討

調和CSR
バルクキャリア用CSR
油タンカー用CSR
調和作業
＋
GBS対応
11

CSR調和プロジェクト
調和プロジェクトチーム

作業内容（調和項目）

波浪荷重• 降伏・座屈強度評価用荷重，ハルガーダ荷重• 疲労強度評価用荷重

座屈• 規則算式ベースの座屈評価• FEAに基づく座屈評価• 構造冗長性FEA• 貨物区域内の構造部材の直接強度評価

腐食• 構造部材（貨物区域内，ﾊﾞﾗｽﾄﾀﾝｸ内等）の腐食予備厚

溶接• 高応力箇所の溶接要件等

ハッチコーナー部の疲労• 曲げ捩り荷重を考慮したハッチコーナー部の疲労評価

就航船の切替基準• IACS統一規則に基づく切替基準等

疲労強度• 構造部材の疲労強度評価• スプリンギング・ホイッピングの影響

詳細規定• 板部材及び防撓材の規則算式要件（適用，設計思想，用語定義等を含む）• 衝突・座礁時の残存強度

影響評価• 調和CSRが既存の設計に及ぼす影響評価

安全基準及び原則

78

12調和CSR規則案の公表
 2008年の調和プロジェクトが本格的に開始
 2012年7月 調和CSR第1次草案を公表
 第1次業界レビュー（2012年7月～12月）
 2013年4月 調和CSR第2次草案を公表
 第2次業界レビュー（2013年4月～8月）
併せて，技術背景資料（TB）及び影響評価
資料（CA）も公表
13

調和CSR規則案の構成
第2編: 船種別特別要件

第1編: 一般船体要件
1章 一般原則
2章 一般配置設計
3章 構造設計の原則
4章 荷重
5章 ハルガーダ強度
6章 船体局部寸法
7章 直接強度評価
8章 座屈
9章 疲労
10章 その他の構造
11章 船楼，甲板室及び船体艤装12章 建造13章 就航船 - 切替基準

1章 ばら積貨物船
1節 一般配置設計
2節 構造設計の原則
3節 局部構造寸法
4節 150m以下のばら積貨物船の局部構造寸法5節 ハッチカバー
6節 船級符号への追加の付記
グラブ荷役

2章 油タンカー
1節 一般配置設計
2節 構造設計の原則
3節 局部構造寸法
4節 船体艤装
14

79

適用船
適用船については，現行CSRから変更無し
90m以上のホッパー及びトップサイドタンクを有するばら積貨物船
150m以上の油タンカー

15

腐食予備厚
 NKが開発した腐食推定法に基づく
 現行CSR開発時に用いた腐食データよりもサンプル数を増加させ，データの信頼性を高めた。
 現行CSRから腐食予備厚の変更はなし

1680

建造時初期寸法と切替板厚の関係

tnet_req （要求ネット寸法）

切替板厚

tcorrosion （腐食予備厚）

衰耗限度

tvol_add (ボランタリーの増厚）建造時初期寸法

 規則要求寸法を，要求ネット寸法と腐食予備厚に分離 要求ネット寸法と切替板厚を一致させる

17

Chapter 4 Loads（4章 荷重）1881

調和CSR荷重の概要（設定のアプローチ）
波浪設計荷重設定のアプローチ
調和CSR（現行CSR-BC）
ある確率レベルのハルガーダ荷重

ある確率レベルの船体運動及び船体重心加速度

荷重組合せ係数

荷重ケース（応力と荷重最大）（加速度場所依存なし）（等価設計波）

等価設計波（LC
等価設計波（LC）における）における等価設計波（LC）におけるハルガーダ荷重

船体任意点加速度

船体任意点波浪外圧

構造・強度評価用の設計波浪荷重
19

調和CSR荷重の概要（基本仮定）

荷重と応力の長期分布

降伏・座屈・疲労強度評価用の荷重と応力の参照値
疲労強度評価用(Weibull分布（
Weibull分布（1010-2確率レベルを参照
値、形状係数1.0
）、 75
75％の
％の設計船
設計船速
速）
値、形状係数1.0）、

降伏・座屈強度評価用(10-8確率レベル、船速 5 knot)
10-8

10-6

用途

船速

降伏/座屈

5 knots

疲労

75％設計船速

10-2

10-4

0

確率レベル 波浪外圧 船体運動・加速度
10-8
算式
算式
10-2

算式

ハルガーダ力算式

10-8レベル算式に船速影響を考慮
レベル算式に船速影響を考慮
した確率係数（ffp）を乗じることよる
した確率係数（
2082

調和CSRの荷重の概要（構成）

４章 荷重
序論
荷重ケース
船体運動と加速度
ハルガーダ荷重
外圧（外力）
内圧（慣性力）
設計荷重のシナリオ

1節
2節
3節
4節
5節
6節
7節
8節 積付条件
付録1 マスチャート

21

調和CSRの荷重の概要（2節 荷重ケース）

降伏・座屈・強度評価用（ルール算式及びFE解析）
CSR-BCの手法、7つの等価設計波に基づく
斜波の追加（ばら積貨物船）

等価設計波（EDW)調和
CSR

波浪縦曲げモーメント最大

向波 HSM

縦波中船首上下加速度最大

向波

HSA

波浪縦曲げモーメント最大

追波

FSM

横揺（Roll)最大

横波

BSR

中央部喫水線波浪外圧最大

横波

BSP

波浪捩じりモーメント最大

斜波

OST

縦揺（Pitch加速度）最大

斜波

OSA

22

83

調和CSRの荷重の概要（2節 荷重ケース）
疲労強度評価用(CSR-BCの手法、5つの等価設計波に基づく)
HSMにおける船首上下加速度のLCF
1.0
0.8

Bulk (Fhom)

0.6
0.4
C j,i

0.2
0.0

Bulk Carrier

-0.2
-0.4
-0.6
-0.8
-1.0
1

2

3

4

5

6

1.0
0.8

7

9 10 11 12Number
13 14 15 16 17 18 19 20 21 22
Ship’s
Ship's Number

8

Tanker (Full)

0.6
0.4
Cj,i

0.2
0.0
-0.2
-0.4
-0.6

OSA

Oil Tankers

-0.8
-1.0

Ship’s Number

1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11 12 13 14 15 16 17 18 19 20 21 22 23 24 25 26 27
Ship's Number

23

現行CSRとの相違点
2節 荷重ケース
各等価設計波（荷重ケース）の荷重組合係数（LCF)
CSR-OT加速度

CSR-BC

各等価設計波ごと、各等価設計波ごと、（場所依存の前後・左右・ 場所依存しない船体運上下加速度に対するもの） 動（ロール・ピッチ）と重心加速度に対するもの

調和CSR
CSR－BCの手法に基づく、（船速影響を考慮、
船速ごと）

ハルガーダ 各等価設計波ごと
波浪荷重

各等価設計波ごと

CSR-BCとCSR-OTの手法に基づく（船速影響修正）

波浪外圧

各等価設計波ごと、（場所依存のもの）

必要なし

必要なし

7 Table1 Table2 Table（船速ごと）
24

84

現行CSRとの相違点

4節 ハルガーダ荷重
CSR-OT
波浪縦曲げモーメント
波浪せん断力波浪水平曲げモーメント

CSR-BC

調和CSR

波浪縦曲げモーメント
波浪縦曲げモーメント
波浪せん断力波浪せん断力波浪水平曲げモーメント 波浪水平曲げモーメント波浪捩じりモーメント（微調整を行った）
波浪捩じりモーメント25

現行CSRとの相違点
5節 外圧
各等価設計波における波浪外圧分布
CSR-OT

CSR-BC

船体任意点における各等価設計波ごと、
波浪外圧のEnvelop値 船体任意点における×
波浪外圧の分布算式
各等価設計波ごとの荷重組合せ係数（位置に依存）調和CSR
CSR-BCの手法
船速影響の修正、
斜波中の算式の追加（降伏/座屈強度評価
用と疲労強度評価用を
夫々用意)

26

85

現行CSRとの相違点（5節 外圧）
各等価設計波における波浪外圧分布の算式（向波中及び追波中）

調和CSR

CSR-BC
EDW

pw×H

H

EDW

f(x, y)HSMf(x, y)HSA

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

1

F

pw×H

kl k pka（疲労強度評価 CSR-BCのHとFのに適用せず） 分布をベースに、FSM
船速による影響に
よる修正

kp

27

現行CSRとの相違点（5節 外圧）
各等価設計波における波浪外圧分布算式
（横波中）
調和CSR

CSR-BC
pw×H

EDW

pw×H

kl kp EDW

R

1

BSR

ka

kp
1





(CSR-BCと同じ)
1

P
15H

5H

9H

3H

1

BSP

(CSR-BCとほぼ同じ、
船底中央部微調整(0→1.5H)

28

86

現行CSRとの相違点（5節 外圧）
各等価設計波における波浪外圧分布算式
（斜波中）
調和CSR

CSR-BC
pw×H

EDW
OST
10.0H

3.0H

船 側 （ 波 上 側 ）kl

A P 0 .0

船 底

0 .5

F1 P. 0

1.5H
1.5H

kp

5.0H

2.5
2.0
1.5

3.1H

11.5H

kp

OSA
（疲労強度
評価に適用
せず）

kp

ka
OST の例 f(x,y)

kl

斜波の等
価設計波
はない

船 側（波 上側、満載 ）船 側（波 上側、バラ スト ）
船底

1.0
0.5
0.0
-0 . 5-1 . 0-1 . 5

2.3H

6.6H

AP

FP

1.9H

（船速影響を考慮し、降伏・座屈強度評価
用と疲労強度評価用に式を別々に用意）

29

検証例（等価設計波の波浪外圧（
等価設計波の波浪外圧（瞬間分布
瞬間分布））））
荷重ケース：横揺最大（横波、5b
5bmax
max、
、R1、
Down状態）状態）
荷重ケース：横揺最大（横波、R1、 BSRBSR-1P、左舷
1P、左舷Down
船種：バルク
船種：バルク;; 場所：中央部
場所：中央部;; 積付状態：満載
積付状態：満載
◇

左舷

調和CSR
CSR-BC
CSR-OT

右舷

波

30

87

検証例（等価設計波の波浪外圧（
等価設計波の波浪外圧（瞬間分布
瞬間分布））））
荷重ケース：外圧最大（横波、7b
7bmax
max、
、P1、
Down状態）状態）
荷重ケース：外圧最大（横波、P1、BSPBSP- 1P、左舷
1P、左舷Down
船種：バルク
; 積付状態：満載
船種：バルク;; 場所：中央部;
場所：
積付状態：満載
◇

左舷

調和CSR
右舷
CSR-BC
CSR-OT波

31

検証例（波浪外圧のEnvelop値）
船種：バルク； 場所：中央部 ； 積付状態：満載

左舷◇

調和CSR 右舷
CSR-BC
CSR-OT

32

88

ハルガーダ残存強度（GBS対応）
座礁・衝突後を想定した下記の損傷状態においても，船体が折損しないだけの耐力を有していることを確認
する。
衝突

座礁

B/15

33

直接強度計算 解析対象ホールド
 衝突隔壁からE/R前方隔壁までが評価対象
評価対象範囲

最後部 後方部 中央部

前方部 最前部

調和CSR
現行CSR
最前部

中央部

最後部

34

89

座屈要件
現行CSRに2種類の座屈評価法があったため，評価法を一本化した。

簡易算式による
座屈評価法

数値計算による
座屈評価法(PULS)

直接計算に基づく座屈評価の例

精度を高めた
新簡易算式座屈評価法
3590

疲労強度 － 評価必須箇所の例

ビルジホッパ上部
ビルジホッパ下部

BCハッチコーナー部
ビルジホッパ下部
37

疲労強度評価（GBS対応）
スプリンギング及びホイッピングを疲労評価に考慮する【スプリンギング】【ホイッピング】

周期的な波浪外力との共振による船体振動

スラミングにより誘発される過渡的な船体振動

当現象による疲労被害の影響は，船が常に北大西洋を航海することを想定したことによる安全余裕でカバーできることを示す技術背景資料を作
成する。
。
38

91

――――――――――――

92