実船計測による横部材の荷重・応力計算法の検証告報成果書(第217研究部会) 3月年平成8法人西社研究協会本造紹山
本報告書は、日本財団の補助事業として、日本造船研究協会第217研究部会において、平成４年度から平成７年度の４カ年で実施した「実船計測による横部材の荷重・応力計算法の検証」の研究成果を取りまとめたものである。
第217研究部会委員名鐘
（敬称略、順不同）部会長格野正陸(東京大学) (H.4 ～ 7 )代表幹事校公股
昌　弘（日立逸紹）（ H.4 ～ 7 ）後 彦(大阪大学) ( H.4 ～ 7 )术

鉄
#
会
は
名
数
（敬称略、順不同） #l査股活all弘（日立造船）（H.4 ～ 7 ）通 史(日本海事協会) ( H.4 ～ 7 )祥（石川島揺磨重工業）（ H.4 ～ 7 ）口友　一（川崎重工業）（ H.4 ～ 5 ）政坂明(川崎重工奏) ( H.6 ～ 7  )正　継（日本領管）（H.6～7）吉　雄（住友重機械工業）（ H.5 ～ 7 ）
明（住友重機械工業）（ H.4  ) H整#前
42
利男（日本鋼管）（H.5）見近公 推(日立造船) ( H.4 ～ 5 )
秀（三菱重工業）（ H.4 ～ 7 ）永
上　義　行（横浜国立大学）（H.4 ～ 7 ）用数更史(日本海事務会) ( H.4 ～ 7 )
deカロ整坂泰彦(三井造船) ( H.4 ～ 7 )明(川崎亜工業) ( H.6 ～ 7 )隆昭(日本鋼管) ( H.4  )整
明(住友重機械工業) ( H.4 )
af长歴**
整英利(三菱重工業) ( H.7 )公　雄（日立造船）（H.4 ～ 5 ）征夫(川崎汽船) ( H.4 ～ 7 ) ⋆ ( H.4 ～ 6 )三菱亜工業思は谷隆昭(日本鋼管) ( H.4 ) l l
田委ag働技
αζ乾（東京大学）（ H.7 ） ⋆
良
恂（石川島播磨重工業）（ H.4  ）寒彦(三井造船) ( H.4 ～ 7 )洋（石川島摇磨蛋工業）（H.4 ～ 7 ）
人（日立造船）（H.6 ～ 7 ）伏見形（東京大学）（H.7）★米国英　利（三菱重工業）（ H.7 ） ★ ( H.4 ～ 6 )三菱重工業田勿如歯的華福改独藤:[ワーキンググループ1委員名簿（敬称略、順不同）
秀明(川崎重工業) ( H.6 )
修 — (日立造船) ( H.4 — 7 )
俊　秀（日本網管）（ H.4 ）
三　郎（住友重機械工業）（ H.4 ～ 7  ）
修　一（三井造船）（ H.4 ～ 7 ）達哉(川崎重工業) ( H.6 ～ 7 )三　郎（住友重機械工業）（ H.4 ～ 7 ）公　推(日立逸船) ( H.4 ～ 5 )雄（日立造船）（H.4 ～ 7 ）
（敬称略、順不同）
林（大阪大学）（ H.4 ～ 7 ）
友　一（川崎重工業）（H.4 ～ 5 ）
外
ワーキンググループ3 A委員名簿

英之(東京大学) ( H.4 ～ 7 )共誠（横浜国立大学）（ H.4 ～ 7  )碳（船舶技術研究所）（H.4 ～ 7 ） ー  郎(日本気象協会) ( H.4 ～ 7 )
距福　彦（日本鋼管）（ H.4 ～ 7 ）
共
義昭(東京大学) ( H.4 ～ 7 )悠s &的元秀(川崎亜工業) ( H.4 ～ 5 ) #
働
尾　元　秀（川崎重工業）（ H.4 ～ 5 ）以秀（三菱重工業）（H.4 ～ 7 ）夫（川崎汽船）（H.4 ～ 7 ）則後彦(大阪大学) ( H.4 ～ 7 )公　雄（日立造船）（ H.4 ～ 5 ）
前人(日立造船) ( H.6～7 )科良雅　宏（九州大学）（ H.4 ～ 7 ）浩（東京大学）（ H.4 ～ 7 ）洋（石川島播磨重工業）（ H.4 ～ 7 ）和夫(川崎重工業) ( H.4 ～ 5 )水栽市音
 
 H明(三井造船) ( H.4 ～ 7  )茂（日本鋼管）（ H.5 ～ 7 ）宏一(三菱重工業) ( H.6 ～ 7 )準ー（住友重機械工業）（ H.5 ～ 7 ）

ワーキンググループ２委員名簿
（敬称略、順不同）
秀(三菱重工業) ( H.4 ～ 7 )俊　朗（日本海事協会）（ H.4 ～ 7 ）洋（石川島播磨面工業）（H.4 ～ 7 ）位野科私
賀高（川崎重工業）（ H.7  )本公佐#l d3田明（川崎重工業）（H.6 ～ 7 ）博安(船舶技術研究所) ( H.4 ～ 7 )野ne自孝（川崎重工業）（ H.4 ～ 7 ）和夫（川崎重工業）（ H.4 ～ 5 ）秀#西数明（川崎重工業）（H.6）
水
共
 
島人（日立造船）（H.6 ～ 7 ）共IE沢兒働電木光　明（三菱重工業）（H.4 ～ 7 ）感数
高(川崎重工業) ( H.7 )達 哉(川崎重工業)  ( H.6 ～ 7 )やፓ
良
田洋（石川島播磨瓦工業）（ H.4 ～ 7 ）箪　雄（石川島播磨重工業）（ H.4 ～ 7 ）厚（日本海事協会）（ H.4 ～ 7 ）
公　男（広島大学）（H.4 ～ 7 ）寛(防衛大学校) ( H.4 ～ 7 )厚（日本海事協会）（H.4 ～ 7 ） #l環（東京大学）（ H.4 ～ 7 ）藤　公　雄（日立造船）（ H.4 ～ 5 ）
ワーキンググループ3 B委員名簿
(敬称略、順不同) #I査.内　藤林（大阪大学）（H.5 ～ 7 ）幹専二　見　杏　雄（住友重機械工業）（ H.5 ～ 7 ）委A竹　本　博　安（船舶技術研究所）（ H.5 ～ 7 ）魚野厚(日本海事協会) ( H.5 ～ 7 )洋（石川島播磨重工業）（ H.5 ～ 7 ）中 村 真 一(川崎重工業)  (  H.5 ～ 7 )笹島#井潮（住友重機械工業）（ H.5 ～ 7  ）近藤公 雄(日立造船) ( H.5 )亀　井　前　人（日立逸船）（H.6 ～ 7 ）中　島　光　明（三菱重工業）（H.5～7）富　田仁（第一中央汽船）（ H.5 ～ 7 ） . -
不規則な気象・海象中を航行する船舶の船体構造には様々の披浪荷重が作用するが、との複雑な荷重に対する構造応客予測の向上が、船体構造設計の信頼性を高める上で重要なファクターとなる。近年のコンピュータの発達にともない理論解析に基づいて、想定された海象状態において放浪中航行する船船の船体運動、荷重、沸造応答を直接計算で求めることが可能となってきたが、これらを検証、補完すべき実船計測のデータは非常に少ない。強度評価の信頼性向上を図るためには系統立てた各種船舶の継続的実船計劃により船体構造に作用する荷重およびとれに対する構造応答の実体を把握するとが極めて重要な課題である。当研究部会では運動特性、構造株式の異なる船舶について主に横、局部強度に対応する実働荷重、応力等について長期奥船同時計剤を実施し、データの収集、解析を行うとともに、現在設計で用いられている荷重、応力計算法との比較検証を行い、船体構造設計の信頼性向上を図るととを目的に平成４年度から７年度の４年間にわたり次の研究を実施した。研究の第１の柱である実紹計測は２隻を対象に実施し、第１組の川崎斉船株式会社所属、川崎重工業株式会社建造のコンテナ船“せとぶりっじ”（SHIP A)については、平成５〜７年度にわたって北米航路１６航海分のデータを収集、第２船の第一中央汽船株式会社所属、住友重機械工業株式会社建造のバナマックスバルクキャリア"  PACIFIC  NOVA " ( SHIP B )については、平成６、７年度にわたって７航海分のデータを収集した。計制は、波高をはじめとする海象条件、加速度、動揺角度等の給体運動、鉛底、鉛側に働く波浪変動圧およびスラミング圧、船体構造の応客応力等を対象に長期にわたって実施し費重なデータを収集した。計測データは本部会で開発された自動計測システムで収集し、データ解析も同様に当部会で開発された解析システムで英施した。また、解析データは別途検証を行いその妥当性を確認した。計算法の検証で重要なファクターとなる波浪に関しては、従来の目視による観測に加え、波高計によるデータを収集し、新たに開発した方法により解析を行うとともに気象データに基づく波浪推算結果との比較も実施した。本研究の第２の柱である荷重・応力計算法の検証ついては、SHIP A、Bの両船について現状設計で用いられているストリップ法による船体運動、波浪変動圧の長短期予測、および破強度と横強度部材に分離した離散化法による応力応客計算を行ない、計測結果との比較検証からその差異について検討した。また、離散化手法に基づく荷重、応力の計算法とは別に相関係数法を捜案し、理論計算値と実組計測值との比較検証により、その適用の可能性について検討した。さらに、ストリップ法に基づく荷蛋・応力計算法の改善法として、船側ダンク内のバラスト水が船側波浪変動圧に及ぼす影響について検討した。最後に美船計測と計算結果の比較検討から、現在設計で用いられているストリップ法に基づく荷重・応力計算法について今後の課題を抽出した。
2.1 自動計測・解析システム最近の計測機器の進歩を活用し、船体運動、波浪（波高）、荷重、応力等の長期多点同時計測を自動で行い、応答、統計価等の孵析を船上で行う計測・孵析システムを開発した。以下、実船計測の第１船であるShip  Aに対する仕様に基づき概要を述べる。 (1)本装置は船体に取付けられた各種信号をヒストグラムレコーダに収録する長期計測と、正規化後AD変換器を介しメモリに取り込む短期計測との2系統に分けデータを収録する。 (2)　計測開始は設定したブランに従いインターバル24時間で動作する全自動計測モードと、キーポードより収録開始等の動作をする手動計測モードの2種類を設定する。 (3)　長期計剤ではヒストグラムレコーダ（24ch）のレインフロー法（一次元）でカウントした値を収録コンビュータにRS−232Cのインタフェースを介し転送するとともに、カウント値をクリア後再度計測を開始する。計測インターベんは24時間で、計剤時間22時間とし、残り1時間で転送等の処理を行う。収録したカウント価はそれまでの合計カウント値とともにREXASギヤー（ファイル共有ネットワークシステム）を介し、シリコンディスクに一旦収納する。 (4)短期計測ではAD変換器で各チャンネルの信号を20msサンプリングで収録しながらデータをコンピュータに転送する。転送したデータの高速データ( 20 ms ) 5 chはそのまま、低速データ( 54 ch +船速1 ch +方位1 ch +風向•風速2 ch )は1/10に間引きし収録コンピュータのRAM上に名々収納する。計測インターバルは4時間で、30分間のデータを収録する。これらのデータは収録開始前に取得した船舶器情報（計測品、計測日時（JST）、本船位置）とともに、REXASギヤーを介しシリコンディスクに収納、この時併せて競応力データは各成分応力（競/機/模り）へ変換しシリコンディスクに収納する。 (5)　シリコンディスクに収納したデータはREXASギャーを介し解析用コンピュータに取り込み、各種解析処理（一次元レインフロー、ゼロアップクロス法）を行う。解析処理結果は再びREXASギャーを介しシリコンディスクに収納する。 (6)　１日の短期計剤データ（４時間毎６回分の収録データ、照析データ）と長期計測データは、コンピュータを介し８ numMTに一括で保存する。 (7)　8mmMTに格納したデータは１日単位で解析用コンピュータを介しシリコンディスクに呼び出し、解析用コンピュータによるデータの確認が可能とする。 (8) World-wide航路船であるＳhip Ｂへの対応を考え、ハード的には最長１20日までの無人計測を可能とする。船上に配置される計測・解析システムの構成を図2. 1. 1に示す。
2.2 実船試験実施計画(Ship A)
計測点は合計64chであり、全体の計測点配置を図2. 2.1に示す。以下に各計測項目に対する留意点を述べる。 (1)給体加速度計測加速度計は人の交通による損傷及び風雨の影響を避けるため、いずれも上甲板塞又は鉛首核甲板裏に設けるととした。 (2)　船体ロール・ピッチ計測鉛体ロール・ビッチ計は、居住区内上甲板左舷の計測室に設けるととし、計測室床面にボルトにて固定した。
(3)　波高・相対水位計測
波高計は、波高計測計画位置近傍のコンテナポストに設けた振り出し式の波高計取付台の先端に取り付けることとした。との取付台は荷役時等に邪魔にならぬよう、ポルト操作により船側部に収納できる構造とした。波高計取付台の設計に当たっては、放浪荷重に対する骨組強度解析を行い、予想される泉大波浪荷重に対し充分な強度を有するととを確認した。
(4)紹体継曲げ、ワーピング応力計測
インナーヘル下部の歪ゲージは、水圧による歪の影響を除くため、ロンジに沿った線上で水圧による歪がゼロとなる（ロンジの水圧による曲げモーメントがゼロ）位置を求め、その位置に設けた。なお、本質安全回路が要求される区画については、計測機器との間に防爆のためのバリアを設けた。 (5)外板付ロンジ変動水圧計測いずれのロンジにもフェースプレート上の４点に歪ゲージを設け、プリンジにより軽曲げ応力成分を除き、水圧変動により生ぎるロンジの曲げ歪成分のみを検出するととした。 (6)　内殻横強度応力計測フロアまたはガーダーの表裏に歪ゲージを対にして設け、プリッジにより両者の平均を検出するととし、フロアきたはガーダーブレートの面外曲げ応力の影響を取り除くこととした。なお、せん断応力については、さらにブリッジにて直交する２方向の絶対値の平均値を検出ととした。 (7)   Bow Flare部水圧計測サイドロンジ変動水圧計測と同様にフェースプレート上４点に歪ゲージを設け、プリッジにより鞍曲げ応力成分の影響を除いた。 (8)　船尾スラミング水圧計測該部には水圧計測に適当なステイフナが設けられていないことより、計測は船底及び後端壁部バネルの中央に設けた歪ゲージにより行うととした。本船居住区内上甲板上に設けられた計測室から各センサーまでの計測用の電線は、アンダーデッキバッセージ内は計割用以外の電線とまとめて固定し、タンク内等他の電線がない場所については電線取付台を設け、インシュロックにて固定した。
2.3 実船試験実施計画(Ship B)
全体計測点配置を図2. 3. 1に示す。各計測項目に対しては、 Ship Aと同様の往意を払った。ととでは、 Ship Bとして特に留意した事項について述べる。 Ship B はバルクキャリアであり、船体各所のセンサーから計測登までのケーブルは上甲板上を通るため計測用電路の配管を必要とした。大規模な計測工事となるため、工事計画には建造工程を考慮する必要があった。計測工事計画に際し検討した主要な点を下記する。 (1) 計測用の機器、バイブ、ケーブル等の計画は本船の電装関係の基本図作成と同時期に検討し、出来るだけ通常の建造ラインに乗せた。 (2)本質安全回路以外のケーブルは、本鉛の主電路のバイブ内に配線し、計測用の配管を減らした。また、主電路から分岐した計測用バイブはヘッチサイド等できる限り通行の邪魔にならない位置に配管した。波高計への戦路バイブについては舷側部の交通路を横切るためスロープウェイを設置した。 (3)二重底内からのケーブルはロワースツール内で内底板を質通させた。との時、同じタンク内のケーブルは一箇所にきとめ、グランドビースの付いた蓋を貫通させた。これにより内底板に直接多くのグランドビースが付くのを防ぎ、撤去時にはグランドビースの付いていない蓋と交換するだけとなった。 (4)　ホールド内の波浪変動圧計測点ではサイドフレーム間にカーリング部材を設け、歪を計測したが、次の点を考慮しカーリングをボックススチフナにして茲面にゲージを取付けた。魏み荷の简撃や摩擦からゲージを保護する。ホールトの水洗い時の衝撃からゲーシを保護する。積み荷がカーリングの周囲にたまらないようにする。ホールドフレームの応力計測点も同じ理由からフレームのフェースの変面にゲージを取付けて、保護カバーを取付けた。 (5) 鞍曲げ計剤点には戦路バイブのサポート等にボルトナットで取付けるタイプの保護カバーを製作し取付けた。さらに、保護カバーの内面に端子箱を取付け、デッキ上に取付けたゲージの上にかぶせるように設置した。船体中央部の加速度計測点には保護カバー付きの加速度計取付け台を設置した。
2.4 波浪計測法
実際の海域で紹舶が遭遇する海洋波の方向波スペクトルを推定するには、船を方向波の観測に用いる観測プイ（例えは、Heave/Pitch/Roll buoyなど）と見立てれば良い。しかしながら、鉛体が前進速度を有する場合については、未だに標準的な手法は確立されているとは言い難い。ととでは、権本らかによって開発されたEMEP ( Extended Maximum Entropy Principal Method )をもとに、追波状態までを扱える方向彼スペクトルの推定法を新たに提案し、数値シミュレーション並びに水槽実験により、提案手法が追放状態も含めて高い推定精度を有することを示す。なお、本手法による寒船試験データの解析結果については４章で示す。 (1)数值シミュレーション例シミュレーションの対象としては、図2.4.1に示すスターアレイが一定速度Ｕで進行している場合を想定する。スターアレイは、放高計アレイによる方向波スペクトルの観測で、４台の放高計を使用する場合の最適配置の一つ²」とされているものである。本推定法の分解能の例を図2.4.2に示す。図は絶対周波数fと出会い角χについて方向波スベクトルの形で示してあり、 " I nput "と表記されているものが入力した方向スベクトル、 " Estimated "と表記されているものが本推定法によって推定された結果である。図にはEMLM3) ( Extended Maximum Likelihood Method )で推定した結果を併記している。図から判るように、本推定法による推定結果は、わずか４成分の情報から、追波状態を含めて、一方向波、二方向波とも明瞭にビークをとらえ、エネルギー分布も入力値を経接再現できている。 (2)　水榴実験データによる検証使用する水槽実験データは、谷澤ら*)によって報告がなされているVLCCの実験データである。供試披型を図2.4. 3に示す。図中に示于４箇所の点（RW-１、RW-２、RW-３、RW-４）で計測した相対水位変動を用いて、本推定法により方向波スペクトルを推定してみる。フルード数Fn = 0.131 、波長船長比λ / L = 0.75の結果を図2.4.4に示す。推定された方向放スペクトルを絶対周放数ｆと出会い角ｇについて示したものである。図より、いずれも明瞭に入射波が検出されていることが判る。図2.4.5は、相対水位変動から推定された入射波の波向χρ′と実験の際に設定された波向χρの比較を示したものである。両者はよく対応しており、本推定法が高い方向分解能を有していることが、との結果からも蘇付けられている。図2.4.6は、入射波のスペクトルから推定されたモーメントバmoと相対水粒変動から推定されたモーメント「moの比を示したものである。図から向波状態では、「moと「moとはほぼ一致しているものの、追波状態では定量的な差が見受けられる。推定に用いた応答関数の計算低推定精度が不十分なために生じていると考えられる。以上より、本手法は追放状態も含めて高い分解能を有することが判った。しかし、限界もあり、船体応答関数の推定稽度が悪い場合や追波状態で蛋なり合う成分波の絶対周波数が非常に近い場合には分解能は低下する。参
1）橋本典明他：海洋波の方向スペクトルの推定における最大エントロビー原理法（MEP）の拡張、港湾技術研究所報告、第32巻第１号、 pp.3-25、 1993 2）合田良美：波高計群による方向スペクトルを用いた反射波推定法の検討、港湾技術研究所報告、第１９巻、第３号、 pp.37-69、1980 3）磯部雅彦他：方向スペクトルの推定におけるMLMの拡張、第31回海崇工学講演会論文集、 pp.173-177、 1984 4）谷澤克治、渡辺巌他：短波頂域を航走するVLCCの紹則に働く波圧に関する模型実験、日本造船学会論文樂、174号、 pp.233-242、1993
B／C実船計測計測点配置図（ Ship 2.3.1

3.1  実船計測の概要(Ship A)
3. 1. 1  計測機要
主計剤は、平成５年から平成６年にかけて、第１次航～第８次航にて実施した。その後、計測点数を波らし、第１０次就～第１７次就にて継続計測を行った。計測点数は、主計測が６4点、継続計測が２4点とした。主計測点の内、24点はヒストグラムレコーダーにもデータを取り込んだ。継続計測は、ヒストグラムレコーダーだけで実施した。
3.1.2 計測項目と計測点配置
主計測時の計測点の配置を図3. 1. 2一1に、計測項目を以下に示す。 (1)出合海象等風向、風速、波高、相対波高、本船の位置ログブロックデータ、気象庁への海象報告データも本船側から入手した。 (2)加速度、ロール角、ピッチ角、船速(3)外板付きロンジの歪計測より求めた。 (4)波浪衝撃圧Bow Flare部圧力、船尾スラミング圧力(5)　構造の応力応答内殻横強度応力（カーゴホールド前部二蛋底のフロアー及びガーダー）縦曲げ、ワーピング応力（中央部及び機関室前部横断面） (6)ヒストグラムレコーダーによる計測主計剤時の64点の計測点のうち24点に対しては定時計測の他に1日当り23時間を対象にヒストグラムレコーダーによるデータ採取を行い頻度分布として記録した。
3. 1. 3
第７次航の内、海象がもっとも悪いと思われる２月１６日の短期計測結果を図3.１.３－１に示す。
3.2  実船計測の概要(Ship B)
3. 2. 1   計測概要
計測は、平成６年から平成７年にかけて実施された第１次航から第７次航までを対象した。計測点数は64点とし、そのうち24点は、ヒストグラムレコーダーにもデータを取り込んだ。
3. 2. 2
計測点の配置を図3. 2. 2 ~ 1に、計測項目を以下に示す。 (1)出合海象等風向、風速、波高、相対波高、本船の位置、ログブックデータ、気象庁からのデータも本船側から入手した。 (2)給体運動加速度、ロール角、ビッチ角、船速(3)　波浪変動圧BOTTOM & SIDE LONG.の歪計測により求めた。 (4)  波浪衝撃圧船首カント部外板の放浪衝撃圧をフレームの歪計測により計測した。 (5) 榊造の応力応答内殻横強度応力（２重底内フロアー及びガーダー、スツール内ゥェブブレート、サイドフレーム）、縦曲げ応力(6)ヒストグラムレコーダーによる計測64点の計測点のうち24点に対しては定時計測の他に１日当たり22時間を対象にヒストグラムレコーダーによるデータ採取を行い頻度分布として記録した。
3. 2. 3   計測実績
第１次航の内、海象がもっとも悪いと思われる８月２日の短期計測結果を図３.２.３－１に示す。 lコメント」： PACIFIC NOUA 1ST UOYAGE (1994.7.14 OPPAMA DEP.) +4. On +8. - 18 J Kc  nan 1 3.2.3 — 1
3.3 陸上データ解析システム
陸上データ解析システムは、船上の自動計剤・解析システムで計測解析されたデータを、計算法検証システムで各種の検証ができるように処理するシステムである。そとで、本システムは、船上の自動計測・解析システムで計測された時系列データ、解析結果の出力、計測データのスペクトル解析、気象庁に速絡される船舶気象観測表からの気象データベースの作成、および波の方向を考慮した放浪解析（ 2.4参照）を行なうため、以下の機能を有する。また、その解析例を示す。紹上の自動計測・解析システムで収録されるデータの表示.短期計測データの1航海中の解析結果のグラフ出力（図3.3.1 ）長期計測データの積算値と頻度分布のグラフ出力.短期計測データの解析結果（スペクトル、頻度分布、統計値）の出力（図3. 3. 2 ）本船から気象庁に達絡される船舶気象観測表の結果を集計波浪解析の解析結果（方向波スペクトル、方向分布関数、統計値）の出力（図3.3.3 ）図3. 3. 1 短期計測結果の航海中の変化時系列、スペクトル孵析、統計孵析の出力例

4.1 波浪について  
本研究では航行する船舶が遭遇する海象を把握するため、船側に取付けた５本の波高計の計測結果から拡張殿大ヱントロピー法を用いて波の方向波スペクトルを求める波浪解析方法（ 2.4掌参照）、目視計測による方法、局所的な波浪の変化は得られないが気象情報から放浪推算を行なう方法について、詳細な解析と比較を行なった。以下に、解析方法の概要を示す。
(1)波高計による波浪解析
拡張最大エントロビー法では異なる３点以上の場所の波高情報が必要となる。本研究では、自船の動揺による波、および船体による反射波の影響を数値計算により取り除くことを検討したが、十分な解析精度が得られなかったので、船側に取り付けた各波高計で計測された実波高を直接用いて波浪解析を行なった。 (2)　目視計測による方法北太平洋を航行する船舶の気象観測結果は、３時間毎に船の位置、風浪の波高と周期、うねりの披高と周期などの観測と気温、気圧、風向、風速などの計測が行なわれ、日本の気象庁と米国NOAAに通報される。本研究ではSHIP - Aについて、との結果を集計した。 (3)　夜浪推算による方法波浪推算では、日時と船舶の位置から船舶気象観測データ、海面気圧解析図などを用いて、有義波の特性と風（風速、吹送距離、吹送時間)との関係を表すSMB法( Sverdrup-Munk-Bretschneider Method )でうねりと風浪の各成分を推定した。次にとれらの解析結果について示す。目視観測結果はSHI P-Aの北米航路に対する北太平洋の波浪頻度表1 〉と比較した結果、目視観測結果は波浪頻度表と比較してデータが長周期側に偏っていること、母集団の総数が相対的に少ないので、大波高側で確率が高くなるととが明かとなった。きた、波の主方向、平均波周期、有義波高について、拡張最大エントロピー法を用いた波浪解析、目視観測、および波浪推算の結果について比較した結果、以下のととが明かとなった。 SHI IP-A は図4.1.1に示すように比較的追い波が多い往路では、波高、波周期、波向きともに３方法の結果が比較的よく一致するが、復路では放浪解析の結果は他の方法と放高で最大２ｍの差があり、波向きも異なる傾向があみ。 SHI I P - B  过往路と復路ともに比較的よく一致するが、図4.1.2に示すように復路で最大２mの差が生じる部分すあめ。以下に波浪解析の結果をきとめる。本研究で開発した波高データから拡張最大エントロビー法を用いた波浪解析法は、波高については他の計測法と比べて±１ｍ程度の相違がある。波周期については、波浪推算の結果と比較的よく一致する。波向きについては追い波中では比較的よく一致するが、向い波中では波の主方向が異なる部分がある。波浪解析法の解析精度を向上させるためには、英船に搭載するセンサーの種類、配置についての検討が必要と思われる。また、披离計を用いる場合、本研究で最終的に採用しなかった自船の発散波、反射波の影響の英船での削除の方法、大振幅動揺する場合の波窩計の計測精度についても検討する必要がある。 1）（財）シップ・アンド・オーシャン財団：船船設計用標準海象データベースの構築と利用技術の調査研究報告書「北太平洋の波と風(1974 ～ 1988) 、 1992年3月
4.2   計測データ解析結果
SHIP-Aは北米航路について計測が行なわれた。７次航の計測例を図4.2.1 、 4.2.2に示す。また、 1〜1 6次航の.航海を通して以下の計測結果を得た。計測データの全体の山数は1 x 10 6 ～ 10 7となり、波高は底2の波高計で最大波高18.6 m、 横揺れの最大両振幅は、両振幅で49.6度、 給体中央での左右加速度、上下加速度、給首の上下加速度の最大値はそれぞれ両振幅で0.75G、 0.52G 、 1.80Gを計測した。また、鉛体表面上の圧力は、水線面よりやや下の鉛側部が水線面上より大きく、鉛底部が最も小さいことがわかった。糀揺れ、上下加速度が大きい場合、スラミングにより生じたと思われる振動を、上下加速度、および各位置での応力で計測することができた。 SHIP-Bはオーストラリア航路、北米航路、南周りの日本ーオーストラリアーフランスー北米の航路について計測が行なわれた。 5次航の北米航路の計剤例を図4.2.3 、 4.2.4に示す。また、1 ～ 6次航の航海を通して以下の計測結果を得た。計測データの山数は1 x 10 5～ 10 6となり、波高は6の波高計で最大波高20.0 m以上の波高を計測した。 本船の型深さが18.3 m、喫水が12.2 mであることを考慮すると、上甲板に波が打ち込んでいると考えられる。鞍揺れ、横揺れの角度、船首部の上下速度の最大値はそれぞれ両振幅で13.7度、 0.75Gである。船体表面上の圧力は、水殺面よりやや下の船側部が水線面上より大きく、船底部が最も小さいことがわかった。また、船首部のBOW  FLAREの圧力は最大で46.8 ton/m²を計測した。とれらの計測結果から、SHIP-A(コンテナ紹)とSHIP-B(ベルクキャリア)の相違点は、コンテナ紹では横揺れが斜め追い波中で大きくなり、上下加速度が船首で両振幅で1.8 G以上になるのに対して、バルクキャリアでは横揺れが斜め向放中で40deg以上発生し、横揺れの影響を受ける横加速度の最大値は両振幅で0.6Gとなり、船首の上下加速度とほぼ同じである。横揺れの相違については、 SHIP-Aのコンテナ船ではGMが小さく、横揺れの固有周期が20秒から25秒程度となるので、出会い周期が長くなる追い波中で波と同調するが、バルクキャリアでは固有周期が1 0秒程度なので斜め向波で波と同調することから説明できる。また、鉛体表面上の圧力は、コンテナ鉛とバルクキャリアともに水線面よりやや下の鉛側部が水線面上より大きく、船底部が最も小さいことが確認できた。 Comment omment Start PACIFIC NOVA 5TH VOYAGE(1994-11-18 NOSHIRO CH= 15  ROLL ( SHIP-B 5次航計測結果の時系列( 1994.12/20.4 : 00 H= 10 該馬H 3 4. 2. 4 /www t ( e )加達度2中央左右CHols ROLL SHI P-A  7次航計測結果の時系列（1 9 9 4.2／1 6,4：0 0〜4 i= 8 波高計2  波高(H2S) 4. 2. 2
4.3解析データの考察
4.3.1 解析データの検証
(1)短期計測データの検証数値計算による運動、放浪荷重などの長期予測では、実海坡の短期海象における運動、放浪荷重などの振幅の頻度分布がレーレー分布で表されると仮定し、波スペクトルと運動の周波数応答関数から計算される運動の硬準備差を用いて、様々な計算を行なっている。そとで、短期計測データの統計的な性質を明らかにするため、極値解析(ゼロアップクロス法)から得られる両振幅の最大値、1/10最大平均値、1/3最大平均値、平均値とスペクトル解析から得られる標準偏差♂をSHIP-Aの７次航、 SHIP-B の５次航の短期計測データについての比較を行なった。以下にその概要を示す。 • 波高計で計測された波高は、極値解析の結果は相対波高と実波高ともにレーレー分布を仮定したものより低くなっている。これは、自船の動揺による波、および船体による反射波の影督、波高計位置での上下変位の影響を精度よく取り除けていないためと考えられる。運動・加速度、応力の極値解析の結果はスペクトル解析の推定結果とよく一致している。横揺れ、左右加速度については横揺れ振幅の二乗で被衰力が大きくなる非線形影響、およびSHIP-Aではさらに横揺れ固有周期が波の周期と異なるととからスペクトルが広帯域になるために、極値解析の1/10最大値、最大値はスペクトル解析の推定結果より低くなっている。水面付近の水圧は、動揺振幅が小さい場合、スペクトル孵析からの推定結果とよく一致しているが、動揺振幅が大きい場合、圧力の計測部分が水面から露出するため波形が半波となり、スペクトル解析の結果より極値解析の結果は全体的に小さくなる。他の部分については、スペクトル解析と極値解析の結果はよく一致している。との結果、各計剤項目の極値解析の結果は、最大値を除いてレーレー分布を仮定した代表値とよく一致することが明かとなった。したがって、数値計算で運動、波浪荷重などの長期予測する場合、レーレー分布を仮定しても英用上問題ないと考えられる。 (2)　長期計測データの検証SHIP-A (コンテナ船)の長期計測結果から、その全体の山数は1x106～107となり、累積確率の傾向は各計測項目ともに妥当な結果である。また、運動、加速度の物理量は、常識的な結果となっている。波浪変動圧は水面よりやや下の船側が最も高く、船底部分が小さい。水面の水圧は北米航路の復路では波が右舷から船体に入射してくるため、右舷の方が左舷のより大きくなっている。 SHIP-B（バルクキャリア）の長期計測結果から、その全体の山数は1x10 5 ～ 10 6となり、累積確率の傾向は各計測項目ともに妥当な結果である。また、運動、加速度については常識的な結果となっている。波浪変動圧は水面よりやや下の船側が最も高く、船底部分が小さい結果となっている。 SHIP-Bでは、水面の水圧は左右舷共にほぼ同じ値となっている。
4.3.2
波浪衝撃が発生すると予想される３章に示す様な箇所について計測を行い、設計荷蛋値との比較を行った。計測方法としては後少時間における圧力ビーク値を直接圧力計にて計測するのではなく、FEM結果を基に船体構造歪値を荷重値に変換する方法にて計測を行った。 (1)紹首部衝撃圧設計値との比較計測結果と衝撃圧設計値とを比較したものを表4.3.2 － 1に示す。本計測値は長期計測データ計測結果（ヒストグラムレコーダー計測値の工学的中央値)であり、衝撃圧設計値は2つの設計基準に則り、算出した。同表より設計価と比べて計測価はコンテナ鉛で２～４割、バルクキャリアで６～７割程度となる。これらの設計基準で算出された衝撃圧設計値は塑性強度評価を対象として算出されたもので、その株な多大な荷重が通常の航海中に頻繁に発生し、計測点における構造部材が翌性状態に陥るとは考えにくい。したがって、計測した荷価値は妥当なものと考えられる。
(2)   計測箇所の構造応答
計測結果の構造応客例として、船首部の加速度が比較的大きな時期での時系列計測結果を図4.3.2 ー 1に示す。葡撃圧計測値10 T/m²、持続時間は1 see.程度であり、他の計測事例と比較すると、持続時間が10倍程度大きい。船首部防務材の過渡応答を把握するために該部を防務材の曲げ剛性を考慮した簡単な一次元ばね質点系にモデル化して計算を行った。その結果、本計測結果は共振等、動的応答の無い、作用荷重そのものによる準静的な応答を計測したものと予測される。
註； 1）表中の括弧内数値は計調値と各設計値との比を示す。給首上下加速度（A4） ''' 1 2 4. 3.2 — 1波浪御撃圧の時系列データ(Ship-A
4. 3. 3 波浪変動圧の計測値とルール計算値との比較
今回の英船計剤では、波浪変動圧の船体断面沿いの分布を調査する為に、船体中央部の船側吃水線付近、ビルジ部、船底において、水圧計例を行った。本項では、変動圧の計測値と各船級協会が、ルールの中で示している波浪変動圧との比較を行った。比較を行ったルールは、 ①　ＮＫルール：横強度の直接計算を行う際の波浪変動圧② NKルール：タンカーのサイドロンジの夜労強度を評価する際の放浪変動圧③ N Vルール：サイドロンシの疲労強度を評価する際の放浪変動圧てある。図4.3.3 － 1及び図4.3.3 － 2にSHIP A、 SHIP Bそれぞれの長期計測によって得られた価と、上記規則との比較を示した。図中、①、②のNKルールによる算式では算出される変動圧の発現確率が明らかにされていないが、計測価はＱ＝１x１０− 4に相当する価をプロットした。また、ＳＨＩＰ Ａはコンテナ船であり、計測期間中の吃水の変化は、少ないと考え、d = 11.2 m (DESIGN_DRAFT)のみでルール計算を行った。 SHIP_Bについては、載荷、バラスト、両方のコンデションについて計算を行った。 SHIP  A、 SHIP  B共に、船側の吃水線付近で大きい変動圧が計測されている点、船底では変動圧が小さくなる点などは、ルールが示す分布形状と同じ傾向となる事が判った。

5.1  SHIP A
5. 1. 1
ととでは、 Ship Aの船体運動、波浪荷重に関する計算結果と実船計測結果との比較を行う。比較は、短期および長期ベースで行う。 Ship Aは、 8次航までの計測が行われているが、 7次航（東京✦→→北米Oakland ）が比較的荒天時のデータが取得できているので、７次就に関する計算価と計酬值の比較を行う。この船の船速は24km 、状態はFull Load Conditionである。船体運動・波浪荷重の周波数応客関数計算は、ストリップ法（OSM）を用いて行った。流体力計算は、Ursell-田才法、横揺れ婆芸係数は、M係数を用いた。短期、長期予測計算は、福田法を用いて行った。彼スペクトルには、 I S S Cスペクトル、方向分布はCOS²分布を用いている。
(1)短期予測
短期ベースでの計測価の整理には、海域の波の波高と周期が必要となる。これを得るための方法としては、I）目視による方法、II)船側の相対水位データから、船舶技術研究所で開発された手法により得る方法(波高計による方法）、皿波浪推算をベースとした海象調査による方法、の３方法がある。船体加速度、Roll 、Pitchおよび波浪変動圧の標準偏差に関して、これら３方法による波浪で整理した計測価と計算債とを出会角30度ビッチで比較した。それらを整理すると以下のようである。 (a) 紹体加速度目視による波浪で整理した計測値と計算値は比較的一致している。波浪推算による波浪で整理した計測値は計算価よりやや小さい。波高計による波浪で整理した計測値は計算値とよく一致している。 (図5. 1.1 − 1 ) (b)  Roll、 Pitch 3種の放浪の内では、波高計による波浪で整理した計制値が、他の２つの方法に比べ、計算値との一致度はよい。（図5.1.1 - 2、図5.1.1 -- 3 ） (c)計算値と計測値を比較すると、計算値が計測値よりも大きい。計測値は3種の放浪を用いた場合を検討したが、どの場合に対しても計算値が大きい。水面近くの計測点では、圧力波形が半波となるため、計算値と計測値の差が特に大きい。（図5. 1.1 — 4 ）
(2) 長期予測
長期予測計算に用いる波浪発現頻度は、シップ・アンド・オーシャン財団のものと、計測結果の２つを用いた。紹体加速度と波浪変動圧に関する計算結果と計測結果を比較を整理すると以下のようである。波浪発現頻度としては計測値を用いる方が、計算値と計測値の一致度はよい。シップ・アンド・オーシャン財.団の波浪発現頻度を用いると、計算値が計測値よりも大きい。計測された放浪発現頻度を用いた紹体加速度に関する計算価（All Heading）と計測値はA2点（紹体中央、左右方向加速度）を除き、よく一致している。（図5.1.1 − 5 ） • 計測された波浪発現頻度を用いた波浪変動圧に関する計算値（All Heading）と計測値は比較的一致している。水面近傍の計測点では、圧力波形が半波波形となるため、このことを考慮していない計算値は、計測値より大きん。（図5. 1. 1 − 6 ）
5.1.2 梅造応答
5. 1.2 — 1  応力応答関数の計算ストリップ法により求めた規則波中の変動圧、断面力等の時刻歴応答值を用い、離散化解析により応力応答関数を計算した。計算は、複強度と模強度に分けて実施した。 (a)  縦強度解析図5. 1.2 ー 1に示す全船片整モデルを使用した。フロア（ウェブフレーム）断面に、F1 、F2 、F3の単位荷重を与え、Fnに対する応力応客マトリックス（R, )を作成した。これとストリップ法により求めた各断面の重心周りの断面力（上下、水平、坂り）を用いて応力応客関数を求めた。応答関数例を図5. 1. 2 － 3に示す。 F」：給側外板ＬＷＩＩ以下の上下方向の力F 2 : » n F 3 ：内底板横方向の力 1
(b) 横強度解析
図5. 1. 2 ー 2に示す2ホールド片舷モデルを使用した。モデルの外板上の各点に単位圧力（１ton/㎡）を作用させて応力応答マトリックスを作成し、ストリップ法により求めた圧力値、及び、各ベイ毎の上下方向加速度を用いて応力応答関数を計算した。応答関数例を図5. 1. 2 – 4に示す。 5.1.2 – 2  応力解析本研究では、縦強度及び横強度解析の各々に影響を与える因子として、下記の項目を検討し、より英船状態に近い条件で計算するより留意した。縦強度解析モデルー端部支持条件の妥当性ー鞍曲げ応力分布の妥当性ー水平曲げ応力分布の取扱方ーワービング応力分布及び核応力分離マトリックスの修正横強度解析モデルー給長方向の圧力変化の影響ー水線面近傍の船側荷重の二重底応力に及ぼす影響ー上下支持条件の影響ー 2面底内のバラスト水の重量の影響— F loorの応力変動の傾向— mesh sizeの影響
5. 1.2 — 3 短期予測、長期予測
5. 1.2 － 1で求められた応力応答関数を基に、福田法を用いて短期、長期予測計算を行い、実船計測結果と比較しな。 (a) 短期予測計測値の整理は波高計による波浪で行っている。稚曲げヮーピング応力の標準偏差に関する計算価と計測価は比較的一致している。図5. 1. 2 ー 5は、その一例である。横強度応力の標準偏差に関する計算値と計測値に関しては、計測点により、計算値が計測値より大きい場合もある。すた逆に、計測値が計算値より多少大きな場合もある。図5. 1.2 － 6は、計算値と計測値が比較的一致している場合を示している。 (b) 長期予測波浪発現頻度として計測値を用いた場合、鞍曲げ応力の計算値（All Heading）と計算値はよく一致している。図5.1.2 – 7に一例を示す。模強度に関しては、波浪発現頻度として計測値を用いた場合、計測値が計算値よりも非常に大きくなっている場合がある。図5. 1. 2 ー 8は、計算値と計測値が比較的よく一致している場合を示している。
5.2  SHIP B
5. 2. 1
ととでは、SHIP Bの船体運動、波浪荷重に関する計算結果と実船計剤結果との比較を行った。この比較は、短期及び長期ベースで行う。船体運動、放浪荷重の周波数応答関数はストリップ法を用いて計算した。 SHIP   Bは、 7次航までの計測が行われているが、５次航（日本北米ロングビーチ）が比較的荒天時のデータが取得できているので、５次航に関する計算値と計測値の比較を行った。 (1)  計算法及び計算条件寮付け条件は、HEAVY BALLST CONDITION(往路:日本→北米)及びFULL LOAD CONDITION (復路：北米→日本)の2条件で行った。紹休運動・波浪荷重計算の周波数応客計算は、ストリップ法（NSM）を用いて行った。流体力計算は、close- f it法を用いて紹体の横断面形状をうきく近似させる方法をとっている。横揺れ波衰係数は、N係数を用いた。短期海象の茂スペクトルは、 ISSC 1964波スペクトルを用い、結果は短波頂不規則波中の標準偏差を示した。その際の彼の方向分布はCOS ® x分布である。また、長期海象の彼浪発現頻度は、シップ・アンド・オーシャン財団のものを用いた。
(2)  計算結果例
周波数応答関数の例として、ROLLに対するものを図5.2.1 － 1に示す。短期予測では、以下の２方法で海域の波の波高で割った計測値と周期で整理した。 (a) 船側の相対水位計データから、船舶技術研究所で開発された手法による披高と放周期（図中では、波高計による彼浪と表示） (b) 波浪推算による波高と波周期（図中では、波浪推算による波浪と表示）短期予測結果例として、ROLLに対する標準偏差を図5.2.1 – 2（BALLAST）及び図5.2.1 – 3（FULL）に、船体中央部船底圧力の標準偏差を図5.2.1 – 4（BALLAST）及び図5.2.1 – 5（FULL）に示す。また、長期予測結果例として、船体中央部船底圧力に対するものを図5.2.1 – 6 (BALLAST)及び図5.2.1 – 7 (FULL)に示す。
(3)　す　と　め
計測値の２種類の整理方法では、計測値と計算値の比較において、どちらかというと波高計による波浪の方が一致度は良い。 BALLASTとFULL状態では運動及び加速度の計算値に大きな差異は見られない。水圧は、計測値と計算値は比較的良く一致するが、船側から、水面付近にかけてはあまり一致度が良くない。長期予測では、計測値が計算値（ALL HEADINGS）よりも小さくなる。とれは、計測値がWORLD WIDE ( １～６次航)の界積結果であるのに対し、計算値は5次航の北太平洋の頻度表を使っているととに起因していると考えられる。 — 3 0 —
5. 2. 2   横造応答
(1) 応力応答関数及び短期/長期予測の計算法ストリップ法により求めた、規則波中の変動圧、雑曲げモーメント、上下・水平加速度を用い、離散化解析により応力応答関数を算出した。糕強度と横強度は分離して英施し、楸部材に対しては位相差を考慮して糕横の応力を足し合わせ応力応答関数とした。
(a)  縦強度解析
船体を一本の変断面梁とし、ストリップ法から求めた桜曲げモーメントＭと、断面係数Ｚにより桜曲げ応力を算出した。
(b)横強度解析
(i) 構造モデル有限要索解析のための構造モデルを図5. 2 － 1に示す。現状設計で用いられている1/2HOLD+1/2HOLD (片舷)では、HOLD中央の応力を検出するには不十分と思われるので、３つの横隔壁を含む１/２＋２＋１/２ HOLD ( % 3 ～% 5 Hold片板)とした。作用荷重は一般に左右非対称であり、構造モデルは片舷（左舷）モデルである。したがって、作用荷重を対称荷重と逆対称荷重に分離し、対称荷重の場合は構造モデルの中心線上で対称条件を用い、逆対称荷重の場合は逆対称条件を用いた。權強度は別途考慮するので、上甲板と鉛側外板の交線位置の全節点で上下方向を支持し、難強度が分離できるものと仮定した。
(jj)外水圧のモデル化
船底の外水圧は船体中心線上と船側位置を直線で結んだ台形分布に近似する。船側部も同様に三角あるいは台形分布に近似する。ただし、奥水線より上は波浪変動圧に相当する水頭を付加し、奥水線から下は負圧が生じないものとする。更に、構造モデルは片紋なので、作用荷金を対称荷金と逆対称荷金に分けて考えた。 (ii)　貨物圧あるいはバラスト内圧のモデル化貨物あるいはバラスト水に生じる慣性力は、上下・水平加速度から求めた。また、対称・逆対称への分離方法は外圧に準じて行った。
(c) 応力の算出
図5. 2.2 ー 1に示す離散化範囲に単位荷蛋を作用させ応力応答関数マトリクスを算出し、上で述べた荷蛋マトリクスを放の一周期分について負荷した計算を行って、応答の最大・最小値の差から振幅を求め、応力応答関数とした。また、短期、長期予測計算は、 5. 2. 1項で述べた方法を用いて行った。
(2)計算結果例
周波数応答関数の例を図5.2.2 ー 2（GI RDER応力）、図5.2.2 ー 3（FLOOR応力）に示す。短期予測では、以下の２方法で海域の波の波高で割った計測値と周期で整理した。 (a)紹介の相対水位計データから、船舶技術研究所で開発された手法による波高と波周期（図中では、波高計による液浪と表示） (b)  波浪推算による波高と波周期(図中では、波浪推算による波浪と表示)短期予測結果例を図5. 2. 1 ー 2及び図5. 2. 1 ー 3 (GIRDER、FLOOR応力)に示す。また、長期予測結果例を図5. 2. 1一6及び図5. 2.1一7 ( G I R D E R 、 F L O R応力)に示す。
(3)まとめ
[短期予測結果から]計測値の２種類の整理方法では、計測値と計算値の比較において、どちらかというと波高計による波浪の方が一致更は良い。糕曲げ応力の計算値はBALLAST • FULLでは大きな差異は見られない。計算値と計測値は比較的すると、 BALLAST状態では高めの計算値となり、FULL状態では、比較的良く一致している。ガーダ応力に関しては、縦曲げの影響が入るガーダ船長方向応力は、BALLAST状態では、縦曲げ応力と同様の傾向を示し計算測は計測値より高めとなっている。縦曲げの影響が入らないガーダのせん断応力（ G2,G7)は比較的良く一致している。また、FULL状態では、G1、G4、G5を除けば比較的良く一致している。フロア応力に関しては、BALLAST・FULL状態とも計算値と計測値の一致度はあまり良くない。特に、フロア上部の幅方向応力F2、F5の計算応力は計測値と大きくかけ離れている。この原因の一つとしては、内圧の推定精度の問題が考えられる。 〔長期予測結果から〕全体的に計算値（ALL HEADINGS）は、計測値より大きくなる。これは、長期海象の波浪発現頻度は、シップ・アンド・オーシャン財団のものを用いており、計測値（片振幅）は、第1次航～6次航(WORLD WIDE)きでの累積をとって整理しているため、計算は厳しめの計算をしているととが原因の一つとして挙げられる。今後の課題としては、構造のモデル化、荷重の離散化、外荷重計算（ストリップ法）、内圧計算（液体及び粒状貨物）、短期予測（スペクトル）、長期予測などの個々の解析要素の計算精度に与える影響及び計測値の整理方法など十分に吟味する必要がある。図5.2.2 — 4    GIRDER船長方向応力の短期予測(NO.4 BALLAST HOLD中央8L.GIR.上部ロワースツール側、FR 1 4 4 ） 12 5. 2.2 — 5
5.3相関係数
5.3.1
波浪中を航行する船舶の構造部材には、船体運動および波浪による波浪変動応力が生じる。（以下、波浪変動応力を単に応力と言う。）紹体構造の強度設計には、紹の生涯において部材に生じる応力の頻度分布と最大値が必要となる。との応力の頻度分布の推定法としては、船体運動をストリップ法により計算し、ハルガーダの断面力、横断面の水圧分布および内部貨物の慣性力を外力として有限要素モデル化された給体構造に負荷して解析対象部材の応力応答関数を求め、それをさらに統計解析し応力の長期分布を計算する方法が現在最も精度良いとされている。との種の応力計算法として、税、横強度トータルシステムあるいは離散化解析法（DI SAM）などが解ずられる。本SRでも離散化解析法に準ずる応力解析法を採用し、前章で示された様な手順で各構造部材に生じる応力の応客関数が計算されている。との方法は、種々の積み付け状態、航行条件のもとにおいて、位相の與なる複数の荷重が作用する構造部材の応力応答が計算できることに最大の利点があるが、反面、計算量が膨大な量にふくれ上がるため実行には多大な労力を注ぎ込まなければならないのが欠点である。複数荷重が作用する部材の応力の長期分布を計算する別の方法として、福田等により提案された相関係数法がある。福田等は、垂直曲げ、水平曲げなどによる単一成分応力の長期予測償からそれらの合成全応力の長期予測債を荷重相関係数を用いて近似的に求める方法を示している。との方法は荷重成分どとの応力応答を計算する手間は上記の離散化解析法と同等であり、長期分布の段階で応力を合成する面倒さもある。しかし、各種波浪中の航行条件、積付け状顔に対し、各部材どとに荷蛋成分の相関係数がデータベース化されていれば、設計の初期段階でまだ構造配置が未定のときの応力の予測方法として有効な方法であると考えられる。本報告では各種荷重の相関係数の理論計算値と実紹計測値を比較検討し、相関係数法による応力合成法の基礎データを得る。
5.3.2 奇重間の相関係数
異なる2種類の荷重がある部材に作用しその結果それらの荷重により部材に生じる応力を考える場合、大略次のよりに分類できる。 (1)垂直曲げと水平曲げなどの断面力によりある部材に生じる応力のように、部材にたいして嫉妬蛋（軸荷蛋)成分というべき同じ性質の荷重が異なる振幅、位相で作用するときの合成応力に関するもの。 (2)　紹底あるいは紹卿の部材のように、作用する荷金が断面力による軸荷蛋成分と水圧による機荷蛋成分とが同時に働く。軸荷重成分により横荷重応力が影響され非線形構造応客をし、その結果両者の荷重による合成応力が複雑なものとなる。鼻なる荷重が作用するときに両者を相関係数で関係づけて合成応力応答を求める場合、(1)、(2)の荷重形態では荷重間の相関係数の成り立ちが異なるととがわかる。すなわち、(1)では単純に荷重間の位相差によって合成応力が影響を受けるが、(2)では荷重間の位相差に加え両者の相互影響成分が合成応力に関係する。したがって、この変動する複数の荷重が作用するとき、部材に生じる合応力を各荷重問の相関係数を用いて合成する場合、相関係数は一つは荷重間の位相差による成分、もり一つは荷重の相互作用による成分とがあることが予測される。紹体構造は複雑で非常に高次の不静定構造であるので、相関係数は荷金間の位相差と相互作用影響が複雑に入り交じったものとなる。本報告では、荷重間の位相差による相関係数に常目し、A船の靴、水平、ワービングおよび軸応力の相関係数について理論計算と実紹計測の解析を行う。
5. 3. 3 実紹計測と理論計算結果
図5.3.1に4次航の鉛体中央部、7次航の機関部の応力計測值の復航について時系列（P Lno ）および秩準偏差（P Ln ）から求めた相関係数を比較した１例を示す。荷重間の相関係数は似の各荷重間の時系列データから求めるのが直接的で正確な値が求められるが、同時に多くの時系列データを記憶させるには大量の記憶領域が必要となる。これに対して(B)の標準備差から相関係数を求める方法では、あらかじめ船上のオンライン計測時に統計解析を行い各荷重の変動量の標準偏差だけをデータとして記録しておけばよいから記憶領域はわずかでよい。また、この方法は荷重の長期データ間の相関係数を求めるときにも応用できる。図5. 3. 2に7次航の機関部の各荷重の相関係数の短期分布における理論計算値と英船計剰值との比較の1例を示す。図の●印は時系列データからの計測価である。また、計測価の故周期は波高計の解析による周期である。７次航はほぼ向い放状態であるので、相関係数の理論計算値は180、150、120度の値を記入した。波高計による波向きは目視価と必ずしも一致していないが、ほぼ向い波と考えると、計測価は240 ～ 180 ～ 120度の理論計算値の範囲と比較するのが適当と音える。長期分布の超過確率が10 ~ 4に対応する荷重間の相関係数の結果を図5.3に示す。計測データは向い波状態のものであるので180度を中心に左右舷の30度の範囲にブロットをした。
5. 3. 4 長期分布の相関係数の近似推定
長期予測と短期予測の相関係数の関係を調べ、以下のようなことが明らかとなった。 (a)長期予測において、２種類の応力の合成応力の極値は、その主成分の応力の極値の海象の性質が支配的である。 (b)長期予測の応力の極値は、短期予測の最大値R maxの値より計算できる。 (c)短期予測の最大価R maxは、波スペクトルと応力応答関数の極大値どうしが重なり合う広義の同調現象に対応する。このときの波スペクトルの平均波周期がT maxである。とれらの結果から、長期予測における合成応力の極値は主成分応力の応答関数が広義の同調現象になるときの応力応答が支配的であると言える。
Pij = cos { ε j ( (√L/X )i max ) - ε j ( (√L/X )i max )}
長期分布の相関係数は、主成分の応力の応答関数が最大となる時の他成分の応力との位相差で近似できる。結果を図5. 3. 4に示す。定量的にはすだ若干の差はあるが、定性的な相関係数の針路に対する変化は十分説明できている。
5. 3. 5   あとがき
A船の垂直曲げ、水平曲げ、ワーピング、軸応力のそれぞれの応力の相関係数を短期不規則被浪中および長期分布について検討し、以下の結果を得た。 (1)　各応力の規則波中の応答関数からＩＳＳＣ波スペクトルを用いて短期不規則波浪中の応力の相関係数を理論的に計算した。 (2)　Ａ船の各応力の短期計測データから相関係数を(A)時系列データから計算する方法と(B)標準偏差から計算する方法により解析した。(B)の標準偏差から計算する方法は時系列データとほぼ一致し、計測結果の記憶領域を少なくするととができ有利な方法である。 (8)短期放浪中の相関係数の理論値と計測値を比較したところ、おおむね両者は一致した。 (4)名応力の長期分布を遭遇波浪データから計算し、各応力の同一超過確率レベルの極値間の相関係数を計算した。同様に計測データの長期分布から応力の相関係数を求め、計算値と比較した。 (5)　短期分布と長期分布の相関係数の関係を調べ、長期予測における荷重間の相関係数は主成分の応力の応答関数が最大となる時の他成分の応力との位相差で近似できるととを明らかにした。また、とのととは、長期分布の相関係数は遭遇海象の統計的性質にも影響されないととを意味している。 PLH PLW
5.4その他の検証法の考察
本節においては、「 SHIP A」の英船計測データの中、７次航のものを中心として選び、いくつかの側面から英船計測データとストリップ法による計算価との比較検証を行った。最近、大型船の横荷面に関連して、従来のストリップ法から得られる短波長域における波浪変動圧の推定精度向上が、主として模型試験結果との比較より指摘され、これらの改善策も提案されている。また、波浪変動圧の非線形影響や、応答間の位相差などの的確な把握も船体構造に作用ナる奇重及びそれに対する構造応客群価の信頼性を高める上で重要である。そこで、上記の点をより詳細に検討するために、英船計測データの時系列解析など、 5.1 、 5.2とは異なる方法を用いて、波浪変動圧計算法の検証を行った。すなわち、 1）遭遇した海洋波のスペクトルを推定し、波浪変動圧の周波数応答関数を検証する方法で、まず、計測された船体運動から放スペクトルを近似的に推定し、線形重ね合わせ法を用いて放浪変動圧のスペクトルを計算によって求め、これを計測された波浪変動圧のスペクトル並びに領準偏差値と比較した。とれに対し、 5.1 、 5.2では、放スペクトルをいわゆるＩＳＳＣ型と仮定し、単位波高当たりの波浪変動圧の標準偏差値を比較しているが、本方法では、実際に灌遇した梅洋彼のスペクトルを推定して用いている点が異なる。 2）放スベクトルを介さずに放浪変動圧の周波数応答関数を検証する方法で、ことでは、運動加速度と波浪変動圧の時系列を用いて、とれら時系列間の関連性をクロススペクトルを求めて、計算結果と比較した。本方法では、実測されていない不確かな波スペクトルを介さずに、運動加速度に対する波浪変動圧の周波数応答関数が検証できる。 3）波浪変動圧の断面分布を検証する方法で、実船計測された運動、相対水位、波浪変動圧などの時系列データから波浪変動圧の断面分布を作画し、これを計算値と比較した。ただし、計算値は、厳密には非線形計算法によって求めるべきであるが、ととでは近似的に通常用いられる線形計算結果と比較した。以上のように、 5.1 、 5.2とは異なる方法を用いて、波浪変動圧計算法の検証を行ったが、今回解析した範囲内においては、実紹計測データとストリップ法による計算値とは、波下側水面付近の値を除いて比較的良い対応が見られた。との場合、遭遇した波スペクトルを用いた推定値の方がI SSC型のものに比べ英船計測値により近い値を与えた。従って、実鉛計測度と推定値の検証においては、連過した波スペクトルや非線形計算法による結果も考慮しながら今後さらに詳細に検討する必要があると考える。
5.5 バラスト水を考慮した船側波浪変動圧
荷重・応力計算法についての今後の課題の一つとして、バラスト水や原油などの液荷の影響がある。即ち、内部の液荷が自由表面を有する場合には、船体の動揺に伴って液荷も動揺するため、船側の外部のみならず、内部にも変動圧力が働く。とのような内部圧力は、たとえばデッキと船側外板との接合部に働く曲げモーメントなどに対して、場合によっては無視できない寄与を及ぼす可能性があり、内部圧力を外部圧力との位相差をも含めて推定する必要がある。本研究部会では、平成５年度よりバラスト水を考慮した船側放浪変動圧の解析法の開発を行ってきた。すが、内部自由水を有する浮体の波浪中の運動・浮体内外部の波浪変動圧力の計算法を開発した。本計算法は、特異点分布法を用いて、内部・外部における流体運動の支配方程式（連続の式、自由表面条件、物体表面条件）と、浮体の運動方程式を連立させて解くもので、自由表面条件としては、浮体内外部共に敬小水面突位を仮定した線形自由表面条件を用いている。本計算法の有効性を検証するために、浮体両肢に設けた２つのバラストタンクに半分まで水をいれた状態で、水槽試験を行った。浮体動揺・浮体内外部の変動圧力の計剤結果と計算結果との比較例を図5. 5. 1に示す。次に、本計算法を既存のストリップ法プログラムに組み込む方法を示し、試みに、全長175 mのカーゴシップ(SR- 175紹型）を例にとり、船体の仮想区面にバラスト水が搭載されていると仮定して、フルード数0.275 •向い波状態について計算を行った。バラスト水による流体力の影響を考慮した上下揺れ、及びバラストタンク内部における変動圧力の振幅の計算例を図5. 5. 2示す。との例では内部圧力は波振幅に相当する水顕圧の1割以下である。

6.1 研究成果のまとめ
本研究部会の4年間の研究で得られた主な成果は次のとおりである。 (1) a）計測機器、技術の進歩を大幅に活用し、船体運動、波浪（波高）、荷重、応力などについて長期の多点同時計測を自動的に行い、応客、統計値などのデータ解析を紹上で実施できる計測・解析システムを開発した。 b）波高データからの放浪解析に関して、拡張最大エントロピー法をもとに、従来の方法では問題のあった追波状態までを扱える方向波スペクトルの推定法を新たに開発し、数億シミュレーションならびに水槽実験により、本放浪解析法が追放状態も含めて高い精度を有するととを確認した。 c）本研究部会で開発した計測、解析システムは、今後の実船計測計画に大いに役立つととが期待できる。 (2)  寒船計測a）寒船計測されたデータを短期間にスペクトル解析、統計解析および波浪解析を実施するととが可能な陸上データ解析システムを開発した。 b）コンテナ船について、北米航路16航海分の長期間にわたり海象条件、船体運動、加速度、船体表面圧力、船体構逸応答のデータを収集した。 c）バルクキャリアについて豪州航路をはじめ北米航路、世界一周航路といった広範囲を航路の海象条件、船体運動、加速度、船体表面圧力、船体構造応答のデータを収集した。 (3)   計測データの解析a）波浪解析として、本研究部会で開発した波高の計測データから拡張最大エントロビー法を用いた波浪解析法、目視観剤による方法、供試船の航行時刻、位置をもとに気象情報から波浪推算を行う３方法について比較検討した。との結果、新たに開発した波浪解析法は、波高に関しては他の方法と比較して土1.0 m程度の範囲できときっており、きた定性的にもよく一致しているととが明らかとなった。波周期に関しては波浪推算の結果とよく一致している。また、波向きに関しては、寒船寒験では向波中で主方向が異なる部分はあるが、追波中は比較的よく一致するととが明らかとなった。以上から、本波高計が波浪解析に有用であることが確認できた。 b）解析データについて、次の方法でその妥当性を確認した。数値計算による運動、放浪荷重などの長期予測では、実海域の短期海象における運動、放浪荷重などの振幅の頻度分布がレーレー分布で表されると仮定し、波スペクトル（ISSC）と運動の周波数応答関数から計算される運動の標準偏差を用いて、様々な計算を行っている。そとで、短期計測データの統計的な性質を明らかにするため、極値解析で得られる運動、加速度、圧力、応力などの代表値とスペクトル解析から得られる標準偏差を比較し、最大値を除いて、レーレー分布と仮定しても良いことを確認した。コンテナ船の長期計測結果から、その全体の山数は1x10 6 ～ 107で、2年間の計測データとして妥当な結果である。また、加速度についても船首部での両振幅の最大値が2.0 G以下となっており妥当な結果となっている。彼浪変動圧は吹水線下の船側部で発も高く、船底部で小さい。 .バルクキャリアの長期計測結果からその全体の山数は1x10 6 ～ 10 6で、 1.5年間の計測データとして妥当な結果である。また、加速度についても船首部での両振幅の最大値が1.0 G以下で、船速の遅いバルクキャリアとして妥当な結果である。 c）船首波浪衝撃圧については、バルクキャリアについては比較的厳しい海象状態に遭遇しているととから妥当な債が計測されている。 d）波浪変動圧に関して船級協会のルール規定価との比較を行い、計測値の分布が比較的良い一致を示しているととを確認した。 (4)荷重・応力計算法の検証a）ストリップ法による船体運動、波浪変動圧、線強度および横強度部材の構造応答の長短期予測計算値と計測結果との比較から次のとが分かった。船体運動、加速度の短期予測計算値は、計測値と比較的良い一致を示す。波高について、波高計、目視観刺および波浪推算による価を用いて比較したが、波高計による計劃結果を用いて整理した結果が最も良い一致を示しているととから、本研究部会で採用した波高計による計測および波浪解析法が妥当であったことが確認できた。波浪変動圧の計算価については、非線形影響の大きい喫水線付近で計測値と差異が見られる。縦通部材の応力の計算価は、計測価と比較的良い一致を示している。横部材の応力については、一部の部材に計算値と計測値との間に差異が見られる。波浪変動圧の計算値が計測値と比較的良い一致を示している船底部でもいくらか差異が見られる。 •　一部の部材で応力の計算値の分布傾向に差異がみられる。との原因として、横部材の構造応答は、自鉛の発散放、反射波の影響を受けやすい紹体近くの放浪が関与しているととが考えられる。また、FEM解析モデルやコンテナ、クレン荷重などの作用方法についても検討の余地がある。 •　長期予測計算は、波浪発現頻度分布としてＳ＆０財団発行のものおよび実船計測で得られたものを用いて実施したが、英船計測に基づく計算結果が計測値と良い一致を示している。紹体運動、応力の長期予測の計測価は計測価を上回っており、現状の設計が妥当であるととが確認できた。離散化手法に基づく計算手法が設計で採用可能な精度を有していることが確認できたととから船体構造設計の借頼性向上が図れる。 b）離散化手法に基づく荷重・応力の計算法とは別に相関係数による方法を提案し、次に示すようにその提案の有用性を確認した。相関係数について、各応力の短期計測データの時系列データから計算する方法、標準偏差から計算する方法を比較し両者が良い一致を示すことから、標準偏差を用いる方法が計測結果の記憶領域を少なくするという硬位性を持つ。 •短期放浪中の相関係数の理論値は計測値と良く一致した。短期分布と長期分布の相関係数の関係についての検討から、長期予測における荷重問の相関係数は主成分の応力の応答関数が最大になる時の他成分の位相差で近似できるととを明らかにした。とれは、長期分布の相関係数が遭遇機象の統計的性質にも影響されないことを意味している。 e）波浪変動圧の計算法について、 a)とは異なる手法を用いて検証を行い、実紹計測データとストリップ法による計算値との間に大きな差異が認められないととを確認した。計測された船体運動から波スペクトルを近似的に推定し、波浪変動圧のスペクトルを線形重ね合わせから求め、とれを計測された波浪変動圧のスペクトルならびに標準偏差と比較する方法。運動加速度と放浪変動圧の時系列譜計測結果を用いて、とれら時系列間のクロススペクトルを求め、計算結果と比較する方法。寒船計剤された運動や波浪変動圧の時系列データから波波変動圧の断面分布を求め、これを計算値と比較する方法。 d）現在設計で用いられているストリップ法の改善として、紹側タンクのバラスト水を考慮した紹側波浪変動圧の解祈法の開発を行った。この解析法の検証に用いた例では、バラスト水の存在によって給体運動は殆ど影響を受けないとと。また紹側波浪変動圧には大きな影響を及ぼさないという結果を得た。
6.2今後の課題
荷重・応力計算法の検証は、計算船２船が遺遇した比較的厳しい航海についての計測結果との比較にとどまったが、船体運動、加速度、報強度部材の応力は比較的良い一致を示しており、現行の計算法が設計レベルでは有効であるととが確認できた。しかし、波浪変動圧や横部材の応力に関しては、一部計測結果との差異があるととから、さらに検討の余地があるととが明確となった。本研究部会で解決できなかった検討項目を今後の研究課題として以下に抽出する。 (1)大型船の波浪解析について、さらに精度を向上させるためには実船に搭載するセンサーの種類、配置についての検討も必要と思われる。また、放高計を用いる場合、本研究部会で検討はしたが、最終的には採用できなかった実給における自船の発散波、反射波の影響を削除する方法についての検討が必要である。 (2)　奥水線付近の波浪変動圧に計算值が計測値に比較してやや小さい値を示していることから、非被形性を考慮したストリップ法による波浪変動圧計算値と計測値の比較検討を行い、非線形性の影響把握が必要である。 (3)二重度模部材の応力について計算値と計測値の間に差異があることから、波浪の検討に加え、FEM解析モデルやコンテナ、グレン荷重などの作用方法に検討の余地が残されている。 (4) 実際の設計では、航行海域の波浪データをもとに構造応答の計算が行われ、鉛体の安全性評価を確認することになる。本研究部会では、実験船の航行中の披高計データに基づく披浪解析結果と気象情報に基づく波浪推算の比較検証を行った。この実際の航路の気象情報に基づく波浪推算の実船設計への利用法も将来の課題である。 ling鉛体構造に作用する荷重およびその荷重に対する構造応答の実態を把握し、鉛体構造の強度評価の信頼性を高めることを目的とする本研究は、２隻の実船計測を行うことを研究の柱としてきた。本研究は平成４年度から４年間にわたって実施したが、大規模な実紹計側に対応するため、初年度は計測の準備期間とした。計測対象船は、運動特性、構造株式の具なる船型としてコンテナ船およびバルクキャリアを選択し、それぞれ２～ 3年間にわたる長期の計測データを収集した。厳しい荷象条件に遭遇し、計測不能となった計測点も一部あったが多くの貴重な計測データを得るととができた。これら実船計測および計測データの解析は、本部会で開発した自動計測、解析システムで英行され多大の英績を上げた。きた、荷重・応力計算法の検証については、２船の実船計測結果との比較検討を行ない、その精度、問題点および今後の改善点を抽出した。さらに、簡易計算法として相関係数法を開発し、その有用性についても検討した。荷重、応力の短長期予側計算に多大な影響を及ぼす波浪に関しては、波高計による計測データを新たに開発した方法による解析を実施し、目視観測および放浪推算結果との比較も実施した。本研究部会の４年間の研究で得られた主な成果は次のとおりである。 (1) 開発した船上自動計測システムおよび陸上データ解析システムは、２船の長期末船計測で十分な英績をあげ、その有用性を確認した。今後の実船計測計面に大いに役立つととが期待できる。 (2)　コンテナ船の北米航路16航海分、バルクキャリアの藤州航路をはじめインド洋、大西洋航路など7航海分の海象条件、船体運動、構造応答の長期データを収集した。また、とれらの解析データについてその妥当性を確認した。 (3)　波浪について、目視観剤、波高計による計剤、波浪推算のデータを比較検討し、本部会で開発した波浪解析法の妥当性を確認した。 (4)　現状設計で採用されているストリップ法に基づく荷重・応力計算法と計測結果の比較では、加速度等の給体運動、給体鞭曲げ等の断面力は、短長期予測ともに比較的良い一致が見られ、計算法が有効であることが確認できた。放浪変動圧については紹底、奥水線下の船側部では良い一致が見られるが、奥水線付近では差異がみられ、奥水線上の波の影響など非線形性を考慮しさらに改善の必要がある。 (5)　応力については、糕通部材は本部会で採用した驚散化手法に基づく計算結果と計測結果は比較的良い一致が見られる。横部材については差異の見られる計測点があるが、との原因が荷重に関与するものか構造解析モデルなど計算法に関与するものかさらに検討の余地がある。 (6)  紀体運動、応力の長期予測の計算値は計測値を上回っており、現状の設計が妥当であるととが確認できた。 (?)　以上のように実際の航行状態における船体運動、横造応客のデータが収集できたこと、波浪解析の精度向上が図れたとと、および離散化手法に基づく計算手法が設計で採用可能な精度を有しているととが確認できたととから紹体構造設計の倍頼性向上が図れる。本研究では、多くの貴重なデータを収集することができたが、その反面データ解析に総力を荘ぐことになったこと、荷蛋・応力計算法については現状方法の検証という目的から、代表的な航海の計測結果との比較を実施するにとどきった。しかし、狭船計測では、当初の計画を大幅に上回る豊富なデータが収集されており、厳しい海象に遭遇したデータも得られているととから、とれらのデータが他方面の研究に大いに役立つととが期待できる。最後に、計測給を提供下さり計剤のため種々の便宜をはかって載きました川崎汽船株式会社設ならびに第一中央汽船株式会社殿に感謝の意を表します。また、長期間の継続計測をお願いいたしました"せとよりっじ"および" PACIFIC NOVA "の船長はじめ乗組員の方々には、計刺機器の設置、計剤作業等について便宜をおはかり下さいましたととに対し厚くお礼申し上げます。