JPH0333557B2 - - Google Patents
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- JPH0333557B2 JPH0333557B2 JP19103783A JP19103783A JPH0333557B2 JP H0333557 B2 JPH0333557 B2 JP H0333557B2 JP 19103783 A JP19103783 A JP 19103783A JP 19103783 A JP19103783 A JP 19103783A JP H0333557 B2 JPH0333557 B2 JP H0333557B2
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- stress
- toe
- stress concentration
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Landscapes
- Filling Or Discharging Of Gas Storage Vessels (AREA)
Description
【発明の詳細な説明】
本発明はLNG、LPGなどを積荷する液化ガス
タンカー内に設けられる独立方形タンクの製造方
法に関するものである。
タンカー内に設けられる独立方形タンクの製造方
法に関するものである。
液化ガスタンカーは、第１図に示すように船殻
１内に独立方形タンク２がローリングチヨツク３
及びサポート４にて殻１内面と隙間をもつて支持
され、独立方形タンク２内にLNG、LPGなどを
積荷した際に低温による収縮移動を許容できるよ
うになつている。低温液体を収容する独立方形タ
ンク２は収縮時の変形応力に対して十分な強度を
有するような構造となつている。
１内に独立方形タンク２がローリングチヨツク３
及びサポート４にて殻１内面と隙間をもつて支持
され、独立方形タンク２内にLNG、LPGなどを
積荷した際に低温による収縮移動を許容できるよ
うになつている。低温液体を収容する独立方形タ
ンク２は収縮時の変形応力に対して十分な強度を
有するような構造となつている。
この独立方形タンク２はアルミニウム合金から
なり例えば第２図に示すように、タンク２内にブ
ラケツトやリブ、型材、スキンプレートなど多数
のタンク部材５を骨組し、各タンク部材５の継目
を溶接して構築している。とろでこの種の液化ガ
スタンカーでIMO CodeにおけるType Ｂに属す
るタンカーはIMO Codeによつて詳細な疲労強度
解析を行なうことを義務づけられている。このＢ
タイプタンクの定義はタンクの安全性が正確な解
析と実験で確認され、一時にタンクの大破壊が生
じることのないタンクであり、そのため疲労解
析、破壊解析に重点がおかれている。独立方形タ
ンクはその内部が多数のタンク部材が溶接された
骨付き構造で不静定次数が高いので完全な解析は
困難であつたが、最近コンピユータにより比較的
簡単に解析できるようになつている。しかしなが
ら骨付き構造には必然的に隅肉溶接などが多用さ
れており、溶接形状が不規則なためこの溶接部に
ついては個々に疲労試験を行なう必要がある。従
来この溶接部の疲労強度解析は部材の公称応力を
基礎に行なつており各溶接継手の種類毎に、応力
が繰り返しかかつた場合に、疲労し破壊する回数
とその応力との関係を示したＳ−Ｎ曲線を実験に
より求めそれをもとに公称応力に対する溶接継手
の耐疲労強度を求めている。しかしながら部材の
形状や継手形状、或いは溶接ビードの形状により
耐疲労強度が相違するため各種のＳ−Ｎ曲線を必
要とするので多くの試験が必要である。事実上、
独立方形タンクに表われるすべての継手を各々の
試験で求めたＳ−Ｎ曲線でカバーすることは不可
能である。
なり例えば第２図に示すように、タンク２内にブ
ラケツトやリブ、型材、スキンプレートなど多数
のタンク部材５を骨組し、各タンク部材５の継目
を溶接して構築している。とろでこの種の液化ガ
スタンカーでIMO CodeにおけるType Ｂに属す
るタンカーはIMO Codeによつて詳細な疲労強度
解析を行なうことを義務づけられている。このＢ
タイプタンクの定義はタンクの安全性が正確な解
析と実験で確認され、一時にタンクの大破壊が生
じることのないタンクであり、そのため疲労解
析、破壊解析に重点がおかれている。独立方形タ
ンクはその内部が多数のタンク部材が溶接された
骨付き構造で不静定次数が高いので完全な解析は
困難であつたが、最近コンピユータにより比較的
簡単に解析できるようになつている。しかしなが
ら骨付き構造には必然的に隅肉溶接などが多用さ
れており、溶接形状が不規則なためこの溶接部に
ついては個々に疲労試験を行なう必要がある。従
来この溶接部の疲労強度解析は部材の公称応力を
基礎に行なつており各溶接継手の種類毎に、応力
が繰り返しかかつた場合に、疲労し破壊する回数
とその応力との関係を示したＳ−Ｎ曲線を実験に
より求めそれをもとに公称応力に対する溶接継手
の耐疲労強度を求めている。しかしながら部材の
形状や継手形状、或いは溶接ビードの形状により
耐疲労強度が相違するため各種のＳ−Ｎ曲線を必
要とするので多くの試験が必要である。事実上、
独立方形タンクに表われるすべての継手を各々の
試験で求めたＳ−Ｎ曲線でカバーすることは不可
能である。
本発明者らは溶接継手部材の疲労強度は溶接部
の継手形状や治金的特性、残留応力などの影響因
子のうち、溶接継手部材の疲労強度にもつとも影
響を与えるのは、溶接継手形状に起因する疲労亀
裂発生部の応力集中係数、特に溶接止端部の応力
集中係数であることを見い出し本発明に至つたも
のである。
の継手形状や治金的特性、残留応力などの影響因
子のうち、溶接継手部材の疲労強度にもつとも影
響を与えるのは、溶接継手形状に起因する疲労亀
裂発生部の応力集中係数、特に溶接止端部の応力
集中係数であることを見い出し本発明に至つたも
のである。
本発明の目的は、上述した独立方形タンクの各
種溶接継手の疲労解析が容易に行なえ、しかも、
各種タンク部材の耐疲労設計が容易に行なえる液
化ガスタンカーの独立方形タンクの製造方法を提
供するものである。
種溶接継手の疲労解析が容易に行なえ、しかも、
各種タンク部材の耐疲労設計が容易に行なえる液
化ガスタンカーの独立方形タンクの製造方法を提
供するものである。
多数のアルミ合金製のタンク部材から構成し、
かつその部材相互の継ぎ目を溶接した液化ガスタ
ンカーの独立方形タンクの製造方法において、上
記部材相互の溶接継手部の板材に発生する公称応
力に対して、溶接止端部での応力集中係数Ktを
フランク角θと止端半径ρおよびビート高さｈの
関数から求め、その応力集中係数Ktより溶接止
端部での局部応力を求めると共にその局部応力を
基にした疲労破壊曲線を作製し、その疲労破壊曲
線から角溶接継手部の許容局部応力を求めると共
に応力集中係数Ktが3.0以下となるように上記フ
ランク角θと止端半径ρおよびビート高さｈを制
御して溶接することを特徴とする液化ガスタンカ
ーの独立方形タンクの製造方法にあり、これによ
り、母材を含めた溶接継手部の疲労破壊曲線を応
力集中係数から算出した局部応力に基づいてＳ−
Ｎ曲線を製作し、これをもとに各溶接継手部の耐
疲労強度の設計を行つて溶接継手の溶接形状を制
御することで疲労強度解析が容易な独立方形タン
クを製造できる。
かつその部材相互の継ぎ目を溶接した液化ガスタ
ンカーの独立方形タンクの製造方法において、上
記部材相互の溶接継手部の板材に発生する公称応
力に対して、溶接止端部での応力集中係数Ktを
フランク角θと止端半径ρおよびビート高さｈの
関数から求め、その応力集中係数Ktより溶接止
端部での局部応力を求めると共にその局部応力を
基にした疲労破壊曲線を作製し、その疲労破壊曲
線から角溶接継手部の許容局部応力を求めると共
に応力集中係数Ktが3.0以下となるように上記フ
ランク角θと止端半径ρおよびビート高さｈを制
御して溶接することを特徴とする液化ガスタンカ
ーの独立方形タンクの製造方法にあり、これによ
り、母材を含めた溶接継手部の疲労破壊曲線を応
力集中係数から算出した局部応力に基づいてＳ−
Ｎ曲線を製作し、これをもとに各溶接継手部の耐
疲労強度の設計を行つて溶接継手の溶接形状を制
御することで疲労強度解析が容易な独立方形タン
クを製造できる。
以下本発明に係る液化ガスタンカーの独立方形
タンクの製造方法の好適一実施例を添付図面に基
づいて説明する。
タンクの製造方法の好適一実施例を添付図面に基
づいて説明する。
先ず、第３図に十字溶接継手を例に応力集中係
数Ktを説明する。
数Ktを説明する。
第３図において、６は縦板、７は横板で、その
縦板６と横板７に隅肉溶接８がされていたとす
る。この場合、溶接８の余盛角（以下フランク角
という）をθ、ビード高さをｈ、溶接８の止端部
９のヒード止端半径をρ、横板７の板厚をｔとす
る。
縦板６と横板７に隅肉溶接８がされていたとす
る。この場合、溶接８の余盛角（以下フランク角
という）をθ、ビード高さをｈ、溶接８の止端部
９のヒード止端半径をρ、横板７の板厚をｔとす
る。
今横板７に公称応力σNがかかつたとすると、そ
の応力分布は10で示すように、溶接の施されてい
ない横板７で公称応力σNのままであるが止端部９
に近づくにつれて応力集中が起り、止端部９が略
最大の局部応力σLが作用する。従つてこの止端部
９における応力集中係数をKtとすると、Ktは下
式で表わされる。
の応力分布は10で示すように、溶接の施されてい
ない横板７で公称応力σNのままであるが止端部９
に近づくにつれて応力集中が起り、止端部９が略
最大の局部応力σLが作用する。従つてこの止端部
９における応力集中係数をKtとすると、Ktは下
式で表わされる。
Kt＝σL／σN ……(1)
またこのKtは、上述したフランク角θ、止端
半径ρ、ビードの高さｈの関数で下式で表わされ
る。
半径ρ、ビードの高さｈの関数で下式で表わされ
る。
Kt＝〔１＋ｆ（θ）｛ｇ（ρ）−１｝〕Ｃ（ａ／ｔ）
……(2) ここで、ｆ（θ）はフランク角の影響、ｇ（ρ）
は溶接止端半径の影響、Ｃ（ａ／ｔ）は未溶着部
の存在の影響による関数であり夫々下式で表わさ
れる。
……(2) ここで、ｆ（θ）はフランク角の影響、ｇ（ρ）
は溶接止端半径の影響、Ｃ（ａ／ｔ）は未溶着部
の存在の影響による関数であり夫々下式で表わさ
れる。
フランク角；
止端半径；
ｇ（ρ）＝αt・gt（ρ）＋αb・gb（ρ）……(4
) ここでgt（ρ）は引張荷重の場合で次式で与え
られる。
) ここでgt（ρ）は引張荷重の場合で次式で与え
られる。
gt(ρ)＝１＋βt｛（ｈ／ρ）・１／2.8（Ｗ／ｔ）−
２｝0.65 ……(5) ここでβtは溶接継手形状に応じて次の値をと
る。十字継手2.2、突合せ継手2.0、Ｔ継手1.0。
２｝0.65 ……(5) ここでβtは溶接継手形状に応じて次の値をと
る。十字継手2.2、突合せ継手2.0、Ｔ継手1.0。
また、曲げ荷重の場合のgb（ρ）は継手形状と
は無関係に次式で与えられる。
は無関係に次式で与えられる。
gb（ρ）＝１＋βb・｛tanh1/2（2tp／ｔ＋2h
＋2ρ／ｔ）｝ ×〔tanh｛ｔ＋2h／ｔ−11/4／１−ρ／１｝
〕｛0.13＋0.65（１−ρ／ｔ）4／（ρ／ｔ）1/3｝……
(6) ここでβbは溶接継手形状に応じて次の値をと
る。突合せ継手＝1.5、Ｔ継手＝1.9、その他の継
手＝1.0。
＋2ρ／ｔ）｝ ×〔tanh｛ｔ＋2h／ｔ−11/4／１−ρ／１｝
〕｛0.13＋0.65（１−ρ／ｔ）4／（ρ／ｔ）1/3｝……
(6) ここでβbは溶接継手形状に応じて次の値をと
る。突合せ継手＝1.5、Ｔ継手＝1.9、その他の継
手＝1.0。
未溶着部；
Ｃ（ａ／ｔ）＝１＋0.64（ａ／ｔ）2
／（2hp／ｔ）−0.12（ａ／ｔ）4／（2hp／ｔ）2……(7
) ここで(3)、(5)式中のＷは溶接継手形式により次
のように使い分ける。
／（2hp／ｔ）−0.12（ａ／ｔ）4／（2hp／ｔ）2……(7
) ここで(3)、(5)式中のＷは溶接継手形式により次
のように使い分ける。
十字継手；Ｗ＝(t+4h)＋0.3(tp+2hp)
突合せ継手；Ｗ＝ｔ＋2h＋0.6hp
Ｔ継手；Ｗ＝(t+2h)＋0.3(tp+2hp) ……(8)
但し、(2)〜(8)式中θはフランク角、ρは止端半
径、ｔは負荷する部材の板厚、tpは負荷を受けな
い部材の板厚、ｈはビード高さ（脚長）、hpは溶
接脚長、ａは未溶着部の長さ、αtは止端部での引
張応力係数（引張荷重の場合＝１、曲げ荷重の場
合＝０）、αbは止端部での曲げ応力係数（曲げ荷
重の場合＝１、引張荷重の場合＝０）である。
径、ｔは負荷する部材の板厚、tpは負荷を受けな
い部材の板厚、ｈはビード高さ（脚長）、hpは溶
接脚長、ａは未溶着部の長さ、αtは止端部での引
張応力係数（引張荷重の場合＝１、曲げ荷重の場
合＝０）、αbは止端部での曲げ応力係数（曲げ荷
重の場合＝１、引張荷重の場合＝０）である。
上記(2)〜(8)式から求められるKtとフランク角
θ、止端半径ρ及びビード高さｈをパラメータに
各種継手における応力集中係数Ktをみた結果、
フランク角θ及びビード高さｈによる影響は比較
的小さく、主に止端半径ρの大きさにより応力集
中係数Ktが変化することが判つた。この結果を
Ｔ字継手の場合と、十字継手の場合を例に第４
図、第５図に示す。
θ、止端半径ρ及びビード高さｈをパラメータに
各種継手における応力集中係数Ktをみた結果、
フランク角θ及びビード高さｈによる影響は比較
的小さく、主に止端半径ρの大きさにより応力集
中係数Ktが変化することが判つた。この結果を
Ｔ字継手の場合と、十字継手の場合を例に第４
図、第５図に示す。
第４図はＴ字継手における止端半径／板厚と応
力集中係数との関係を示している。
力集中係数との関係を示している。
この第４図のグラフより板厚ｔが一定とすれば
止端半径ρが小さくなるほど応力集中係数Ktが
上昇することが判る。止端半径ρが小さい場合に
おいてフランク角θ（100〜170°）による応力集中
係数の変化が大きくなり、フランク角θが大きく
なれば応力集中係数が増加するか止端半径ρが大
きくなればその変化は少なくなることが判る。
止端半径ρが小さくなるほど応力集中係数Ktが
上昇することが判る。止端半径ρが小さい場合に
おいてフランク角θ（100〜170°）による応力集中
係数の変化が大きくなり、フランク角θが大きく
なれば応力集中係数が増加するか止端半径ρが大
きくなればその変化は少なくなることが判る。
また、第５図のグラフも同様、板厚ｔを一定と
すれば止端半径ρが小さければ応力集中係数が増
加することが判る。
すれば止端半径ρが小さければ応力集中係数が増
加することが判る。
以上において、応力集中係数Ktを求めること
により、上式(1)式より上端部９における局部設応
σLが判る。すなわち局部応力σLは下式より求ま
る。
により、上式(1)式より上端部９における局部設応
σLが判る。すなわち局部応力σLは下式より求ま
る。
σL＝Kt・σN
従つて今、例えば第３図に示した十字継手部の
横板７に公称応力σNを破壊するまで繰り返し作用
させた場合のＳ−Ｎ曲線を作成する場合、公称応
力σNでなく局部応力σLにてＳ−Ｎ曲線を作図すれ
ば、統一的なＳ−Ｎ線図ができる。このＳ−Ｎ線
図を第６図に示した。図において縦軸は応力範囲
で止端部での局部応力σLを示し、その各応力を繰
り返しかけた場合に突合せ継手、十字継手、Ｔ字
継手が破壊した点をプロツトしたもので、グラフ
を示した直線は試験個数中の生存確立を示したも
のである。
横板７に公称応力σNを破壊するまで繰り返し作用
させた場合のＳ−Ｎ曲線を作成する場合、公称応
力σNでなく局部応力σLにてＳ−Ｎ曲線を作図すれ
ば、統一的なＳ−Ｎ線図ができる。このＳ−Ｎ線
図を第６図に示した。図において縦軸は応力範囲
で止端部での局部応力σLを示し、その各応力を繰
り返しかけた場合に突合せ継手、十字継手、Ｔ字
継手が破壊した点をプロツトしたもので、グラフ
を示した直線は試験個数中の生存確立を示したも
のである。
このＳ−Ｎ曲線は局部応力σLをベースに作図し
てあるため各継手部の疲労強度は容易に求めるこ
とが可能となる。
てあるため各継手部の疲労強度は容易に求めるこ
とが可能となる。
応力集中係数Ktは通常無制御に溶接を行なえ
ば広い範囲に分布する。このため例えばKt値7.0
の場合、止端部にかかる局部応力σLは公称応力σN
に対して７倍となり、大きくなつて耐疲労強度が
落ちる。従つて耐疲労強度を高くするためには板
厚を大きく断面積を大きくして板にかかる全体の
応力を小さく設計する必要がある。すなわち継手
部の溶接において、溶接を無制御に行なえば、そ
の溶接コストは低くなるが反面Kt値が大きくな
り易いため板厚の厚いものを使用しなければなら
ずその材料値が増加する。
ば広い範囲に分布する。このため例えばKt値7.0
の場合、止端部にかかる局部応力σLは公称応力σN
に対して７倍となり、大きくなつて耐疲労強度が
落ちる。従つて耐疲労強度を高くするためには板
厚を大きく断面積を大きくして板にかかる全体の
応力を小さく設計する必要がある。すなわち継手
部の溶接において、溶接を無制御に行なえば、そ
の溶接コストは低くなるが反面Kt値が大きくな
り易いため板厚の厚いものを使用しなければなら
ずその材料値が増加する。
本発明は独立方形タンクの各溶接継手の溶接形
状を予め一定に保つて各継手を溶接しその各止端
部での応力集中係数分布を解析したところ応力集
中係数が3.0以下であればタンクを安全に設計で
きることを確認した。
状を予め一定に保つて各継手を溶接しその各止端
部での応力集中係数分布を解析したところ応力集
中係数が3.0以下であればタンクを安全に設計で
きることを確認した。
第７図は、同一条件のもとでＴ字継手を溶接し
た場合のKt値の分布を示したもので、Kt値の測
定総個数を100％とし、各Kt値ごとにその頻度を
示したものである。この第７図において、溶接条
件を同一とする応力集中計数Ktは略1.5前後で最
大頻度（14％）となり、また分布範囲は、Ktが
1.13〜2.38まで分布する。また、この第７図の分
布曲線を基に第７図に示すようにKtの最大値か
ら最小値までを各々Ktの値ごとに積分してKt値
に対する確率を第８図のグラフに示した。
た場合のKt値の分布を示したもので、Kt値の測
定総個数を100％とし、各Kt値ごとにその頻度を
示したものである。この第７図において、溶接条
件を同一とする応力集中計数Ktは略1.5前後で最
大頻度（14％）となり、また分布範囲は、Ktが
1.13〜2.38まで分布する。また、この第７図の分
布曲線を基に第７図に示すようにKtの最大値か
ら最小値までを各々Ktの値ごとに積分してKt値
に対する確率を第８図のグラフに示した。
図において点線のｌは無制御に溶接した場合の
グラフを示し、ｎはその平均Kt値を示し、一点
鎖線の曲線ｍは第７図の頻度分布を積分したグラ
フを示し、ｏはその平均Kt値を示したものであ
る。
グラフを示し、ｎはその平均Kt値を示し、一点
鎖線の曲線ｍは第７図の頻度分布を積分したグラ
フを示し、ｏはその平均Kt値を示したものであ
る。
点線ｌで示すように無制御で溶接を行うとKt
値は最大から最小まで広い範囲に分布するが、曲
線ｍで示すように溶接条件を一定にして溶接する
ことで応力集中係数の最大値Ktmaxの出現が3.0
以下で確実に確率ゼロになることが判る。
値は最大から最小まで広い範囲に分布するが、曲
線ｍで示すように溶接条件を一定にして溶接する
ことで応力集中係数の最大値Ktmaxの出現が3.0
以下で確実に確率ゼロになることが判る。
従つて、各継手部を溶接設計するにおいて応力
集中係数Ktが3.0以下となるように設計しておけ
ば、公称応力に対して安全な耐疲労強度を実現で
きる。
集中係数Ktが3.0以下となるように設計しておけ
ば、公称応力に対して安全な耐疲労強度を実現で
きる。
以上より、母材にかかる最大公称応力σNとKt
値より局部応力σLを求め、第６図のＳ−Ｎ曲線
（疲労破壊曲線）より、その局部応力σLが許容応
力内にあるかどうかが、換言すれば継手部の溶接
形状（フランク各θ、止端半径ρ、ビード高さ
ｈ）が適正かどうかを求め、許容局部応力以内に
入るようKt値を制御する。
値より局部応力σLを求め、第６図のＳ−Ｎ曲線
（疲労破壊曲線）より、その局部応力σLが許容応
力内にあるかどうかが、換言すれば継手部の溶接
形状（フランク各θ、止端半径ρ、ビード高さ
ｈ）が適正かどうかを求め、許容局部応力以内に
入るようKt値を制御する。
次に応力集中係数Ktを3.0以内に制御する溶接
方法を説明する。第９図はＴ字形継手部を溶接す
る例を示したもので図において、１１は下板、１
２は立板で、その下板１１と立板１２との継目１
３をトーチノズル１４でMIG溶接する場合を示
している。この場合、トーチノズル１４の先端の
電極１５のネライ位置を継目１３に向け、かつそ
のトーチ角度θtを一定値（例えば45°）に保つ。
この状態からトーチノズル１４を左右にオシレー
トさせる。このオシレート幅は立板１２と下板１
１の板厚に応じて十分な溶接強度が得られるよう
な振幅（通常±４mm程度）とする。
方法を説明する。第９図はＴ字形継手部を溶接す
る例を示したもので図において、１１は下板、１
２は立板で、その下板１１と立板１２との継目１
３をトーチノズル１４でMIG溶接する場合を示
している。この場合、トーチノズル１４の先端の
電極１５のネライ位置を継目１３に向け、かつそ
のトーチ角度θtを一定値（例えば45°）に保つ。
この状態からトーチノズル１４を左右にオシレー
トさせる。このオシレート幅は立板１２と下板１
１の板厚に応じて十分な溶接強度が得られるよう
な振幅（通常±４mm程度）とする。
通常MIG溶接におけるオシレート数は70〜80
回／分であるが、このオシレート数では応力集中
係数を制御することができない。本発明はオシレ
ート数を150〜250回／分で行なうことにより止端
部の応力集中係数Ktを3.0以下に制御することを
可能にしたものである。この場合オシレート数が
多くなることにより止端部での止端半径ρを大き
くすることが可能となり、例えば止端半径ρを
1.0mm以上とすることが可能となる。
回／分であるが、このオシレート数では応力集中
係数を制御することができない。本発明はオシレ
ート数を150〜250回／分で行なうことにより止端
部の応力集中係数Ktを3.0以下に制御することを
可能にしたものである。この場合オシレート数が
多くなることにより止端部での止端半径ρを大き
くすることが可能となり、例えば止端半径ρを
1.0mm以上とすることが可能となる。
また、オシレート数を制御する代りにトーチノ
ズル１４からのアルゴンのシールドガス中にヘリ
ウムガスを50％以上混合することもできる応力集
中係数Ktを3.0以下にすることができる。すなわ
ち、ヘリウムガスはアルゴンガスより熱伝導率が
高く、そのため溶加材の溶け込みがよくなり、
Kt値を低くすることが可能となる。
ズル１４からのアルゴンのシールドガス中にヘリ
ウムガスを50％以上混合することもできる応力集
中係数Ktを3.0以下にすることができる。すなわ
ち、ヘリウムガスはアルゴンガスより熱伝導率が
高く、そのため溶加材の溶け込みがよくなり、
Kt値を低くすることが可能となる。
この溶接はすべて自動溶接材により行ない、第
１図、第２図に示した独立方形タンク２内のタン
ク部材５の相互の継目をその溶接止端部の応力集
中係数3.0以下で溶接することが可能となる。従
つて各タンク部材５はKt値が3.0以下に押えるこ
とができるため、その板厚応力に見合つた経済的
な板厚とし、かつその疲労強度も充分なものとす
ることができる。
１図、第２図に示した独立方形タンク２内のタン
ク部材５の相互の継目をその溶接止端部の応力集
中係数3.0以下で溶接することが可能となる。従
つて各タンク部材５はKt値が3.0以下に押えるこ
とができるため、その板厚応力に見合つた経済的
な板厚とし、かつその疲労強度も充分なものとす
ることができる。
以上、詳述してきたことから明らかなように本
発明によれば次のごとき効果を発揮する。
発明によれば次のごとき効果を発揮する。
(1) 応力集中率Ktは計算によつて求めることが
できＳ−Ｎ曲線は一本でよいので、各継手部の
疲労試験を大幅に簡略化できる。
できＳ−Ｎ曲線は一本でよいので、各継手部の
疲労試験を大幅に簡略化できる。
(2) 応力集中係数Ktは実際の構造部の溶接形状
を測定することでその値を確認することがでる
ので、実際に仕上つた構造物の疲労強度に対す
る信頼性が高い。
を測定することでその値を確認することがでる
ので、実際に仕上つた構造物の疲労強度に対す
る信頼性が高い。
(3) 応力集中係数Ktは測定によつて統計的に把
握できるので真の意味で信頼性解析が可能とな
る。
握できるので真の意味で信頼性解析が可能とな
る。
第１図は本発明に係る液化ガスタンカーの独立
方形タンクを示す断面図、第２図は独立方形タン
クを示す斜視図、第３図は本発明に係る液化ガス
タンカーの独立方形タンクの製造方法における止
端部の応力集中係数を説明するための十字継手の
断面図、第４図は本発明でのＴ字継手部における
止端半径と応力集中係数の関係を示すグラフ、第
５図は本発明での十字継手部における止端半径と
応力集中係数の関係を示すグラフ、第６図は本発
明におけるＳ−Ｎ曲線を示すグラフ、第７図は本
発明における応力集中係数の分布を示すグラフ、
第８図は本発明における応力集中係数の分布を積
分した場合のグラフ、第９図は本発明に係る液化
ガスタンカーの独立方形タンクの製造方法におい
て各継手部を溶接する例を示す斜視図である。 図中、２は独立方形タンク、３，５はタンク部
材である。
方形タンクを示す断面図、第２図は独立方形タン
クを示す斜視図、第３図は本発明に係る液化ガス
タンカーの独立方形タンクの製造方法における止
端部の応力集中係数を説明するための十字継手の
断面図、第４図は本発明でのＴ字継手部における
止端半径と応力集中係数の関係を示すグラフ、第
５図は本発明での十字継手部における止端半径と
応力集中係数の関係を示すグラフ、第６図は本発
明におけるＳ−Ｎ曲線を示すグラフ、第７図は本
発明における応力集中係数の分布を示すグラフ、
第８図は本発明における応力集中係数の分布を積
分した場合のグラフ、第９図は本発明に係る液化
ガスタンカーの独立方形タンクの製造方法におい
て各継手部を溶接する例を示す斜視図である。 図中、２は独立方形タンク、３，５はタンク部
材である。
Claims (1)
- １ 多数のアルミ合金製のタンク部材から構成
し、かつその部材相互の継ぎ目を溶接した液化ガ
スタンカーの独立方形タンクの製造方法におい
て、上記部材相互の溶接継手部の板材に発生する
公称応力に対して、溶接止端部での応力集中係数
Ktをフランク角θと止端半径ρおよびビード高
さｈの関数から求め、その応力集中係数Ktより
溶接止端部での局部応力を求めると共にその局部
応力を基にした疲労破壊曲線を作製し、その疲労
破壊曲線から各溶接継手部の許容局部応力を求め
ると共に応力集中係数Ktが3.0以下となるように
上記フランク角θと止端半径ρおよびビード高さ
ｈを制御して溶接することを特徴とする液化ガス
タンカーの独立方形タンクの製造方法。
Priority Applications (1)
| Application Number | Priority Date | Filing Date | Title |
|---|---|---|---|
| JP19103783A JPS6082495A (ja) | 1983-10-14 | 1983-10-14 | 液化ガスタンカ−の独立方形タンク |
Applications Claiming Priority (1)
| Application Number | Priority Date | Filing Date | Title |
|---|---|---|---|
| JP19103783A JPS6082495A (ja) | 1983-10-14 | 1983-10-14 | 液化ガスタンカ−の独立方形タンク |
Related Child Applications (2)
| Application Number | Title | Priority Date | Filing Date |
|---|---|---|---|
| JP17583184A Division JPS6084496A (ja) | 1984-08-25 | 1984-08-25 | 液化ガスタンカ−の独立方形タンク |
| JP11463490A Division JPH069752B2 (ja) | 1990-04-27 | 1990-04-27 | 液化ガスタンカーの独立方形タンク溶接部の疲労強度保証方法 |
Publications (2)
| Publication Number | Publication Date |
|---|---|
| JPS6082495A JPS6082495A (ja) | 1985-05-10 |
| JPH0333557B2 true JPH0333557B2 (ja) | 1991-05-17 |
Family
ID=16267839
Family Applications (1)
| Application Number | Title | Priority Date | Filing Date |
|---|---|---|---|
| JP19103783A Granted JPS6082495A (ja) | 1983-10-14 | 1983-10-14 | 液化ガスタンカ−の独立方形タンク |
Country Status (1)
| Country | Link |
|---|---|
| JP (1) | JPS6082495A (ja) |
Families Citing this family (3)
| Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
|---|---|---|---|---|
| JP5646853B2 (ja) * | 2010-01-20 | 2014-12-24 | ジャパンマリンユナイテッド株式会社 | 船舶 |
| JP5578921B2 (ja) * | 2010-04-23 | 2014-08-27 | 三菱重工業株式会社 | 浮体式液化天然ガス生産貯蔵積出設備および液化天然ガス生産貯蔵積出方法 |
| JP5657147B2 (ja) | 2012-01-23 | 2015-01-21 | 三菱電機株式会社 | エレベータ用ロープ |
-
1983
- 1983-10-14 JP JP19103783A patent/JPS6082495A/ja active Granted
Also Published As
| Publication number | Publication date |
|---|---|
| JPS6082495A (ja) | 1985-05-10 |
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