社団法人

日本船舶海洋工学会

マルチハル船のフィジビリティ検討委員会

最終報告書

2009 年 3 月 25 日

マルチハル船シンポジウム―

マルチハル船のフィジビリティ検討委員会報告書

目

次

第1章

マルチハル概説

第２章

マルチハルに関する各種性能研究の現状
2.1

・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・ 鷲 尾 祐 秀

3

抵抗・推進理論の現状

2.1.1
2.2

―

最小抵抗双胴船(MRTH)の開発

・・・・・・・・・・・・・・ 丸 尾

孟

29

勉

33

耐航性理論の現状

2.2.1

船型の違いによる横揺運動の比較・・・・・・・・・・ 桃 木

小浦拓也
前川和也
2.2.2

高速三胴船の縦波中復原性に関する基礎的研究

・・・・ 片 山

徹

37

谷口友基
2.2.3

追波、斜波中におけるトリマランの動的挙動・・・・・ 梅 田 直 哉

43

荒木元輝
橋本博公
2.2.4

複数浮体の流体力学的相互作用

・・・・・・・・・・・・ 柏 木

2.2.5

高速多胴船の横揺れ減衰力に関する基礎的研究

・・・・ 片 山

正

49

徹

55

谷口友基
2.3

操縦性理論の現状

2.3.1

高速三胴船の操縦性能に及ぼすアウトリガー配置の影響

2.3.2

高速三胴船の操縦運動特性に関する基礎的研究

安川宏紀

・・・・ 片 山

徹

63
69

藤井春菜

第３章

マルチハル船の開発事例
3.1

カタマラン

3.1.1

波浪貫通型双胴船の波浪中運動性能に関する研究・・ 前 川 和 也

79

二瓶泰範
桃木

勉

池田良穂
3.1.2

抵抗の小さな両頭型双胴船型の開発・・・・・・・・・・ 安 川 宏 紀
玉島正裕
小瀬邦治
中谷敏義

－ⅰ－

89

3.2

トリマラン

3.2.1

高速トリマラン・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・ 西 川 達 雄

91

3.2.2

中速トリマラン・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・ 小 浦 拓 也

97

溝辺辰大
二瓶泰範
池田良穂
3.3

第４章

ペンタマラン・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・ 池 田 良 穂

109

経済性評価とフィジビリティスタディ
4.1

提言(2)最少抵抗双胴船(MRTH)の実用化への検討

・・・・・・ 塩 田 浩 平

117

4.2

双胴型高速カーフェリーの需要予測と経済性・・・・・・ 池 田 良 穂

131

中林恵美子
4.3

ペンタマラン型フェリーの青函航路での需要予測

・・・・・ 池 田 良 穂

139

中林恵美子
4.4

トリマラン型高速フェリーの青蘭航路での需要予測

・・・・ 池 田 良 穂
中林恵美子

付録 1

マルチハル（多胴）船のフィジビリティ検討委員会の開催記録

付録 2

マルチハル船シンポジウム 案内リーフレット
マルチハル船シンポジウム 講演資料：石田造船建設株式会社
マルチハル船シンポジウム 講演資料：琵琶湖汽船株式会社

－ⅱ－

143

第1章
マルチハル概説

日本船舶海洋工学会
マルチハル(多胴）船のフィジビリティー検討委員会

第１章 マルチハル概説(財）日本造船技術センター

鷲尾 祐秀

Vs−DW図60TSL50速力︵ノット︶40

高速艇
高速フェリー

新開発ゾーン

30
20
在来船型

10
50

100

500 1,000

5,000 10,000

載貨重量（ｔ）－3－

20,000

艦船の長さと速力の関係

FAST2005

US Sealiftで検討対象とされた実船型“High Speed Sealift” by Colen Kennell, NSWCCD, NAVSEA－4－US Sealiftで検討対象とされた実船型“High Speed Sealift” by Colen Kennell, NSWCCD, NAVSEAUS Sealiftで検討された船型“High Speed Sealift” by Colen Kennell, NSWCCD, NAVSEA－5－

“High Speed Sealift” by Colen Kennell, NSWCCD, NAVSEA

VHSST
By K Masa Marine‘97-‘99‘01‘02

CCDoTT Seminar, IMPACT 2003, Sep.30, 2003

－6－

VHSST
By K Masa Marine

CCDoTT Seminar, IMPACT 2003, Sep.30, 2003

LCSプログラムLCSプログラム（Littoral Combat Ship）
Ship）
2002年
2002
年11
11月
月6つのグループの選出
 Bath Iron Works(General Dynamics)：
Dynamics) ：アルミ合金製のトリマラン
アルミ合金製のディープ V 型モノハル
アルミ合金製のディープV
カーボンファイバー製モノハル
アルミ合金製SWATH
アルミ合金製
SWATH SLICEFRPサンドウィッチ製
FRP
サンドウィッチ製SES
SES
アルミ合金製SES
アルミ合金製SES

 Gibbs & Cox
Cox：：
 Northrop Grumman
Grumman：： Lockheed Martin Marin Systems：
Systems ： JJMA(John J. McMullen Associates)：
Associates) ： Textron Marine & Land Systems：
Systems ：

2003
2003年
年7月３つのグループの選出
 ・ General Dynamics (Bath Iron Works)
 ・ Lockheed Martin ・ Raytheon
Raytheon（（ JJMA(John J. McMullen Associates)）
Associates)）

2004
2004年
年5月2つのグループの選出
・General Dynamics

アルミ合金製のトリマラン

・Lockheed

鋼製ディープV
鋼製ディープV型モノハルMartin－7－

LCSプログラム
LCS
プログラム（Littoral Combat Ship）
Ship）

LCS Briefing to International Community, Feb ‘03－8－

M Ship “Stiletto” (Double M hull design) for US OFT(2006/1 Launch)

米国最大のCFRP船

CFRP

Loa:80ft B:40ft d:3ft △:67.1t(PL43%)

4×1,650ps(CAT) 4×SFProp Vs:50+kn

US6mil$Warship Tech. Mar.2006/ M Ship Web site

米海軍ONR X-Craft
LwL:73m／B:22m／ｄ：3.6ｍ／50ノット
アルミ製 SemiSWATH△＝1,100LT

LM2500 G/T+MTU16V595TE90 ×２
KaMeWa 125SII W/J ×4

ABS High-Speed Naval Craft RuleIMO HSC2000 Cargo Vessel Reg.

$59.9mil－9－

2005/B進水

Hybrid Catamaran Air Cushion Ship (HCAC)
2003/4米海軍 展示会 で公 開

http://www.globalsecurity.org/military/systems/ship/hcac-ref.htm－ 10 －

104ft/30kn SWATH

1960年代 100t型米海軍試験船
SES１００B

SES１００A

L:75ｆｔ/B:35ｆｔ 100kt

60kt

4,500HP FT12A-6GT×3

ウォータージェット

CPサーフェスプロペラ×2
ペイロード：10ｔ

http://s eariderinc.c om/SES%20Photos /Sites-Pages/I mage8.ht ml－ 11 －

http:// www.merchant-marine.c om/s es_100-b.htm

Wavepiercer for US Military

Spearhead TSV-1X: US Army TACO M
Waterjet type : 4 x LJ120E
Power: 7.080 kW
Vs (ls): 48 knots
Vs (loaded) : 38 knots

HSV-2X: US Military Sealift Command
Waterjet type : 4 x LJ120E
Power: 7.200 kW
Vs (ls): 48 knots
Vs (loaded) : 35 knots

青函航路向けINCAT最大新船型建造中
Lengt h ove rall: 112.60m
Beam ( moulded): 30.50m
Draf t : approx imat ely 3.93m
Spe ed:40 knot s
Dea dwei ght :Up t o 1450 t onne s
Tot al pe rsons:800 persons
Vehi cle De ck: 520 t ruck -la ne met re s plus 286 ca rs or 412 ca rs－ 12 －ノルウェー海軍SES
ノルウェー海軍
SES““Skjord
Skjord””

世界のトリマラン開発現状
USA：：官産軍で大きなUSA
官産軍で大きなPJ
PJがいくつか進行中がいくつか進行中（物流船としての開発主体）
軍では実船の建造に着手(130軍では実船の建造に着手(130m/50Kn)
m/50Kn)
UK :将来ﾌﾘｹﾞｰﾄ艦用の将来ﾌﾘｹﾞｰﾄ艦用の9090ｍ実験艦を建造し、試験実施了
ｍ実験艦を建造し、試験実施了軍中心で多種試設計提案
EU :USA:USAののPJ
PJに参画する形式で開発、多種試設計提案に参画する形式で開発、多種試設計提案
UKでは
UK
では35
35m/25kn
m/25kn実験船建造し、各種試験終了
実験船建造し、各種試験終了
民間ﾚﾍﾞﾙ（ﾌｨﾝﾗﾝﾄﾞが熱心）でｺﾝﾃﾅ船、ﾌｪﾘｰ中心に開発
ﾝｽ仏ー西ー英ー諾 ’08/夏 2隻就航予定
ﾝｽ
豪州：： USA
豪州
USAの
のPJ
PJに参画、民間ﾚﾍﾞﾙでも開発、多種試設計提案に参画、民間ﾚﾍﾞﾙでも開発、多種試設計提案
130m/40kn
130m/40knﾌｪﾘｰ
ﾌｪﾘｰ’’05
05年就航（年就航（EU
EU向け）
向け）
55m/
55
m/ 40kn旅客船就航
40kn旅客船就航((韓国向け）－ 13 －

ﾌﾗイギリス海軍Triton
トリマ ラン船型の実験艦

目標：Type23フリゲート艦の代替船（2013年：長さ170m、30〜32ノットの新型艦投入）
建造：2000年Vosper（実船の2/3の実験艦）
Loa/Lwl：98/90m
B：22.8/7.2m(MainHull)
Ｄ：3.2ｍ△：1,388ｔ(Full)/1,100t（LW)Class:DNV
Diesel/Electric
Vs：20ノット（主推進）8ノット（サイドハル推進のみ）
Range：12ノットで3,000nm
Sidehull：34m/1.45m/2.3m
GM:3.0ｍ

127m Austal
Trimaran Ferry－ 14 －

各種船型の耐航性能（Austalデータより）ﾄﾘﾏﾗﾝ：8
７％

ﾓﾉﾊﾙ：７７％

追波

ｶﾀﾏﾗﾝ：
80％

横波

向波

Triamaran型高速旅客船
2003年4月−
2003年
月−2004
2004年
年 9月
 小倉
小倉//ウルサン・プサン
 （韓国）
 速力
速力40
40ノット
ノット
 3時間
時間20
20分･
分･45
45分
分


全長55m
全長55
m
 479
479人
人


高速ディーゼルMTU 16V4000M70 ×３
 ウォータージェット
ウォータージェットKaMeWa
KaMeWa63「ドルフィン・ウルサン」
North West Bay Ship 社－ 15 －

BGV RP140 RoPax for Chikara Shipping
L:140.0m/B:44.7m/d:4.0m/Vs:30kn/DW:1,674t/1,500p/171台
2×20MW/WJ/1,000nm Hi-ten
Route: 仏ー西ー英ー諾 ’08/夏 2隻 in service

Trimaran Frigate の例（ｂｙVT）
ﾓﾉﾊﾙとの必要馬力比較

Design and Operation of trimaran Ships,2004,RINA－ 16 －

Pentamaran CONTAINER/RoRo 設計例
ｂｙ IZAR/BMT（ NIGEL GEE AND ASS OCI ATES LTD）

Pentamaranと他船型の乗り心地比較

ｶﾀﾏﾗﾝ
ﾓﾉﾊﾙ
ﾍﾟﾝﾀﾏﾗﾝ－ 17 －

HSS1500

北海就航中の１隻はFO高騰で‘07/1運航中止(9年7ヶ月）
船型：ｾﾐSWATHｶﾀﾏﾗﾝ(全アルミ合金製)
Loa:126.6m ／B: 40.0 m ／d:4.5 m ／Vs:40Kn
Pass:1570p ／Car:375
ME:GE x 2+2(22.5MW x 2+13.5MW x 2)／WJ x 4

ﾓﾉﾊﾙ
ｶﾀﾏﾗﾝ
旅客船
旅客フェリー－ 18 －

トリマランの特徴と将来性
・10-40％省エネ化（同一速力で低馬力化）（通常船型、鋼製船体、通常プロペラ可能）・大DWで５０ノット以上の高速化可能
・全方向波浪に対する耐航性の向上
・進路安定性良好、
進路安定性良好、モノハルと同等の旋回性能
旋回性能
・非常に小さいGMによる乗り心地の向上
・広いデッキ面積可能、就航後改造の簡便性
・曳き波の減少、ステルス設計の簡便性
・用途、仕様による多様な設計可能
ﾓｰﾀﾞﾙｼﾌﾄ･物流革命の先兵となるか？

候補船種：
RoRo船、ｺﾝﾃﾅ船、ﾌｪﾘｰ、内航船、ﾊﾟﾄﾛｰﾙ船、ﾌﾘｹﾞｰﾄ艦、旅客船他

対象航路：
国内航路、大陸間航路他（ﾚﾝｼﾞ:1000nmﾚﾍﾞﾙ?）

ＳＲＣ検討のモデル船
RoRo船の試設計
・航路は日本ー中国
・規模は国内大型ﾌｪﾘｰと同等
12ｍﾄﾚｰﾗｰ150台積み
・航海速力は40knとする

デイリーサービス
を可能にする航路例－ 19 －

トリマランによる推進性能の向上例
１０−４０％省エネ化

モノハル
試設計トリマラン

EHP

△23％
△42％
最適トリマラン30knot40knot－ 20 －

Ship of the Year of Japan(高速艇）

92年
92
年 SSTH
SSTHトライデント
トライデント

94年ｼﾞｪｯﾄﾋﾟｱｻ
94
年ｼﾞｪｯﾄﾋﾟｱｻ ｰ はやぶさ

95年
95
年 TSL
TSL飛翔
飛翔

97年ﾓﾉﾊﾙ
97
年ﾓﾉﾊﾙ ゆにこん

高速船ルールの変遷
１９５６年１２月
 １９７２年 ４月


１９７６年１１月

JG「船舶復原性規則」（通常船型対象）
JG「船舶復原性規則」（通常船型対象）
JG「軽構造船暫定基準」
JG「軽構造船暫定基準」（登録長さ２４ｍ未満）
防衛庁設計基準



１９７７年

gL
ＩＭＣＯ勧告ＤＳＣコード（Code of Safety for Dynamically Supported Craft：
Craft：Ａ .３７３
３７３(( Ｘ) ）（Ｆｎ＝Ｖ／√
Ｆｎ＝Ｖ／√ｇ
ｇL＞０＞０..９）


１９９６年 １月

JG「高速船構造基準」
JG「（長さ５０ｍ以下の単胴型の高速船）
１９９６年 １月 IMO ＨＳＣコード（High Speed Craft Code
Code）
）
（Ｖmax
（Ｖ
max（
（ｍ／ｓ）＞３ｍ／ｓ）＞３..７Δ０．１６６７）－ 21 －

高速船構造設計基準の適用範囲の現状
滑 走型
区分
航 行区域

24m
24
m未 満

平水

沿海

限定
（ 注１）

軽 構造船
暫 定基準
(S47.4.13)24m以 上
24m
45m
45
m未 満
軽 構造船
暫 定基準
＋
RR11
(S63.3.14)

半 滑走型

滑 走及び 半滑走 型

V/√V/√ L＜ ４V ≧ 3.7
3.7▽▽ 0.1677

45m
45
m未 満

45m
45
m以 上

L≦ 50mNK-- CSNK(S63.3.14)
＋
JG

そ の他

限定
（ 注２）
近海

軽 構造船
暫 定基準
× 1.5
且 つ波高 制限
(S63.3.14)

高 速船構 造基準
(H8.1.1)
NK-- CSNK(H3.3.15)

限 定（注 ３）
そ の他
注１）平水区域から最強速力で２時間以内で往復できる範囲の沿海区域
注２）沿海区域から最強速力で２時間以内で往復できる範囲の近海区域
注３）注２より範囲は大きいが、比較的近い範囲の近海区域
注４）定義 高速船：満載状態における船舶の最強速力Ｖ(m/s)＞3.7×∇0.1667 (m/s)∇：満載状態における船舶の排水容積(m3 )船の長さＬs：満載状態における喫水線の全長(m)

海上保安庁資料より「いい製品」なのに何故売れないのか？
「いい製品」なのに何故成功しないのか？

それは、「いい製品ではないから」決めるのはユーザー、顧客

Product Out から Market Pullへ（研究開発型）（市場志向型）－ 22 －

未来の高速船開発に関するチェック項目(例)
企画段階での十分な詰めがなされているか？
技術リードに偏っていないか？（研究開発、建造主導型？）
船舶単体の開発に終わっていないか？
世の中の要求にマッチしたものであるか？
オーナー、オペレーターの真のニーズが反映されているか？
港湾設備、陸上ルートとのコネクションは大丈夫か？
ランニングコストを含んだコスト分析は十分か？
主たる装備品、舶用機器の調達は容易であるか？
地政学的発想が考慮されているか？
産官学のポテンシャルは十分に生かされているか？
担当する人材育成は十分か？ＰｒｏｊｅｃｔＬｅａｄｅｒは適正か？
（スペシャリスト（個々の要素技術）＋ゼネラリスト（企画力、とりまとめ力））

開発の方向と日本の課題(例）




















高速船の開発の方向
より高速の航海速度（30より高速の航海速度（
30〜〜5050ノットレベル）
ノットレベル）より大きな載貨重量 (1,000(1,000ｔ〜
ｔ〜6,000
6,000ttレベル
レベル))
より経済的な船型（イニシャルコスト、オペレーションコスト)
より経済的な船型（イニシャルコスト、オペレーションコスト
)より耐航性の優れた船型（BF
より耐航性の優れた船型（
BF６
６ 以上、
以上、Hw
Hw＝４
＝４ ｍ以上）日本の課題
1)ヴィジョンの構築。
1)
ヴィジョンの構築。短期、長期戦略の構築
短期、長期戦略の構築
2)何が要るのか？
2)
何が要るのか？要求仕様の明確化
要求仕様の明確化(( 性能、コスト、メンテ、冗長性
性能、コスト、メンテ、冗長性等
等）
3)仕様に見合う
3)仕様に見合うFSFSによる最適船型の見極めによる最適船型の見極め
4)最適船型の基本計画
4)最適船型の基本計画
・ CFD
CFDによる性能予測と水槽試験の実施
による性能予測と水槽試験の実施
・最適主機関と最適プロパルサーの検討
・最適船質材料の選定と構造計画（含軽量化技術）
・就航率、採算性、求められる港湾設備
・海上/・海上/陸上におけ るマッチング(
るマッチング(岸壁、 水深、係船、 荷役)
荷役)5)要素技術の研究開発（船型、復原性、材料、
5)
要素技術の研究開発（船型、復原性、材料、 プロパルサなど）
6)適正設計基準、工作基準の見直し
6)
適正設計基準、工作基準の見直し(( ルールの見直し）
7)総合力の活用（産官学分散化された7)
総合力の活用（産官学分散化された ポテンシャルの結集）
8)設計コンペの活用
8)
設計コンペの活用－ 23 －

要素技術上の課題(例)
目的による船型、船種の見極め 推進抵抗の推定、Ｍｉｎ化
 実海域での性能（シーマージン、耐航性）
 プロパルサーの開発、選定
 復原性能上の問題解決
 引き波対策
 構造強度設計法
 異種材料の適用（主船体、艤装品）
 乗り心地（振動、加速度） 安全性対策ＦＭＥＡ
ＦＭＥＡ((Failure Modes and Effects Analysis)
 自動係船、係留システム
 検討ツールの開発（
検討ツールの開発（CFD
CFDなど）など）
 設計データベースの整備
 標準水槽試験方法の確立


高速船構造関連技術課題
荷重予測（航行区域、運用目的による直接計算）

構造様式
開断面小骨／ﾊﾆｶﾑ
開断面小骨／
ﾊﾆｶﾑ型
型ｻﾝﾄﾞｲｯﾁ
ｻﾝﾄﾞｲｯﾁ構造
構造・縦曲げ、捩り、横曲げ＋衝撃荷重・圧力の推定精度向上
・解析コードの整備、高度化
・実船計測データによる検証、ＦＢ

構造の連続性において弱点
成形中空((ｻﾝﾄﾞｲｯﾁ
成形中空ｻﾝﾄﾞｲｯﾁ))ﾊﾟﾈﾙの採用
各接合部疲労強度信頼性に課題

材料
・軟鋼
・高張力鋼―疲労強度の克服（≧460N/mm2）
・軽合金 溶接部の軟化(強度低下)、歪（摩擦攪拌接合(FSW)の実用化）(レーザー溶接の導入)
国内供給体制の確立
・軽合金押出材(成形パネル)
・全鋼溶接組立中空甲板パネル
・SUS材溶接組立甲板パネル
・ハイブリッド材

建造法
・レーザー溶接設備の導入
・成形中空ﾊﾟﾈﾙに対する現場での溶接法、切断法の確立
・機械接合、はめ込み接合の実用化

適用ルールの整備

溶接部の施工品質管理
疲労寿命解析精度の向上－ 24 －

複合材料による構造開発手法
BBA(Building Block Approach)手法

試験片・構造要素・縮尺モデル・実大機試験の順番で実物評価を経ながら設計を進める(FEMと連携した解析・評価が重要 ）Charles E. Harris, James H. Starnes, Jr., Mark J. Shuart, “An assessment of the state-of-the-art in The design andmanufacturing of large composite structures for aerospace vehicles”, NASA/TM-2001-210844, 2001

今後国内開発を期待したい
高速船のプロパルサ

１．ＣＲＰ：汎用的簡易安価？高性能？
２．ウォータージェット：軽量高効率国内製
３．ポッドプロペラ：簡便、コンパクトで安価
４．サーフェスプロペラ：大型船用キャビ無－ 25 －

－ 26 －

第2章
マルチハルに関する各種性能研究の現状

2.1

抵抗推進理論の現状

2.2

耐航性理論の現状

2.3

操縦性理論の現状

2.1.1 最小抵抗双胴船(MRTH)の開発
横浜国立大学名誉教授
1. はじめにマルチハル就中双胴船(カタマラン)はもともと甲板上に車両など重量物を搭載したとき重心の上昇に対し復原性を確保するために採用されたものであったが、近年旅客フェリーの高速化に伴い所要馬力を軽減する方法としてマルチハルが利用されるようになった。特にフルード
数が 0.5 に近付くと造波抵抗がラストハンプの大きな山によって、造波抵抗が著しく増大し、通常の単胴船（モノハル）では所要馬力が大きくなり過ぎて実用にならない。このようなときマルチハルを採用すればそれぞれの船体を極力細長くすることによって、造波抵抗を低く抑えることができる。そこでまずカタマランの抵抗がモノ
ハルの抵抗より低くなるための条件について考えよう。

2. 推進性能からみたマルチハル
ここで比較のために長さの等しいモノハルとカタマランを考え、カタマランの片側（デミハル）の船型がその各横切面の形状がモノハルの対応する横切面に相似であり、その面積はモノハルの 1/2 となるような船型について考える。このときデミハルの船体の浸水面積はモノハルの 2-1/2 倍となるからカタマランの全浸水面積はモノハルの 21/2 倍となる。モノハルの粘性抵抗を RV(1)、カタマランの粘性抵抗を RV(2)とすると摩擦抵抗の形状影響係数 1+kが不変として粘性抵抗は浸水面積に比例し、

RV

( 2)

= 2 1 / 2 RV

(1)となる。次にモノハルの造波抵抗を RW(1)、カタマランの造波抵抗を RW(2)とすると、横切面の相似の船型では造波抵抗は中央横切面積の 2 乗に比例するから、カタマランのデミハルの造波抵抗はモノハルの 1/4 となる。しかしカタマランでは左右船体の間の干渉により片側ずつの値の和より全体の造波抵抗は増加するのでその増加率を 1+s
と置けば
1
(2)
(1)
RW = (1 + s ) RW
2なる関係がある。従ってカタマランの全抵抗は
1
( 2)
(1)
RT = 2 1 / 2 RV + (1 + s ) Rw(1)2と書くことが出来る。よってカタマランの全抵抗がモノ
ハルより少なくなる条件は
1
(1)
(1)
(1)
(1)
(1)
RT = RV + RW > 21 / 2 RV + (1 + s ) RW
2
これより RW(1)()> 2 21 / 2 − 1 RV

(1)

(1 − s ) となる。カタマランの左右船体の間隔を充分大きくとれば s = 0 とすることも出来る。このときは RW(1)

RT と書いて RW
は RW

(1)

(1)

> 1.0355RV(1)> 0.8284 RV> 0.4531RT
(1)

(1)

(1)

あるいは全抵抗をとなる。また s = 0.2 の場合

あるいは RW(1)> 0.5087 RT

(1)

すなわち

モノハルの造波抵抗が全抵抗のほぼ 1/2 以上のときは等しい長さでカタマランが有利となる。

丸尾孟

以上では長さの等しい船型について比較したが、カタマランでは復原性を考慮することなく長さを増加して船体を細長くすることができる。一定の排水量で長さを増加すると、造波抵抗は長さの 2 乗に逆比例して減少し、
一方粘性抵抗は長さの 21/2 乗に比例して増加する。このよ
うに長さを増加させていくと、ある長さで全抵抗が最小値を取る。ここで抵抗を最小化する対象としてフルード
数が 0.5 以上のラストハンプを超えた超高速船型を取り上げる。最小化プロセスの出発点としてまず規準となる船型を決め、排水量を一定に保ったままその長さを変化させて全抵抗が最小となる点を求めることとする。ここ
で長さを α 倍に増加させたとすると排水量は一定であるから、各横切面の面積は α −1 の割合で減少させなければならない。ここで各横切面の形状を相似に保つように変化させるものとしよう。このような高速船型では船体が著
しくスレンダーとなるので粘性抵抗に対する形状影響係
数 1+k は 1 に近く、且つ k の値は船型の変化によってあまり変化しないと考えてよい。すなわち粘性抵抗は摩擦抵抗に比例し、浸水面積に比例するとして差し支えない。
長さを α 倍に変化させたとき横切面積は α −1 で減少するから横切面積の胴周は α −1 / 2 の割合で減少する。従って船体の浸水面積は α × α −1 / 2 = α 1 / 2 の割合で増加する。長さの変化によるレーノルズ数の変化はあまり大きくないので摩擦抵抗係数の変化は考えなくてよい。従って粘性抵抗の変化は浸水面積の変化に等しく α 1 / 2 の割合で増加する。次に造波抵抗についてはフルード数が 0.5 以上の高速では造波抵抗係数がフルード数の増加と共に減少する傾向を示すが、その変化は極めて緩やかであって、船の長さの変化があまり大きくなければ相似船型の造波抵抗係数は殆ど変化しないとみなして差し支えない。さて排水量を一定として長さを α 倍に変化させたとき造波抵抗がいかに変化するかを考える。まず形状を相似に保ったままで長さを α 倍に変化させたときには、造波抵抗係数を不変とすれば造波抵抗は α 2 の割合で増加する。この形状に比べて原型の横切面積は α −2 の割合で減少し、更に排水量を一定として変形した形状は原型に比べて横切面積が

α −1 の割合で減少するから、これは形状を相似に保って変化した形状に比べて横切面積が α −3 の割合で減少することとなる。さて長さを一定として横切面積を変化させた
とき、細長船理論によると造波抵抗は横切面積の二乗に比例して変化する。従って排水量を一定として変化させた形状は相似形として変化させた形状に対し α −6 の割合
で造波抵抗が減少し、これはさらに原型に比べて
α −6 × α 2 = α −4 の割合で造波抵抗が減少することとなる。
従って原型の粘性抵抗を RV、造波抵抗を RW と書くとき排水量を一定に保って長さを α の割合で増加した船型の粘性抵抗と造波抵抗はそれぞれ α 1 / 2 RV 、 α −4 RW となる。
そこでこの形状の全抵抗が最小とのるような α を求めよ－ 29 －

う。すなわちRT = α 1 / 2 RV + α −4 RW → minimumの条件は次のようになる。
1 −1 / 2
α RV − 4α −5 RW = 0
2
このとき全抵抗最小の形状の粘性抵抗と造波抵抗との比は 8 となることが容易に証明出来る。すなわち粘性抵抗
が造波抵抗の 8 倍のとき全抵抗が最小となる。言い換えれば造波抵抗が全抵抗の 9 分の 1 のとき全抵抗は最小となる。ただしこのような形状は細長過ぎて実用上カタマ
ランの船型には適用出来ないことも考えられる。
これまで超高速船として実用化されてきたものの主流
はカタマランであったが、カタマランは乗り心地の点で欠陥が指摘され、近年旅客用にはトリマランが採用されつつある。ここでは推進性能、特に所要馬力の面でこれ
ら二つの船型を比較してみる。ここでは一例としてカタマランとしてこれまで高速フェリーとして最も多い実績を持つオーストラリア（タスマニア）の INCAT 社建造のカタマラン WAVEPIERCER として知られる INCAT86 をモデルとしてカタマランを取り上げ、これと排水量および速力の等しいトリマランとの馬力について比較を行った。この船は長さ 76.41m 、排水量 1,165 トンのカタマラ
44 ノットでの推進出力は 28,320KW となっている。
ンで、この船の船型の詳細は不明なので計算に当たっては抵抗曲線の与えられている我が国で開発されて成功を収めたといわれている SSTH の実験値に長さを補正して用いることとした。カタマランのようなマルチハルの抵抗を推定する場合、それぞれの胴体間の干渉を考慮しなければならない。粘性抵抗については平板摩擦に対する形状影
響 1+k に含めて考えることが出来る。一方造波抵抗についてはそれぞれの胴体の形状、胴体間隔、フルード数によって変化するから、模型試験などによって求めておく必要がある。今回はひとつひとつに対応する実験結果はないが、ごく概略の算定を行うために、これまでに得られたカタマランの模型試験結果を参照して、シェーンヘ
ルに対する形状影響として 1+k =1.044、また造波抵抗には干渉影響として単胴の値に 1.15 を乗じて求めることとする。このようにして長さ 76.41m、排永量 1,165 トンのカ
タマランの 44 ノットにおける有効馬力を計算してみると、
19,500KW となった。対応する WAVEPIERCER の推進出
力は 28,320KW となっており、これによる推進係数は 0.69となるから、今回の計算結果は妥当な値と考えられる。
以上のようなカタマランに対して排水量および速力の等しいトリマランの馬力がどのようになるか計算してみよう。ここで取り上げるトリマランは中央の主船体（センターハル）の両側に小型のアウトリガーを取り付けて復原性を持たせた形状である。このときアウトリガーのサイドハルの分担する排水量の割合によって推進性能の異なることは勿論であるが、センターハルおよびサイド
ハルの形状の選択も推進性能におおいに関係する。
トリマランの各胴体間の干渉影響についてはこれまで
あまり組織的データが与えられていないので、今回の計算ではごく近似的に取り扱わざるを得なかった。ここではサイドハルはセンターハルに比べて排水量が小さいことから、そのセンターハルに対する影響は比較的小さいとみて無視する。一方サイドハルに対するセンターハルの影響は双胴影響に近いと考え、干渉効果としてカタマランと同様に造波抵抗に 1.15 を乗じて表すこととした。
抵抗に関する資料はさきに挙げた SSTH の水槽試験結果を用いた。
トリマランに対する計算を行うに当たって次のような三つのケースについて討算を行った。
（CASE1） まずセンターハル、サイドハル共に原型に相似の船型を用いた場合を取り上げる。サイドハルの排水量を Δ S として両側のサイドハルの受け持つ排水量の全排水量に対する割合 2Δ S Δ を 10%、20%、30%、40%と 4通り変化させて計算した結果は TABLE l のようになった。

サイドハルの割合
センターハル長さ(m)サイドハル長さ(m)EHP(KW)

TABLE l
10%
20%
93.0
89.4
35.6
44.8
18,110 19,560

30%
85.5
51.3
20,520

40%
81.2
56.3
21,230

すなわちカタマランに比べて 10%サイドハルで約 7%の馬力減少となるが、20%サイドハルは既にカタマランより馬力増加となってトリマランの利点が失われる。
（CASE2） 次にさきに示した方法を用いて全抵抗が最小になるようにサイドハルの長さ変化したものについて計算を行う。結果は TABLE 2 に示すようになった。

サイドハルの割合
センターハル長さ(m)サイドハル長さ(m)EHP(KW)

TABLE210%20%30%
CASE1 に同じ
55.3
70.5
81.0
16,920 17,630 17,970

40%
89.0
18,120

このようにサイドハルの長さを最適化するとすべての場
合にカタマランより有利となることが判る。

3. 最小抵抗双胴船（MRTH）の開発
ここに取り上げる超高速とは対応フルード数が 0.5 以上の速力を指す。一般に船の造波抵抗はこの付近でラストハンプと呼ばれる大きな山を示すことが知られているので、この山を出来る限り低下させることが必要である。
その方法として極小造波抵抗理論の適用を考える。水上船体にこれを適用したとき得られた形状は船体を置き換えたダブレットの密度が船首尾端で無限大に発散するため実用的形状が得られない 1)。これを解決する方法として
船首尾近くの排水量を水面下に下げ、水面下の船体に膨らみを持たせることにより水線を尖らすことを考える。
あまり速力が高くないときにはバルブの形状が考えられるが、フルード数が 0.4 以上の超高速ではバルブの直径が喫水より大きくなって水面下に収まりきれなくなる。そこでバルブではなく船首尾に近い水面下の船体に広範囲に亙って膨らみを持たせるためにこの部分を細長い流線型の没水体と考え、前後端の尖った船体と組み合わせた形状を考える。ラムによると高フルード数では任意の形状の没水体の造波抵抗はその重心に置かれたダブレットの造波抵抗と同等であるということである 2)。そこでこのような形状に対する理論にはバルブ付き極小造波抵抗理
論 3) が適用できる。

－ 30 －

船体が水面を貫通する中央部分と前後の細長い没水体の部分とに分け、前者の体積を ∇ H 、後者の体積を ∇ D と書く。船の速力を U、水線長を L = LW = 21、喫水を d、没水体の重心の水面下の深さを F とする。水面上船の長さの方向に x 軸を、鉛直上向きに z 軸を、横方向に y 軸を取り、中央船体の表面を方程式 y = f (x , y) と表し、簡単のために船体が喫水方向に一様であるとして y = f (x)とする。
没水体についてはそれぞれの重心位置に置かれたモーメ

立方程式の解は次の形に与えられる。
1φ (ξ ) = k t φ 0 (ξ ) − μφ 2 (ξ )2
ここで関数 φ 0 (ξ ) はダブレットの無い場合の解であり、

φ 2 はダブレットを加えたことによる影響を表し、それぞれ次の積分方程式を満足する。

∫ φ (ξ ′)G {γ (ξ − ξ ′)}dξ ′ = 1
l

−l

0

0

∫ φ (ξ ′)G {γ (ξ − ξ ′)}dξ ′ = g (ξ )lント M のダブレットで置き換えると、没水体の体積 ∇ D

−l

2

0

2

これを数値的に解いて φ 0 (ξ ) 、φ 2 (ξ ) が決まれば φ (ξ ) が決との間に次の関係が成立する。

M = (1 + k x )∇ D

まり、中央船体の横切面積曲線が決定される。それより μ

ここに kx は長手方向の慣性係数(付加質量係数)である。
ダブレットの水深を F、 kθ = g /U として次のような無2次元値を定義する。
ξ = x l , μ = M l 2 b , γ 0 = k 0 l = 1 2 FN2 , t = d l ,( )(が決まれば、前後の没水体と中央船体との排水量の比が次のように定まる。
2∇ D ∇ H = μ [2μ (1 + k x )]中央船体の排水量は 4 l 2b t 、
また CP は φ (0 ) で与えられる。

)

f = F l , φ (ξ ) = f (x ) b , b = (1 2 l ) ∫ f (x )dxl−l

中央船体はミッチェルの薄い船の理論で表されるとして船首尾のダブレットとの組み合わせについて造波抵抗係数を求めると次式で表される。
RW
*
CW =
(4 π )γ 02 ρ U 2 b 2

このようにして船体の形状が決定される。以上で得られた船型を在来船型と比較するために、前節で取り上げた
カタマランのデミハルに相当する SSTH の船型をとり、これと長さ及び排水量の等しいフルード数 0.5 で最適となる新船型とについて模型試験結果と造波抵抗の理論値との比較を行った結果は Fig.1 に示すようになった 4)。

= μ 2 g 1 + 2μ ∫ φ (ξ )g 2 (ξ ) dξl−l

+ ∫ ∫ φ (ξ )φ (ξ ′) G {γ 0 (ξ − ξ ′)}dξ dξ ′
l

l

−l −l

g1 = ∫

π /2

0

cos 2 (γ 0 sec θ ) e −γ 0 f sec θ sec 5 θ dθ2g 2 (ξ ) = ∫π /2

cos (γ 0ξ sec θ ) cos (γ 0 sec θ ) e −γ 0 f sec θ
2

(

0

)

× 1 − e −γ 0t sec θ sec 3 θ dθG{γ 0 (ξ − ξ ′)} = ∫

π /2

0

2

cos {γ 0 (ξ − ξ ′)}(× 1 − e −γ 0t sec θ2) secθ dθ
2

没水体の排水量はM
l 2 bμ∇D ==(1 + k x ) (1 + k x )また中央船体の排水量は∇ H = 2 d ∫ f (x )dx = 2 l 2 b t ∫ φ (ξ )dξ
l

l

−l

−l

Fig.1 造波抵抗係数で表される。最適化問題は CW*の値を極小ならしめることであるが、この際制約条件として ∇ H = const. を用いることとする。制約条件として全排水量を一定とすることも出来るが、得られた結果には殆ど差は現れない。変分法を適用すれば k をラグランジュの乗数として
δ CW * − k ∇ * − c = 0

{

(

)}

∇ * = t ∫ φ (ξ )dξ = cl−lが得られる。変分法のオイラーの方程式から関数 φ (ξ ) に対し次のような連立方程式が導かれる。
l1∫−l φ (ξ ′)G {γ 0 (ξ − ξ ′)}dξ ′ + μ g 2 (ξ ) − 2 k t = 0∫ φ (ξ ′) g (ξ ) dξ + μ g = 0
l

−l

2

∫ φ (ξ ) dξ = 2

1

l

−l

これらの方程式を解いて φ (ξ ) ， μ ，k が決定される。連

理論値と計測値とはかなり良い合致がみられる。ここにCW は ∇ 2 / 3 をべースとした造波抵抗係数である。
この結果に見られるように新船型ではラストハンプで在来船型に比べて造波抵抗がほぼ半減していることがわかる。ここに得られた形状をカタマランに適用し、実用条件に合致するように船型を最適化したものを最小抵抗双胴船（MRTH）と呼ぶこととする。
この船型と在来船型とを比較するために前節で取り上
げた INCAT86 に相当する船型を採り、有効馬力を計算す
ると MRTH を採用したとき 44 ノットで有効馬力が16,800KW となった。すなわち在来船型の 19,500KW に対して 14%ほどの馬力低減となった。
第二の例として我が国で高速双胴フェリーとして成功を収めたといわれる熊本フェリーに採用された SSTH70
を比較の対象として採り上げよう。この船は長さ 67.75 m、排水量(双胴)558 ton、計画速力 25 ノットである。この船－ 31 －

Fig.2 船尾伴流分布

Fig.3 曳き波型に対応する新船型については 4 m 模型で詳細な比較試験が行われている。まずデミハルに関する試験結果から実船の有効馬力を算定すると、計画速力 25 ノットにおいて SSTH70 は 1,200KW であるのに対して新船型では975KW となり、19%の馬力低減となった。ただし SSTH
はバトックフロー船尾のため推進器軸系の付加抵抗が加算されているのに対し、新船型では推進器が船尾に直接装着されているのでこれが加算されていない。このような付加抵抗を加算しない裸殻の EHP を比較すると、馬力減少率は 9%となった。
次にデミハルの中心線間隔を 8.94 m としたカタマラン
に対して模型試験を行った結果は SSTH の 3,142KW に対して新船型でほ 2,362KW となり、25%の馬力減少となって単胴の場合より抵抗減少率が大きい。これはカタマラ
ンでは全抵抗中造波抵抗の占める割合がモノハルの場合よりも大きくなるためである。なお SSTH の付加抵抗を除いた裸殻の計算では新船型の馬力減少率は 16%となった。これらの結果ではカタマランの馬力がデミハルの 2倍よりも大幅に増加しているが、この船型では運動性能の悪化を防ぐ意味でデミハルの間隔を比較的小さく採ったために双胴干渉によって造波抵抗がかなり増加したことによるものである。その結果新船型の抵抗減少率は単胴に比べて双胴ではかなり増加している。
以上カタマランについて新船型と在来船型との比較を行ったが、新船型をトリマランのセンターハルに適用することも可能であろう。一例として前節の計算で採り上げた例についてセンターハルに新船型を採用した場合について算定してみよう。ここではサイドハルを最適化した場合について有効馬力を計算してみると、サイドハルの分担排水量が 10%のとき 14,390KW となり、20%のときは 15,380KW となった。前節に示した在来船型の値にくらべて 13%～15%の馬力減少が認められる。
在来船型ではこの種の高速船にはバトックフロー船尾を採用するのが普通であった。SSTH ではこれに通常のスクリュープロペラを装備したので、軸系の付加抵抗がかなり認められた。
近年高速船にウォータージェットが用いられるようになったが、噴流の断面積が制限されるために、あまり高い効率は望めない。これに対し MRTH では二重反転プロ
ペラ（CRP）を船尾に直接装着することが出来、さらに伴流分布が Fig.2 に示すように周方向にほぼ一様になる

ことから高い推進効率が期待される。

4. まとめ以上の結果から最小抵抗船型を用いることによりマル
チハルの所要馬力を大幅に低減する可能性が立証された。
またこの船型では造波作用が減少するので近海で問題となる曳き波が在来船型よりも低くなることが Fig.3 のようにみられる。
なおこの種の船型では波浪外力、就中縦揺れ強制力が在来船に比べて小さいことが知られており、さらに前後の没水体のそれぞれの両側にフィンを取り付けることにより減衰力を増加させて良好な波浪中運動性能が得られることも考えられる。

参 考 文 献
1)

2)
3)

4)

－ 32 －

丸尾孟、山越康行：有限喫水を持つ極小造波抵抗船型 の 計 算 , 日 本 造 船 学 会 論 文 集 , 130 号 , 1971,
pp.31-40
Lamb, H. ：Hydrodynamics 6th ed., p.437
Maruo, H., ,Kasahara, K., Miyazawa, M. ：Ship Form of
Minimum Wave Resistance with Bulbs, 日本造船学会
論文集, 135 号, 1974, pp.13-24
Ogiwara, S., Maruo, H. ：Development of a New Concept
on a Fast Ship Form, International Marine Design Conf.,
2003, pp.1-11

2.2.1 船型の違いによる横揺運動の比較
大阪府立大学大学院工学研究科

桃木
小浦
前川

勉
拓也
和也

る。特別に高い安定性や幅広い甲板を求めない場合には、

1．緒言

性能に実績があり、建造コストがマルチハル船に比べて安近年、船舶輸送の高速化に伴い様々なコンセプトのマル

価であるなどの利点がある。

チハル船が考案されている。実際にハルを二つ持つカタマ
ランは、高速ヨットや高速旅客船の分野で広く応用されて

3．各船型の主要目

おり、トリマランについても欧州や豪州において開発、実本研究で調査対象とした WPC と、比較に用いた 5110

用化がすすんでいる。しかしながら、これらのマルチハル

トン型の在来フェリーについて、それぞれの主要目を船型は一般的なモノハル船型と大きく形状が異なるため、Table 1 に示す。また T-PCC の主要目を Table 2 に、比較

船体運動についてもモノハル船型とは異なる傾向がみら

対象の 6200 台積単胴型 PCC の主要目を Table 3 に示す。

れることは容易に想像される。そこで、船型の違いによる運動特性について検討を行うことは非常に重要である。

Table 1 Principal particulars of INCAT 112m wave

本研究では、マルチハル船の横揺運動に特化して検討を

piercing catamaran (WPC) and conventional ferry (CF)WPC
CF
length between perpendiculars : LPP [m]115.0105.6*
breadth : B [m]
30.3
20.0
draft: d [m]
4.26
5.40
displacement: W [ton]
3000
7300
natural roll period: Troll[sec.]
4.10
18.0
height of the center of gravity: KG[m]
11.5
8.79
height of meta-center: GM[m]
About
1.56
60.0
* Length of demi-hull

行う。対象とするマルチハル船は著者らがこれまでの研究
で模型試験を実施した 112m 型波浪貫通型双胴船（以下、WPC と呼ぶ）、と架空の 5000 台積トリマラン型 PCC（以下、T-PCC と呼ぶ）の二隻である。しかしながら、これらのマルチハル模型船は別々の目的のために製作されたものであり、それぞれの船体運動を定量的に比較することは容易でない。ここでは在来型単胴船の船体運動と比較する
ことによって、各々のマルチハル船型の横揺運動について
定性的な傾向を明らかにする。

2．各船型の特徴
本章では、各船型について一般的な特徴を述べる。
トリマランは、メインハルと二つのサイドハルから構成
されており、高速航行時にその妨げとなる造波抵抗を、主船体の細長化によって減らすことが可能である。また船体の細長化によって不足する復原力についてもサイドハルを有することで十分な復原性を持ち、優れた安定性を有する船型であると言われている。

Table 2 Principal particular of the trimaran PCC (T-PCC)
Trimaran PCC
main hull side hull
L/B=12.0 L/B=60.0
length between perpendiculars: Lpp [m]
198.0
150.0
breadth: B [m]16.5
2.5
breadth between main and side hulls:
49.5
Bt [m]
draft: d [m]
10.33
6.13
displacement: W [ton]
19198
2276
16.12
natural roll period: Troll[sec.]height of the center of gravity: KG[m]
15.38
6.30
height of meta-center: GM[m]カタマランは、二つのデミハルを有しており、水面下の船体を細長化しても復原性を十分に確保することができる。また二つのハルを繋いだ構造をしていることから広い甲板を有しているという特徴がある。また、実際に旅客船の分野において、高速船として実用化が進んでいるマルチハル船型である。
モノハルは文字通り船体が一つである船型で、単胴船と言われる。現在就航している多くの船舶はこの単胴船であTable 3 Principal particular of the mono-hull PCC
Mono-hull PCC
length between perpendiculars : LPP [m]192.0
breadth : B [m]32.23
draft: d [m]9.0displacement: W [ton]About 23000
natural roll period: Troll[sec.]
14.00
height of the center of gravity: KG[m]About 17height of meta-center: GM[m]About 1.9

－ 33 －

め、常にトリマランの GZ が大きいが、GM が同程度であ

4．復原力
4.1 双胴船と単胴船の比較

れば、横傾斜角が小さい段階では単胴船の復原力の方が有復原力計算により、WPC と在来フェリーの GZ-curve を利になることも考えられる。

求めた。その結果を Fig.1 に示す。ただし、在来フェリーの結果については GZ の値を 10 倍にしている。

5．波浪中の横揺運動性能の検証

WPC は重心高さ KG が単胴船の KG よりも大きいが、5. 1 双胴船と単胴船の比較

単胴船に比べて横幅が 1.5 倍程度あることで非常に大きな(1) 実験概要

GM となる。このため、横傾斜角が小さい段階から復原力

実験では、WPC の縮尺 1/80 模型船を使用し、全方位波は急激に大きくなり、垂線間長 LPP がほぼ同クラスの単胴

浪中での船体運動の計測を行った。実験の詳細は後述の型フェリーに比べて 10 倍以上の値をとる。

“波浪貫通型双胴船の波浪中運動性能に関する研究”に譲るが、実験条件を Table 4 に示しておく。

Fnχ (deg.)TW (sec.)
HW (m)

Table 4 Experimental conditions
Ship
Model
0.48
0, 30, 60, 120, 135, 150, 165, 180
7.0, 8.0, 9.0
0.78, 0.89, 1.01
2, 2.6, 3.2, 3.8,
0.025, 0.0325, 0.04, 0.0475,
4.4, 5.0, 5.6
0.055, 0.0625, 0.07

(2) 運動性能の検証
模型実験より得られたカタマランの横揺運動の結果と、Fig.1 GZ-curve of WPC and CF

在来型単胴フェリーの計算結果を Figs.3-5 に示す。図中の波高及び船速は実船換算で示しており、運動振幅は最大波4. 2 三胴船と単胴船の比較
次 に T-PCC と 単 胴 型 PCC に つ い て 、 そ れ ぞ れ のGZ-curve を Fig.2 に示す。

傾斜で割った無次元値となっている。ここで、注意しなけ
ればならないのは実験施設の都合上、横波中(χ=90deg.)の計測が出来なかったために、スプライン補間によって推定していることである。従って、実際の運動と異なる可能性がある。
Fig.3 より短波長（TW=7sec.）波浪中の結果について検証する。在来型単胴フェリーは斜め追い波中において同調
横揺れを起こしているが、WPC は同調横揺れによる無次元振幅の増大は見られず、いずれの波向きにおいても横揺れの振幅は非常に小さくなっている。これは、横幅 32ｍの双胴船が波長 76ｍの波の中にいるため、有効波傾斜係数がかなり小さくなり、同調時についても波浪強制力は非常に小さくなると考えられる。そのため減衰力によって小さな横揺れ応答になったものと考えられる。また、短波長

Fig.2 GZ-curve of trimaran PCC and mono-hull PCC

波浪中では波高の違いによる影響はほとんど見られない。

Fig.2 より T-PCC の GZ-curve はカタマランと異なり、横傾斜角が小さい段階において増加率は小さい。本研究で対象とした T-PCC の場合、横傾斜角が 3 度から 12 度ぐらいの GZ はそれほど増加しない。しかしながら、12 度を超えてくると急激に増加している。このことから、トリマラン
は横傾斜角がある一定の値になるまでは比較的横傾斜しやすく、一定値を超えると大きな復原力で横傾斜を抑制するといった特徴をもつ船型であることが分かる。
本研究では T-PCC の GM が単胴船の 4 倍近くになるた

次に Fig.4 に示す TW=8sec. の波浪中の結果を見ると、
TW=7sec. の短波長波浪中と同様に、在来型単胴フェリーに比べて横揺の運動振幅は小さいことが分かる。ただし、
波高が 4.4m の場合には、在来型単胴フェリーと同様に
TW=7sec. の時よりも横揺れの無次元振幅は大きくなっている。これは波長が長くなる程、有効波傾斜係数が 1 に近づくためであると考えられる。
さらに Fig.5 より比較的長波長（TW=9sec.）波浪中の結果について検証する。短波長波浪中に比べて無次元振幅が－ 34 －

大きくなっているが、それでも在来型単胴フェリーに比べ以上の結果と、比較に用いた在来型単胴フェリーの排水て非常に横揺運動性能が良いことが分かる。また波向が量が WPC の排水量の約 2.5 倍あることを考慮すると、実120 度付近の場合、WPC の横揺運動の無次元値は 1.0 に近験を実施した波の条件におけるカタマランの横揺運動性い値を示しており、相対的にほぼ真横から長波長の波を受能は単胴船よりも非常に優れていることが確認された。

ける WPC は波の傾斜に合わせて横揺運動をしていること

5.2 三胴船と単胴船の比較が分かる。このことは WPC がカタマラン船型であること(1) 実験概要

からも容易に想像がつく。

実験では、Table 2 に示す T-PCC の縮尺 1/100 模型船を使用し、Table 5 に示した実験条件に従って船体運動の計測を行った。

Fnχ (deg.)λ/L
HW (m)

Table 5 Experimental conditions
Ship
Model
0.29
0, 30, 60, 90, 120, 150, 1800.6, 0.8, 1.0, 1.2, 1.4, 1.6, 1.8, 2.0
0.01
1.0

(2) 運動性能の検証
単胴型 PCC の計算結果と T-PCC の実験結果を Figs.6-9に示す。双胴船のときと同様に図中の波高及び船速は実船
Fig.3 Roll motions of the ships at TW=7sec.

スケールで示しており、運動振幅は最大波傾斜で割った無次元値となっている。

Fig.6 Measured and calculated roll motions of the ships

Fig.4 Roll motions of the ships at TW=8sec.

at λ/L=0.6

Fig.7 Measured and calculated roll motions of the ships

Fig.5 Roll motions of the ships at TW=9sec.

at λ/L=1.0－ 35 －

は比較的小さくなるものと考えられる。

6．まとめ
ここまでモノハル、カタマラン、トリマランの横揺運動について見てきたが、それぞれの船型について以下のような特性を確認した。
1.

モノハルは単独の船体をもつ船型であるが、固有周期と出会い波周期が一致する場合、横揺振幅が非常に大きくなる。また、微小波高の波浪中の運動についても、波高が大きいときと同様の船体運動を行う
ため、波浪中の横揺運動はカタマランやトリマラン

Fig.8 Measured and calculated roll motions of the shipsに比べると不利である。

at λ/L=1.4

2.

カタマランは船体の横手方向に二つのデミハルを持つことにより、一般的に GM が高く、非常に大きな復原力を持つ。そのため固有周期は非常に小さくなる傾向にあり、大振幅の同調横揺れを引き起こす危険性は低下する。また微小波高についても浮力を二つのハルで分散していることから、微小波高の波に過敏な反応をすることもない。横波に対しては一般
的に揺れやすいと言われているが、本研究では一番良好な結果を得られた。

3.

トリマランはメインハルと二つのサイドハルを持っている船型である。ある傾斜角までは横傾斜しやす
い傾向にあるが、横傾斜が発達するとサイドハルを

Fig.9 Measured and calculated roll motions of the ships有するために復原梃が急激に大きくなる。そのため

at λ/L=1.8

波浪中の復原力は十分に確保される。ただし、微小波高の波に対して、過剰に反応して横傾斜するなど

Figs.6-7 より比較的波長が短い場合について検証する。

の欠点も有する。

単胴型 PCC は斜め向い波において同調横揺を起こしてい謝

るが T-PCC は目立ったピークが見られない。ただし、本辞実験では 30deg. 刻みにしか計測しておらず、同調現象を

この研究を行うにあたり、終始貴重なご助言を頂いた大捉えきれていない可能性が高い。次に応答振幅について見阪府立大学大学院工学研究科池田良穂教授、片山徹准教授てみると、単胴船と比べて振幅は小さいものの横波を中心に心から御礼申し上げる。

に広い範囲にわたって無次元値で 1.0 を超える大きな横揺運動が見られる。トリマランの浮力は構造上、主に主船体

参 考 文 献が受け持つが、波高が小さく、主船体に働く浮力の変動が

1) 山本直人，長野真二郎，池田良穂：うねりと風波複合

小さい時、左右のサイドハルに働く浮力の変動は相対的に海象下におけるウェーブピアシング型高速フェリーの大きくなることや、本実験で計測された T-PCC の船体運運動特性について，日本船舶海洋工学会講演会論文集，

動は、単胴船に比べて縦揺れと横揺れの連成が強く見られ第 2K 号，2006，pp.41-44

ることなど、いくつかの要因が考えられる。しかしながら

2) 池田良穂；特許 2006E33 号，トリマラン構造船，2006

本研究で最終的な結論を得るには至っていない。

3) 安川

Figs.8-9 より比較的波長が長い場合について検証する。

法隆，小瀬邦治：高速三胴船の性能に及ぼすアウトリガー配置の影響（第１報：抵抗と曳き波）, 日本船舶海洋工学会論文集

T-PCC は波長が短い時と同様の現象が特に顕著になっており、単胴型 PCC よりも横揺運動量が大きくなっている。

宏紀，平田第１号, 2005

4) 大楠丹：Multihull Ship の波の中の運動について, 西部

この実験では模型船の都合により、波高 1.0cm の場合しか検証していないが、波高がある程度大きくなるとサイド
ハルによって優れた安定性を発揮し、横揺運動の無次元値－ 36 －

造船会々報, 第 40 号, 1970, pp.19-47．

2.2.2 高速三胴船の縦波中復原性に関する基礎的研究
大阪府立大学大学院工学研究科
片山 徹
大阪府立大学大学院工学研究科航空宇宙海洋系 谷口 友基
専攻海洋システム工学分野 博士前期課程 1 年

1. 緒

言

近年就航した三胴船には、高い推進性能を得るために主船体を細長化し、それに伴う復原性の悪化を浅喫水で細長なサイドハルで補うスタビライズドモノハルと呼ばれる船型がある。このような船型では、縦波中航走時にサイドハルが空中に出ることによって大きな復原モーメ
ント変動を生じ、パラメトリック横揺れ 2-4)が発生する可能性が指摘されている 1)。
本研究では、まず高速三胴船を対象として、向波中でのパラメトリック横揺れの発生可能性を実験的により調査した。つぎに、パラメトリック横揺れの発生原因である波浪中航走時復原モーメント変動を水槽試験によって計測し、その特徴について調査した。さらに、計測した
復原モーメント変動と著者らがこれまでの研究で構築した三胴船横揺れ減衰力推定法 6)を用いて、対象船のパラメ
トリック横揺れ発生判定を試みた。
2. 供試模型
供試船の主要目を Table 1 に示し、その正面線図を Fig.1に示す。供試船のメインハルはバットックフロー船型である。そのため、船尾部分ではメインハルよりもサイド
ハルの喫水が深い。この模型の主要な寸法は、140[m]を超える実在の高速三胴船を参考にして決定した。なお、
模型船の重心高さと横揺れ固有周期は実船とは関係なく設定した。
Table 1 Principal particulars of the high-speed trimaran model.
main hull side hull
L/B=14.6
L/B=25overall length: LOA [m]
1.46
0.89
water line length: LWL [m]
1.41
0.71
breadth: B [m]0.09140.0407
breadth of trimaran : Btri [m]0.36depth: D [m]0.087
0.0797
draft: d [m]
0.045
0.035
0.084×2
displacement: W [kgf]3.03
height of the center of gravity:
KG[m]
0.086
roll natural period :Tn[sec.]
1.26
metacentric height: GM[m]0.075

3. 向波中パラメトリック横揺れ
3. 1 実験概要
模型船の船首部に横揺れが自由となる方向の転がり軸受を取り付ける。この軸を介して、二本の弾性ロープを用いて船体を曳航した 7)。曳航方向は、静止時に水平となるように調整した。模型船に一定荷重をかけて定横傾斜させた状態で向波中を曳航し、一定速度に達した後に荷重を取り除き、横揺れを計測した。横揺れの計測は、OKK社製カラービデオトラッカーG260 による画像解析で行った。Table 2 に実験状態を示す。なお、波長船長比がλ/LWL=1.1 の時 、Fn=0.254 （全長 140[m] 程度の 実船で18[knot]程度）で向波との出会い周期は横揺れ固有周期の半分となる。この状態を中心として船速および波長を変化させた。
3. 2 パラメトリック横揺れの計測
実験で計測された横揺れの典型的なものを Fig.3 に示す。上段の図は、パラメトリック横揺れが発生した例であり、横揺れ周期は出会い周期の 2 倍で、一定振幅の横揺れが続いている。中段の図は、パラメトリック横揺れが発生しなかった例であり、計測時間内に横揺れが減衰している。下段の図は、前述の両者の境目に位置し、計測時間内に横揺れが緩やかに減衰している例である。
このような実験データをもとに、前述の横揺れの状態
をそれぞれ○×△で表し、全ての実験結果を Table 3 に示す。パラメトリック横揺れは、出会い周期が横揺れ固有周期の半分となるλ/LWL=1.1, Fn=0.245 を中心として発生
し、出会い周期が長くても、短くても発生しにくくなる。
また、波高が小さくなると発生しなくなる傾向も得られた。

CCD camera
target objects

resilient rope

0.1 (m)
W.L
–0.2

Fig.1

–0.1

0
0
C.L

0.1

(m)
0.2

Fig.2

Body plan of the high speed trimaran model.

－ 37 －

Schematic view of the motion measurement test.

4. 縦波中の復原力変動

Table 2 Conditions of the test in head sea.
Fn
0.19
0.254
0.325
wave period: Tw[sec.]
0.837, 0.95,
1.0
1.0
1.0, 1.05, 1.14
wave length and water line
0.77, 0.99,
1.1
1.1
length of main hull ratio:
1.1, 1.22, 1.44
λ/LWL
encounter period: Te[sec.]
0.63,0.66
wave height: Hw[mm]20, 35[deg ]

4. 1 計測方法および解析方法
パラメトリック横揺れの発生原因である波浪中航走時の復原モーメント変動を計測した。実験状態図と座標系
を Fig.4 に示す。模型船に横傾斜角φ を与えて固定し、上下揺れ及び縦揺れを自由とした状態で検力計に取り付け、
規則縦波中を一定速度で曳航する。静止状態で検力計に働く力をゼロとし、曳航時の横力と横揺れモーメントを計測した。また、波高および船体の縦揺れと上下揺れも計測した。
検力計で計測した横揺れモーメントは検力計中心の値である。模型船は上下揺れと縦揺れをしながら波浪中を曳航されるため、検力計中心と模型船の設定重心位置との距離 l は時間とともに変化する。そこで、前述の船体運動の計測データと横力および検力計中心周りの横揺れ
モーメントを用いて(1)式により、模型船の設定重心周りの復原モーメントを算出した 8)。

Fn=0.245 , Te=0.632sec
Head seas
HW /λ =0.0246 , Tw=1sec , λ /LPP=1.1

10
0
30

35

40

[ sec ]

–10[deg ]M XG = M X + FY × l (t )Fn=0.245 , Te=0.632sec
Head seas
HW /λ =0.0140 , Tw=1sec , λ /LPP=1.1(1)式で得られた重心周りの復原モーメント MXG は定常
成分と変動成分から構成される。定常成分は前進速度によって発生する（例えば、船体の左右非対称性により発生する揚力）復原モーメントであり、変動成分はいわゆ
る波浪中復原モーメント変動である。重心周りの復原モーメント MXG に復原力計算による静止時の復原モーメン
ト WGZ(φ)を加える。そして、船体重量 W と横傾斜角φで割ることで(2)式のように表すこととした。

10[ sec ]

0
20

25

30

–10

[deg ]M XG + WGZφFn=0.245 , Te=0.657sec
Head seas
HW /λ =0.0219 , Tw=1sec ,λ /LPP=1.22

W ⋅φ

10
0

30

[ sec ]

35

–10

Fig.3 Time histories of measured rolling in regular headwaves.

HW[mm]

0.77
20
35

×

0.99
×
△

0.254
1.1
×
○

1.22
×
△

= GM (t ) = ΔGM φ + GM Uφ + GM Sφ(2)(2)式の右辺は、左から波浪中の変動成分、前進速度によって生じる定常成分、浮力による成分である。（なお、傾斜時の浮力作用線と船体中心線の交点を見かけメタセンター(False metacenter または Shifting metacenter)と呼ぶ。）
実験は、Table 4 に示す向波と追波中で行った。特に向波の実験では、Fig.5 に示す 2 種類のサイドハル前後位置での実験を実施し、サイドハル前後位置が波浪中復原モーメント変動に与える影響も調査した。

Table3 The results of the motion measurement test in head sea.
Fn
0.19
0.326
λ/LWL
1.1
1.1
×
×
HW[mm]
20
△
△
35
Fn
λ/LWL

(1)

1.44
×

－ 38 －

Table 4 Conditions of the restoring moment measurement test.
Wave
head sea
follow sea
head sea
direction
Sidehull
Rea
Rea
Mid
potision
Fn
0.254
0.254
0.254
λ/LWL
1.1
1.1
1.1
HW [mm]0, 20, 40
0, 20, 35
20, 40-10, -5, 0,-10, -5, 0,
φ [deg]-5, 105, 10
5, 10Center of load cell

Head seaside hull position : Rea
Fn=0.254, HW =17.6mm, λ /LPP=1.1, φ =–5deg+lHeave (+)
G

Pitch (+)

W.L
S.S0

0.15

–

S.S4.96+x 1 =0.772 (m)x 2 =1.52 (m)x 3 =2.182 (m)Center of load cell

0.05

MX (+)

00
0.5
1
100 Relative draft at side hull's stern. [ mm ]FY (+)+
Heave (+)
Roll (+)

GM static

0.1

λ =1.56 (m)S.S10

GM [ m ]Port side

50

G
MXG (+)

W.L

0
–50
5

C.L
Posterior view.

0.5 Starboard side 1

1.5 ξ/λ0.5

1.5 ξ/λPich [ deg ]0

Fig.4 Schematic view of the restoring moment measurementtest.

1.5 ξ/λ1–5ξ/λ =0ξ/λ =0.25

ξ/λ =0.75

ξ/λ =0.5

0.307 [ m ]
Rea

mid

Fig.5 Positions of side hull.
4. 2 縦波中復原モーメント変動の計測結果
Figs.6～8 に実験結果を示す。図には、(2)式の復原モー
メント、サイドハルの船尾喫水、縦揺れ、船体と波面の位置関係の図を示している。グラフの横軸は、Fig.4 に示す検力計位置から波の谷までの距離ξ[m]を波長λ[m]で割った値であり、1.5 周期分を示している。
向波中の実験結果 Figs.6, 7 は、サイドハルの前後位置に関係なく、波高が高くなると復原モーメントの変動量
は大きくなる。また、復原モーメントが最少となるタイ
ミングは、サイドハルの船尾喫水が最も浅くなるタイミ
ングより少し早い。この状態は、サイドハルの排水量が最も小さくなるタイミングに一致していると考えられる。
つまり、三胴船の縦波中復原力変動は、主としてサイド
ハルの相対喫水が変化すること生じ、サイドハルの排水量が最小となる時に復原モーメントは最小となる。
Fig.9 に、サイドハルの前後位置が復原力変動に与える影響を示す。サイドハルが後方にある結果は、サイドハルが前方にある結果に比べて、相対的に復原力変動が大きい。サイドハルの喫水変化を比べると、サイドハルが後方にある方が縦揺れの影響で喫水変化が大きく、このような結果が得られた。
最後に、追波中航走時の計測結果を Fig.8 に示す。ここで対象とした三胴船では向波中航走時の結果に比べても大きな復原力変動は見られなかった。サイドハルの船尾
喫水変化は向波航走時と同程度であったが、船体は波面に乗るように運動していたため、サイドハルの排水量変化は、向波に比べて小さかった。

Head seaside hull position : Rea
Fn=0.254, HW =41.6mm, λ /LPP=1.1, φ =–4.95deg
0.15

GM [ m ]0.1

GMstatic

0.05
0

0
0.5
1
100 Relative draft at side hull's stern. [ mm ]Port side

50
0
–50
5

1.5 ξ/λ0.5 Starboard side 1

1.5 ξ/λ0.5

1.5 ξ/λPich [ deg ]

0

1

–5
ξ/λ =0ξ/λ =0.25

ξ/λ =0.75

ξ/λ =0.5

Fig.6 Measured results of GM’ (top), relative draft at sidehull’s stern (middle), and ship motion (bottom).

－ 39 －

Follow sea side hull position : Rea
Fn=0.254, HW =35.3mm, λ /LPP=1.1, φ =–4.9deg

Head seaside hull position : mid
Fn=0.254, HW =22.1mm, λ /LPP=1.1, φ =–5deg
GM [ m ]

0.15

0.15
GMstatic

0.1

0.1

GMstatic

0.05

0.05
0

GM [ m ]0

1.5 ξ/λ100 Relative draft at side hull's stern. [ mm ]00.5
1100 Relative draft at side hull's stern. [ mm ]

50

50

0

0.5

Port side

0
–50
5

1

0.5

Starboard side

1

–50
5

Pich [ deg ]

0

0.5

1

Port side0

1.5 ξ/λ

0.5

1

0.5

1

Pich [ deg ]0

1.5 ξ/λStarboard side

1.5 ξ/λ1.5 ξ/λ–5–5ξ/λ =0ξ/λ =0.25

ξ/λ =0ξ/λ =0.75

ξ/λ =0.75

ξ/λ =0.5

ξ/λ =0.25

ξ/λ =0.5

Fig.8 Measured results of GM’ (top), relative draft at sidehull’s stern (middle), and ship motion (bottom).

Head seaside hull position : mid
Fn=0.254, HW =42.9mm, λ /LPP=1.1, φ =–5deg
0.15

1.5 ξ/λGM [ m ]0.1: side hull position : Rea: side hull position : mid

0.05 Δ GM [ m ]GMstatic

0.05

0.025
0

0
0.5
1
100 Relative draft at side hull's stern. [ mm ]0Port side

50
0
–50
5

1.5 ξ/λ0.5

Starboard side1

1.5 ξ/λ0.5

11.5 ξ/λξ/λ =0.25

ξ/λ =0.75

ξ/λ =0.5

10

20

30

40

50

5. パラメトリック横揺れの発生判定–5
ξ/λ =00

Fig.9 Effects of longitudinal sidehull position on measured
ΔGM at Fn=0.245, φ=-5deg.

Pich [ deg ]0

HW [ mm ]5. 1 判定法
向波中パラメ トリック横揺 れ発生時の横 揺れを φ =φasin(2ωe t)とし、この時の横揺れを(3)式の 1 自由運動方
程式であらわす。

(I 44 + a 44 )φ&& + B44 φ φ&

(

a

)

+ W GM φ a − ΔGM φ a cos (ω e t − ε ) φ = 0

Fig.7 Measured results of GM’ (top), relative draft at sidehull’s stern (middle), and ship motion (bottom).

(3)(3)式中の I44, a44 はそれぞれ横揺れ慣性モーメントと付加
慣性モーメント、B44φa は等価線形化された横揺れ減衰モーメント係数、ωe は波との出会い周波数、WGMφa は復原－ 40 －

モーメント係数の定常成分、WΔGMφa は波浪中での復原モーメントの変動成分である。
(3)式を横揺れ一周期間にわたりエネルギー積分すると、減衰モーメントによるエネルギー散逸項と復原モーメン
ト変動によるエネルギー吸収項が残る。このエネルギー
吸収項にはε が残るが、パラメトリック横揺れ発生時には、エネルギーの吸収効率が最大（ε=π/2）となる（付録A1 参照）。この時の両者の大小を比較し、(4)式のように減衰モーメントによるエネルギー散逸項がエネルギー吸収項に比べて小さい場合、パラメトリック横揺れが発生することになる（付録 A2 参照）。
B 44 (φ a ) <WΔGM (φ a )
2ω n

(4)

5. 2 高速三胴船の横揺れ減衰モーメントの推定
本推定法 6)は、池田らの成分分離型推定法 9)を基に構築された。横揺れ減衰モーメントは(5)式の様に、主船体成分(B44m)、サイドハルの造波成分(BW-S)、摩擦成分(BF-S)、
造渦成分(BE-S)、揚力成分(BL-S)の和として得られる。
B 44 = B 44 m + BW − S + B F − S + B E − S + B L − S(5)

対象とした三胴船は、向波中航走時のサイドハル喫水変動が大きい。そのためこの影響が、サイドハルの発生する減衰モーメントに影響すると考えた。パラメトリック
横揺れ発生時の横揺れと復原モーメント変動との位相差は、エネルギー効率最大の観点からπ/2 となる。これは、船体が直立した瞬間（横揺れ角速度が最大の瞬間）に復
原モーメントが最小、つまりサイドハルの排水量が最小となることを意味する。そこで、復原モーメント変動計
測時の運動計測結果に基づいて喫水状態を求め、サイドハルの横揺れ減衰モーメントを求めた。
パラメトリック横揺れが発生した船速、横揺れ周期での横揺れ減衰モーメント係数推定結果を Fig.10 に示す。
同図には、横傾斜角を 5, 10[deg]として計測した復原モー
メント変動量をもとに、(4)式から計算されるパラメトリ
ック横揺れ発生限界横揺れ減衰モーメント係数を示している。横揺れ減衰モーメントの推定値が、この発生限界
横揺れ減衰モーメントよりも小さいと、パラメトリック
横揺れが発生することになる。今の場合、発生限界横揺れ減衰モーメントをつなぐ線と横揺れ減衰モーメントの推定値の交点の横揺れ角度が、パラメトリック横揺れ発
生時の横揺れ振幅角を示す。同図から、振幅角が 5 度と10 度の間に交点があるように見える。同状態での実験で発生したパラメトリック横揺の振幅は、約 7[deg]程度であり、推定結果は実験結果と良く合う結果となった。

: Estimated result of rolldamping: Stable limit calculated by equation
φ =–5, –10deg
0.015 B44
0.01

BL–S

0.005
0

B44m

BF–S

BW–S

0

5

BE–S
10

φ a [ deg ]Fig.10 Estimated result of B44 at Fn=0.245, Tφ=1.26[sec] andsable limit of B44 calculated by measured ΔGM.

5. 結

言

高速三胴船を対象とし、向波中パラメトリック横揺れの発生を実験的に確かめると伴に、その主要な原因である波浪中航走時の復原モーメント変動を水槽実験により計測した。さらに三胴船の横揺れ減衰力推定法を用いてパラメトリック横揺れの発生判定を試みた結果、以下の結論を得た。
1) 本研究で対象とした三胴船のような、いわゆるスタビ
ライズドモノハル船型は、向波中航走時にパラメトリ
ック横揺れを起こす可能性がある。
2) 対象とした三胴船に生じる復原モーメント変動は、主としてサイドハルの排水量変化によって生じることを確かめた。
3) このサイドハルの排水量変化を得るためには、向波中を航走する三胴船の縦揺れと上下揺れを正確に把握する必要がある。
4) 対象とした三胴船では、向波中復原モーメント変動はサイドハルが後方にある方が大きくなる結果が得られた。
5) 横揺れ減衰モーメントの推定値と、復原モーメント変動の計測値からパラメトリック横揺れの発生とその振幅の判定を実施し、定性的な一致がみられた。
6) なお、横揺れ減衰力の推定の際にも、船体運動を考慮
した相対喫水変動を考慮する必要がある。

－ 41 －

謝辞本研究を行うにあたり、自由航走模型試験、復原モー
メント変動計測実験に関して終始貴重なご助言を頂いた
大阪大学大学院工学研究科梅田直哉准教授、橋本博公助
教に心から御礼申し上げる。

付録

パラメトリック横揺れ発生時の横揺れと復原力変動

A1

の位相差
パラメトリック横揺れ発生時の横揺れを(a1)で表しす。
φ = φ a cos( ω r t )(a1)
ここで、2 ωr = ωe である。本文中(3)式の復原項を横揺れ
一周期間 Tr についてエネルギー積分すると、次式のよう

参 考 文 献になる。

1) 財団法人 日本造船技術センター：トリマランの運動∫ W {GM φ − ΔGM φ cos (ω t − ε )}φ dφa{2) 梅田直哉, 田口晴邦：パラメトリック横揺れ, 実海域における船舶性能に関するシンポジウム(試験水槽委

Experiment on Parametric Rolling of a Post-Panamax
Containership in Head Waves, Proceedings of the 9thInternational conference on Stability of Ships and Ocean

W ΔGM φ a φ a ω r
2=

員会シンポジウム), 2003, pp.217-235.

3) Taguchi, H., Ishida, S., Sawada, H., Minami, M.：Model

e

a

}

T r ⎡W GM φ − Δ GM φ cos (2ω r t − ε ) ⎤
a
a
=∫ ⎢
⎥dt
0
⎣⎢ × φ a cos( ω r t ){− φ aω r sin( ω r t )} ⎦⎥性能について(その２)、SRC news, No.69, 2006, pp.2-3.

2

(a2)

Tr

sin ε ∫ sin 2 ( 2ω r t )dt0(a2)式は復原力変動項によって、横揺れ一周期間に取り込
まれるエネルギーを表し、パラメトリック横揺れが発生する場合には、このエネルギーは最大となるしたがって

sin=1 となる。

A2

横揺れ一周期間の減衰項および復原項のエネルギー

Vehicles, 2006.
4) Giles, Thomas., Jonathan, Duffy., Timothy, Lilienthal.,
Ryan, Watts, Proceedings of the 6th Osaka Colloquium on
Seakeeping and Stability of Ships, 2008, pp.312-317.
5) 池田良穂, 片山徹, Abdul Munif., 藤原智：巨大客船の横波中パラメトリック横揺れに関する実験的研究 ,積分
横揺れ一周期間 Tr についての復原項のエネルギー積分
は(a2)式となる。

∫ sin ( 2ω t )dt = 2 ∫ (1 − cos 4ω t )dt
Tr

日本船舶海洋航学会論文集, 第 2 号, 2002, pp.279-286.

1

2

r

0

6) 片山徹, 谷口友基：高速多胴船の横揺れ減衰力に関する基礎的研究, 日本船舶海洋航学会論文集, 第 8 号,

2008, pp.209-216.
7) 橋本博公, 末吉誠, 峯垣庄平：パラメトリック横揺れ防止装置としてのアンチローリングタンクの性能推

W ΔGM φ a φ a ω r2

2

pp.305-311.
8) 浜本剛実, 梅田直哉, 重広律男, 西村佳孝：追波中の=

1(1 − cos 4θ ) dθ
ωr
2 ∫0

=

π
ωr

Tr

πW Δ GM φ φa 202

sin ε ∫ sin 2 ( 2ω r t )dt =

a

(a4)

ー積分は次式となる。
Tr9) 池田良穂：横揺れ減衰力, 運動性能研究委員会・第 1(a3)

一方、横揺れ一周期間 Tr についての減衰項のエネルギ∫ B φ φ&φ&dt = πB φ φ ω

185 号, 1982, pp.49-56.
回シンポジウム, 1984, pp.241-250.

r

2πであり、sinε=1 となるので結果は次式となる。

定 , 日 本 船 舶 海 洋 航 学 会 論 文 集 , 第 6 号 , 2007,

船の復原力変動に関する研究 , 関西造船協会誌 , 第

Tr

0

0

2

44 a

44 a

a

r

(a5)

(a4)式>(a5)式の時パラメトリック横揺れが発生し、これが本文中の(4)式である。

－ 42 －

2.2.3 追波、斜め追波中におけるトリマランの動的挙動－Dynamic Behaviors of a Trimaran in Astern Seas－

大阪大学大学院工学研究科
大阪大学大学院工学研究科
大阪大学大学院工学研究科
1. 緒

梅田 直哉
荒木 元輝
橋本 博公

言

近年の船舶輸送の増加、高速化に伴い、L/B の大きな細長船が期待されている。しかし、排水量型の単胴細長船では復原性が著しく悪化することが知られている。そこ
で、細長型の中央船体（メインハル）に復原力を補う意
味でサイドハルを有するトリマランが次世代高速船として脚光を浴びている。
一方、高速化に伴い、追波、斜め追波中におけるブローチング現象による深刻な大傾斜や転覆が発生する危険性が単胴船では指摘されている。代表的な実例としてポルトガル海軍の駆逐艦 Lima が大西洋上をフルード数 0.43で追波航行中にブローチングが発生し、67 度まで横傾斜したことが報告されている 1)。
トリマランにおいては推進性能などの分野では研究が進んでいるものの、追波、斜め追波中での挙動は今後の研究が待たれる状況である 2)。そこで本研究では数値シミュレーションを用いて、トリマランの追波、斜め追波中での挙動を検討し、トリマランに潜在しうる危険性を明らかにする。

Fig.1 Body plan of the trimaran

Fig.2 Water line section in main deck of the trimaran

2. 数学モデル

2. 対象船本研究で用いる対象船は Austal 社が建造したトリマランの代表的な数値を参考に片山 3)らが模型線図を作成したものを用いた。Table.1 を見てもわかるように、メイン
ハルは非常に細長く、小さな排水量を持つサイドハルで復原力を補っている。そして、メインハルにプロペラ 2
基と 2 枚の舵を装備することと想定した。

今回の数値シミュレーションでは Fig.3 の座標系のもと に , 梅 田 ら 4) が 用 い た 以 下 の 式 (1)~(4) の よ う な
Surge-Sway-Yaw-Roll の 4 自由度操縦性数学モデルに波浪強制力を加えたものを用いた。

( m + mx )u& = T (u; n) − R (u ) + X w (ξ G λ , χ )(m + my )v& + (m + mx )ur = Yv (u; n)v + Yr (u; n)r
Table.1 Principal particulars of the Trimaran model

Length (m)Breadth (m)Depth (m)Draft (m)Displacement (kg)
Rudder area ratio+ Yφ (u; n)φ + Yδ (u; n)δ + Yw (ξG λ , u, χ ; n)Trimaran
Main hull
Side hull
L/B = 12
L/B = 10.2
1.42
0.808
0.125
0.0874
0.1
0.07
0.037
0.012
2.98
0.08×20.046×2(1)(2)( I ZZ + J ZZ )r& = Nv (u; n)v + Nr (u; n)r+ Nφ (u; n)φ + Nδ (u; n)δ + Nw (ξG λ , u, χ ; n)
( I XX + J XX ) p& = mx z H ur + K v (u; n)v+ K r (u; n) r + K p (u ) p + Kφ (u )φ+ Kδ (u; n)δ − mgGZ (φ ) + K w (ξ G λ , u , χ ; n)

－ 43 －(3)(4)

(2) 波浪強制力
フルードクリロフ力に関しては３つの胴体表面でそれぞれ圧力積分を行うことで求めた。Surge、Sway、Yaw 方
向のフルードクリロフ力に関してはサイドハルの影響はほとんど見られなかったものの、Roll 方向の力は Fig.6 のようにメインハルのみで計算したものよりかなり大きな力が発生している。これは船体重心からサイドハルまでの大きなレバーが原因と考えられる。
ディフラクション力については周波数零で近似した細長体理論を用いて計算した。ここでもメインハルとサイ
ドハルの断面間での相互干渉は考慮されている。ただし
波粒子速度は主船体の船底位置で近似的に代表させた。
Fig.3 Coordinate systems
0.2
trimaran

3. 船体に働く流体力

mainhull

式(1)～(4)に含まれる流体力のうち操縦流体力、波浪強
制力、復原力、縦波中復原力変動を数値計算により求めた。船体抵抗 5)、推力 6) 、左右揺れ、船首揺れ、横揺れの横傾斜角に関する流体力微係数、など他の係数は類似
船の実験結果を用いた。
(1) 操縦流体力
周波数零で近似した細長体理論を用いて計算した結果と片山ら３)が行った斜航試験、PMM 試験の結果の比較をFigs.4,5 に示す。ここで流体力微係数は船長と喫水により無次元化されている。実験値に流体力学的非線形影響が入りやすい Yv’を別にすると、計算と実験値は概略一致していると言える。なおここで、メインハルとサイドハルの断面間の流体力学的相互干渉は 2 次元積分方程式法により考慮されている。

Yv'

Nv'

0.00
-0.05

exp
cal

-0.10
-0.15
-0.20

Kw/HL

0.1

0
0

0.2

0.4

0.6

0.8

1

-0.1

-0.2

ξG / λFig.6 Froude-Krylov roll moment at the heading angle of 30
degrees, the wave steepness of 0.05 and the wave length toship length ratio of 1.0(3) 復原力、縦波中復原力変動
復原力もそれぞれの胴体表面で圧力積分を行うことで求めた。その結果、Fig.7 のように、大きな水線面積を持つトリマランは通常のモノハル船型に対して非常に大きな初期復原力を持つことが確認された。
また、縦波中復原力変動では通常のモノハル船型とは異なる変動の傾向を示した。Fig.8 に示される、上り波面
ではサイドハルが没水せず復原力が最小になり、下り波
面でサイドハルが大きく没水するために復原力が最大になっている。つまり、サイドハルの縦方向配置位置によって変動の傾向が変化するということである。

-0.25
0.10

Fig.4 Comparison of calculated value and experimental
value in stability derivatives of sway force and yaw momentwith respect to sway velocity

trimaran

GZ (m)

0.08

mainhull

0.06

0.04

0.03
0.02

0.02
0.01

exp

0.00

cal

-0.01

0.00
0

20

40

60

φ ( degrees)Fig.7 Restoring arms in calm water

-0.02
Yr'

Nr'

Fig.5 Comparison of calculated value and experimental
value in stability derivatives of sway force and yaw momentwith respect to yaw rate

－ 44 －

80

100

0.7

1.2
Nominal Froude number

0.6

ＧＺ／ＧＺ’

1.1
1
0.9

harmonic motion
0.5
stable surf‐riding
0.4
broaching without capsizing

0.3
□

0.2

0.8

0.1

0

0.2

0.4

ξG / λ

0.6

0.8

1

0

4. シミュレーション結果
以上の数学モデルと推定された流体力を用いて、追波、
斜め追波中の数値シミュレーションを行った。ここでオートパイロットとしてゲイン１の比例制御を用いた。
Fig.9 に示すように対象船に対して種々の操船指令角、操船指令速度の組み合わせについて時間領域の運動計算を行い、その結果を定性的に「調和運動」「安定波乗り」「転覆しないブローチング」「ブローチングによる転覆」「ブローチングによらない転覆」「いずれにも該当しない」に分類した 4)。ここで「ブローチング」の判定
条件 4)を以下のように設定した。

r < 0, r& < 0 at δ = δ max
r > 0, r& > 0 at δ = −δ max

10

20

30

40

Auto pilot course (deg.)

Fig.8 Ratio of restoring arms in following waves and that incalm water as the relative position of the ship to wave with thewave steepness of 0.05 and the wave length to ship length ratioof 1.0or

not identified(5)

ここで波岨度 0.10、波長船長比 1.2、初期条件は真追波
状態かつ指令フルード数 0.10 とするときの周期運動状態
で船体重心が波の谷となるときとした。
低速かつ大指令角の領域で「転覆しないブローチング」と判定されている領域があるが、これは初期条件の
真追波状態から急速に操船指令角に向かうため、最大舵角をとるものの船速が低いために波によって回頭角速度が瞬間的に逆方向ともなるために「転覆しないブローチング」と判定されたもので、ブローチングとしての危険は生じていない。
波速と指令船速が一致するケースを中心に安定波乗りが発生するほかは、ほとんどの場合は調和運動と判定された。ただし「いずれにも該当しない」と判定されている領域があることに注意されたい。この領域では何が起こっているのであろうか。

Fig.9 Boundaries of ship motion modes with the wave
steepness of 0.10 and the wave length to ship length ratio of
1.2

5. 考

察

「いずれにも該当しない」領域での代表的な制御パラメータに対する運動の軌道を Fig.10 に示す。これより、±40 度の大振幅の船首揺れ運動を起こしていることがわかる。また波との出会い周期と回頭運動の周期が１：２になっていることが分かる。つまり周期的であるが調和的ではない、パラメトリック励振が発生していることを示している。すなわち波による回頭モーメントが出会い角によって変化することから回頭角に関する復原力項として作用し、それが時間的に変化することからパラメト
リック励振が発生している。この現象は Spyrou7)が理論的に示したものと合致する。
更にこの現象を系統的に見るため、フルード数をパラメータとし、出会い周期に着目したポアンカレ写像をとる。Fig.11 に示す結果のようにフルード数 0.18 付近でパ
ラメトリック励振が起こり、フルード数 0.24 付近で調和運動に戻っている。
60
χ(deg.)
45
u/c*10
30
15
0
80

85

90

95

100

-15
-30
time (s)Fig.10 Trajectories of yaw angle and surge velocity with theauto pilot course of 15.0 degrees and nominal Froude numberof 0.23－ 45 －

とが「ブローチング」と判定されたと考えられる。一回目のブローチングの後も波に捉われたままブローチングを繰り返しているが、大きな復原力のおかげで転覆する心配はない。
δ (deg.)30

r'*100

10
-10 0

10

20

30

40

-30

Fig.11 Poincare map of the yaw angle as a function of
nominal Froude number with auto pilot course of 20.0 degrees

-50
-70

次に今までは比例制御のみで操船していたものに微分制御を加えると、Fig.12 に示すように微分ゲインを徐々に大きくしていくと、はじめ微分ゲインが０の時は当然パラメトリック励振が発生しているが、最終的に微分ゲ
イン 0.03 付近において調和運動に落ち着いている。これもまた Spyrou7)が理論的に示唆した点と合致している。

time (s)Fig.14 Time trajectories of yaw angler velocity and surge
velocity with the auto pilot course of 3.0 degrees and nominal
Froude number of 0.32

この現象をより系統的にみるために、フルード数をパラメータとしポアンカレ写像をとった。Fig.15 に示すよ
うにフルード数 0.316 付近から倍周期運動をはじめ、フル
ード数が大きなくるにつれ分岐を繰り返し、フルード数
0.32 付近ではカオスの振舞いを見せるにいたる。しかし更にフルード数が大きくなると徐々に収束していき、フルード数 0.325 付近で調和運動に戻っている。
しかし、微分制御を加えることで Fig.16 からもわかる
ように、微分ゲイン 0.16 付近では不安定な運動は調和運
動に落ち着いている。

Fig.12 Poincare map of the yaw angle as a function of thedifferential auto pilot gain with the auto pilot course of 20.0
degrees and nominal Froude number of 0.23
ここで「調和運動」と「安定波乗り」の領域に挟まれている「転覆しないブローチング」という領域での現象に注目する。まずこの領域での回頭角の位相面図を Fig.13に示す。これより１波長内で繰り返し大振幅の振動を繰り返していることがわかる。
Fig.15 Poincare map of the yaw angle as a function of
nominal Froude number with auto pilot course of 3.0 degrees

Fig.13 Phase trajectory of yaw angle with auto pilot courseof 3.0 degrees and nominal Froude number of 0.32
また、回頭角と舵角の時系列を示した Fig.14 より急激なコース逸脱に対し舵角は反対方向に最大舵角をとっているにもかかわらず、回頭角速度は増加し続けているこ

Fig.16 Poincare map of the yaw angle as a function of thedifferential auto pilot gain with the auto pilot course of 3.0
degrees and nominal Froude number of 0.322－ 46 －

6. 結

言

記

トリマランの追波、斜め追波中の時間領域数値シミュ
レーションを実施した。様々な操船指令角、指令速度の下でシミュレーションを行った。
その結果、同一波長内でブローチングを繰り返すような現象がノミナルフルード数 0.32、操船指令角 3.0 度付近
において見られた。
また低船速域において、操船を比例制御で行った場合、振幅の大きな船首揺れ運動を起こす領域が確認された。
これは波浪による回頭モーメントが時間的に変化することによると考えられる。しかしながら、比例制御に微分制御を操船に加えれば、これらの不安定現象を回避できることも確認した。またトリマランにおいては通常の排水量型単胴船に比べはるかに大きな復原力を有するために、これらの不安定現象による転覆の危険性はほとんど無いと考えられる。しかし、安全な操船が場合によっては困難になるために、この現象をさらに研究する必要があると考えられる。

g
GZ

I xx
I zz
J xx

J zz
Kp

号 表

gravityrighting arm
moment of inertia in rollmoment of inertia in yaw
added moment of inertia in roll
added moment of inertia in yaw
derivative of roll moment with respect to roll rate

Kv

derivative of roll moment with respect to yaw rate
derivative of roll moment with respect to sway velocity

Kwwave-induced roll moment

KrKδ

derivative of roll moment with respect to rudder angle

Kφderivative of roll moment with respect to roll anglemship massadded mass in surge

mx

my
n

added mass in sway

本研究を行うにあたって、貴重なトリマランの船型情報、実験データなどを提供していただいた大阪府立大学
片山徹准教授に深く謝意を表する。また本研究は造船学術研究推進機構の補助金および日本学術振興会科学研究費補助金（基盤 B:18360415）により実施されたことを付
記する。

Nr
Nv

propeller revolution number
derivative of yaw moment with respect to yaw rate
derivative of yaw moment with respect to swayNwvelocity
wave-induced yaw momentNδ

derivative of yaw moment with respect to rudder angle

Nφderivative of yaw moment with respect to roll anglep

参 考 文 献rroll rate
yaw rateship resistancepropeller thrust
surge velocity
sway velocity
wave-induced surge force

謝

1)
2)

3)

4)

5)

6)

7)

辞

梅田直哉：波浪中操縦不能現象, 日本造船学会誌, 第869 号, 2002, pp.41-43.
F. van Walree, P. de Jong: Time Domain Simulations of
the Behavior of Fast Ship in Oblique Seas, Proceeding of
the 6th Osaka Colloquium on Seakeeping and Stability of
Ships, 2008, pp.427-435.
片山徹, 藤本将史ほか：多胴船の性能に関する一考察,
日本船舶海洋工学会講演会論文集, 第 4 号, 2007,
pp.33-36.
梅田直哉, 橋本博公, 牧敦生：追波、斜め追波中における 2 軸 2 舵高速痩せ型船の操縦運動とその制御, 日
本船舶海洋工学会論文集, 第 4 号, 2006, pp.155-164.
野澤和男, 早川勲ほか：超高速三胴船の造波抵抗特性からみた最適配置, 日本船舶海洋工学会講演会論文集, 第 4 号, 2007, pp.21-24.
N. Umeda, S. Yamamura et al: Extreme Motion of aTumblehome Hull in Following and Quartering Waves,
Proceeding of the 6th Osaka Colloquium on Seakeeping
and Stability of Ships, 2008, pp.437-443.
K. J. Spyrou : Dynamic Instability in Quartering
Seas-Part3 : Nonlinear Effects on Periodic Motions,
Journal of Ship Research, Vol. 41, No.3, 1997,
pp.210-223.

R

T

u
v
Xw

YF

sway force due to fin-stabilizer

Yr
Yv

derivative of sway force with respect to yaw rate
derivative of sway force with respect to sway velocity

Ywwave-induced sway forceYδ

derivative of sway force with respect to rudder angle

Yφderivative of sway force with respect to roll angle

zH

vertical position of center of sway force

δ
λ
ξG
φ
χ

－ 47 －

rudder angle
wave length
longitudinal position of center of gravity
roll angle
heading angle from wave direction

－ 48 －  複数浮体の流体力学的相互作用
大阪大学大学院工学研究科の境界条件式を満たす．水深は    としているが，後で はじめに

 として考えてもよい．



双胴船や多胴型の海洋構造物などでは浮体間の相互干渉が重要となる．本解説では，単体としての各浮体の特性がわかっていれば，相互干渉の影響を計算することのできる，いわゆる相互干渉

さて，グリーンの公式を用いると，  は入射波成分

意すれば次式を得る．

  

 各要素浮体の散乱特性



相互干渉理論では他の浮体からの反射波は入射波と見なすのに簡単に整理しておこう．
浮体の数，各浮体の形状は任意でよいが，ここでは説明を簡単化するために，各浮体は同一形状で左右対称と考えよう．この  

この式の  は     

ここで














              # #          

ポラプラスの式であり，         









 

         #       

$















   L ij
1sti-bodyj-body

o

x1

xi

N-th

౉኿ᵄ

x

Lj
y

 

"

乱波の速度ポテンシャル，  は流場全体を表す  

 



          ¼   

テンシャルとする．この時，速度ポテンシャルの支配方程式は

      !  ! と言われ，その値は，点   



 


       



 

限水深の場合には次のように与えられる．

特性は，その浮体について分かって

は    である．また     はグリーン関数であり，有は入射波の速度ポテンシャルであり，  は浮体による散

 



½

さて，速度ポテンシャルを次のように表す．

           

が流体領域内にある時は   ，滑らかな浮体表面上にある時いればよい．

 

 





で， 一般化された 入射波に対する各浮体の散乱特性がわかっていることが前提である．その計算法について，後の便宜のためを含むので，無限遠（ ）での放射条件を満たしていないことに注

理論について説明する．

時，当然ながら  

柏木 正

複数浮体の記号と座標系－ 49 －

xj

xN

%



% 式は一定有限水深の場合の分散関係であり，
では      となる．
ところで  式の右辺を  とに分けて考えると，  は放射条件を満たしており，





½



     

 







½





  

  は転置マトリックス，また #  は単位ステップ関数を表し， の時 #    ， !  の時 #   

ところで，  ，  式は厳密な表示式であるが，この散乱

波が他の浮体に及ぼす影響を考える時，浮体が非常に近接している時以外は指数関数的減衰項のために ! ! '( の影響は大変 と表すことが       

小さい．そこで実際には  複数浮体の 

 に関する積分方程式と見ることができる．右辺のとして必要な条件は，ラプラスの式，線形自由表面条件式  をこのような任意の 一般化された 入射波の場合でも，それに対する    ポテンシャル

 は 式で    とおくことによって，次のように表すことができる．
 





正方向から波が入射してくる場合（      

 



 









        であり，複号の上段は 

だけでなによる反射波は  式であるが，それを $ ) # * + の座標系で表してみると，












#    ¼ 
¼ 

¼  

 Æ
 

#    ¼ 





¼ 
¼ 
Æ
 


がわかっている（陽な形で与 

えられている）時には，  式の    はもちろん陽に計算できる．しかしながら本章で説明する相互干渉問題のように，複て考える場合には陽には計算できない．

 式の右辺第１項は，浮体の散乱による進行波成分を，第２項は局所波（! ! '( または (   '(）を表している．これらを次のようなマトリックス形式で表すことにし    "   



 





を要素とする未定係数マトリックス，また "  "   

 





"    Æ ¼  Æ  ¼ 



は，

&

を意味する記号であり，% は   に示しているように，) #* + と $ ) # * + との距離（ ）である．散乱波として， 式中の ! ! '( （   の項）を省略して考えると，     は，       

 ! $ の時
 $ の時Æ 

ここで，添字  は ) # * + での値という意味（  参照）であり， %となる．ただし Æ は

数浮体間の反射波を未知数のまま，ある浮体への入射波と見なし   

¼ 

く，他の浮体からの反射波も含まれている．例えば $ ) # * +

のとする．

よう．



となる．$ ) # * + に入射してくる波には，上式の，下段は  !  に対応して取るも入射波の速度ポテンシャル

¼

$










¼











"

  ¼ 
  ¼ 
   "    




 

¼

と表される．これを $ ) # * + の座標系で表すと，    %

 

ここで

問題）を考えよ（% は   参照）であるから

    ¼      

問題

う．この入射波の速度ポテンシャルは  式のように規格化して     

¼    まず，浮体が固定されており，  に示すように， 軸の満足していることであり，必ずしも進行波でなくてもよい．

     の項は省略して，進行波成分だけを考えるのが実用的である．

これは点    が  上にある時（  ），浮体表







ただし，

でき，次式となる．







を要素とする    ポテンシャルのマトリックスである．

&

    を得る．したがって，  式の右辺は単に



¼





である．

 

面上の











      #   #          は浮体の存在には関係しないので， ¼ 

#   
 #   

  & "    







と表すことができる． "  ¼ 
  ¼    を構成する 一般化された 入射波成分は，それぞれ $ ) # * + の左（  軸の負方向），－ 50 －

及び右（  軸の正方向）から入射してくる単位振幅の進行波であることがわかる．

 式を $ ) # * + 以外のすべての浮体について考えれば，結局，$ ) # * + に入射してくるすべての波は  





 





  




 

&

"  )*  +$ ) # * + の散乱特性は，     に対する，

式の右辺に "    を構成する 一般化された 入射波成分を代入することによって，単一浮体による通常の ),  '   

ポテンシャルを'     



$





  






 

&



)



%

と表すことができる．

"    に対する    ポテンシャルを"   








問題と全く同じ計算によって求めることができる．具

体的には




 



さて， "



力は







と計算できる．したがって $ ) # * + に働く  方向の波浪強制






である．

 

既に "   
 を計算する過程で，に対する  
ポテンシャル '   は求まっているはずだから，それによって )方向に働く流体力成分は
ところが  式の 双胴浮体の 



問題

と表

すと，



'          "          





 

 

"   



P

P

j=1

j=2
L

R

O

x



x1 = xL

ここで'     ¼     

x2 = xRy 

双胴浮体の場合と求めることができる．したがって  式の入射波に対する$ ) # * + による    ポテンシャルは，  




 







  



&


 

前節で示した方法は浮体の個数には関係なく適用できるが，ここでは具体例としてもっとも簡単な (  ，すなわ
ち双胴浮体について考えてみよう．水深は無限大，すなわち "         とする．

浮体間距離を   のように %   とする．また
$ 式で必要な % は %   %   である．必要なら








ば，   の代わりに    の記号も用いることにする．

である．

さて， $ ，  ，  式より

ところで    ポテンシャルは，  式において   $ とした式でも与えられるから，両者は同じであるはずであり，し

たがって次の関係式を得ることができる．











   







  



&



 





 









 








これを書き換えると，未定係数マトリックス









に関する連

立方程式として次式を得ることができる．







  





&










  



   "  



&






           
















 

&





であるから， " 式は具体的に次のようになる．

$

(

"

次に，各浮体に働く波浪強制力の計算について考える．$ ) #* + への入射波は  式であるから，それによる波浪強制力の計算をすればよい． " 式を解くことによって  式の振幅部分は求まるから，結局 一般化された 入射波ベクトル



&









の各成分に対する波浪強制力が計算されていればよい．

－ 51 －                                        






これらのうち，  ，  式を連立させることによって  と を求めることができ，次の結果が得られる．
               


 

 
  

関数である．)0  は    '+,   #(,     !! であるから，左右対称浮体では      の関係がある．

これらの関係と & ，  式などを用いると， % 式は次のように計算することができる．

"*  +        + -        *  +   
 
 
 

 +
  - 

 




       
 -         $
となる．一方， は浮体 , によって造波された波のうち，浮体 % の方向に進行する成分であるが，元々の入射波も浮体 % の方向に進行する波に含めて考えることにすると， $ ， % 式
によって，浮体 % の座標系では











 問題

問題でも浮体間の相互干渉に関する考え方は )問題と同じである．違いは，相互干渉の入力として外方からの入射波が存在しない代わりに，浮体が動揺することによって発生する波を考える点にある．
そこで ) # * + が .)0  の強制動揺をすることによっ   て発生する波を入力として考えよう．その速度ポテンシャルを







%

      / '   の考え方による結果と当然ながら一致している．

  が求まったので，次にこれらを  ，  式に代

入すると

 






 / '   




"

と表す．ここで / は動揺振幅である．
この時，'    は形式的には  式で与えられるが，以前と同様に，) # * + 以外の浮体近くでは 0 の ! !
'( の項は小さいとして省略することにすると，次式のように             -                  - &表すことができる．

'             1  "    

が得られる．

  

"   


$

ここで

以上で問題はすべて解けたことになるが，これらを使って反射波係数

 複数浮体の   と表すことができる．これらは大楠によって示された，無限反射

係数は，



問題における 1 # は浮体 % によって造波された波のうち，浮体 , の方向に進行する成分であり，浮体 , の座標で表すと， % 式によって      -   は )0  の  と表せるはずである．ここで, ，透過波係数 & を求めてみよう．まず，反射波

 での波振幅であるから，双胴船全体の座標系

) で表すと，,                - 

一方，透過波係数は，



% 式は .)0  の  

次に波浪強制力を計算するために，まず $ 式の



)





 

&



'  

に  である．
& 式の / 倍したものを  



&



問題での $式に相当する入射波と見なせばいいので，相互干渉を表す $ ) #* + での速度ポテンシャルは  式から"  

の各成分は，  式からわかるように，それぞれ
 軸の負方向，及び  軸の正方向から入射してくる波の速度ポテ    /

ンシャルである．したがって，- . )/'0 の関係式に
よれば，






と

さて， $ 式は $ ) # * + の座標で表すと，  式によって

&

 


 ) は "    の各成分に対する流体力であるが，$   では発生した発散波であるから，当然のことながら

ついて考えてみよう．



1

と書ける．ただし，この 入射波 は，) # * + によって

と与えられる．



表す．

'     1

&             -  

問題における 1 # 関数では関係なく求まるので，その行列を $ 式のように での波振幅を考えるので，入%

あるが，浮体形状がすべて同じである時には，浮体の番号  に射波も含めて定義して)      '   ' 
¼   








－ 52 －




1

  



 

&



&


   "   

と表すことができる．



式を得る．





また未定係数マトリックス  + /       + / )  / 2に関する連立方程式も "式と同様な形で，次のように与えられる．







  











 



  

&



 

&

$

(



相互干渉に起因する流体力も % 式と同様な式で与えられる

が，振幅  の代わりに

/ を用いればよいので，  + /




1



 

  





ここで

&





 



)



  + ) 

くことを忘れてはならない．



問題

6 






 

        











"

            )               ) 






"



 



""

 





      ) "$         ) "%      )       ) 



"&
$

干渉流体力は，これらを  式に代入して次式となる．

  + /   )  /     + /   )  /   2

%



 












) 





      )   $ 

 


 











"

える．この時の計算も殆ど同じであり，解は次のようになる．

     



) 

 



続いて  式で   ，すなわち浮体 , が動揺する時を考

これらから次の結果が得られる．



 







5      )  て次式を得ることができる．



"

ここで

問

題と全く同じであるから，  〜  式に対応する関係式とし



 











ここで，双胴浮体の場合について具体的に考えてみよう．水深は第  節と同じく無限大としておく．まず   ，すなわち浮









                            

 では次式となっているこ











一浮体として動揺する時の流体力（付加質量，減衰力係数）が働














 2


/          /  )   / 5
4  /       /     )    / 64

問題では干渉流体力だけでなく，) # * + には単        



とがわかる．

に，$ ) # * + に働く )方向の干渉流体力という意味である．

体 % が動揺する時を考える．  式の左辺は， 





"

無限遠への進行波についても考えておく．双胴船全体の座標系で与えられる．これは ) # * + が .)0  の動揺をする時

 双胴浮体の   3) で表すことにすると， 

2  + ) 



&

"

  + /          + /   )  /  




1



&









$











$

無限遠への進行波については

4

"




/





 

これらを用いると  式から干渉流体力を計算することができる．$   （浮体 %），$   （浮体 ,）について考えると次 )       /  6
4  /  )   /  5













$








－ 53 －









 



$

である．したがって，浮体 % に働く干渉流体力の合力

は， " 式と $ 式の和で，また浮体 , に働く干渉流体力の合力

は " 式と $ 式の和で与えられ，次のように表すことができる．

  
 / 2  /   $   /   /   2  

$"

 

 

また 

 への進行波も " 式と $ 式の和，及び "

式と $ 式の和で与えられ，次式となる．

4


 4



4


 4



 / 5  /  6   4










$$

 4


 / 6  /  5 












$%

－ 54 －

2.2.5 高速多胴船の横揺れ減衰力に関する基礎的研究
大阪府立大学大学院工学研究科

Table 1 Principal

1．緒言

particulars

of

片山 徹
谷口 友基

the

wave

piercing

catamaran model.

あらゆる船舶にとって、設計段階において同調横揺

overall length : LOA [m]length between perpendiculars : LPP [m]breadth : B [m]breadth between hulls : Bd [m]depth : D [m]draft of catamaran : d [m]displacement : W [N]height of the center of gravity : KG [m]れ時の振幅やパラメトリック横揺れの発生等の横揺れ特性を把握する上で、横揺れ減衰力を実用上十分な精度で推定することは重要である。しかしながら、たとえ一般的排水量型船型であっても、横揺れ減衰力に及
ぼす粘性流体力の影響は大きく、そのためにポテンシ
ャル理論に基づく造波成分のみの計算では不十分であ

1.41
1.32
0.38
0.265
0.07
0.04
41.8
0.144

り、粘性成分を別途推定する方法や、NS 方程式を数値計算手法により計算する方法が開発されているが、近年開発される多様な船型に対する適用は必ずしも簡単ではない。横揺れ減衰力の粘性成分を推定する方法の一つとして池田らの方法が知られている 1)。この推定法
は、一般排水量型船型に対する推定法の開発にはじまり、小型ハードチャイン船型、高速痩せ型船型、バージ船型などにも適用できるように拡張され、実用的にも十分な精度を有している。
本研究では、高速多胴船として波浪貫通型双胴船（以下、双胴船と呼ぶ）と高速三胴船（以下、三胴船と呼ぶ）を対象とし、停止時及び航走時の横揺れ減衰力を水槽実験により計測するとともにその特性を調査し、Table 2

Principal particulars of the trimaran model.
trimaranmain hull side hull
L/B=12
L/B=10.2
overall length: LOA [m]
1.500
0.888
length between perpendiculars: Lpp
1.420
0.774
[m]
breadth: B [m]
0.125
0.044
breadth between main and side hulls:
0.089
Bt [m]
depth: D [m]0.1
0.0709draft: d [m]
0.037
0.012
0.78×2
displacement: W [N]29.2
height of the center of gravity:
0.156
KG[m]

さらに池田らの推定法を基に、これらの船型での横揺

3．横揺れ減衰力計測実験

れ減衰力の推定法について検討した結果について報告

3. 1

する。

実験方法および解析法

強制動揺試験により、停止時および航走時の横揺れ減
衰力を計測した。模型船の設定重心周りに、正弦的な

2．供試模型
本研究で対象とする船型は、全長 110[m]を超える波
浪貫通型高速双胴船の縮尺模型及び、140[m]を超える
高速三胴船の主要な数値を参考にして設計した模型である。それぞれの主要目を Table 1 および 2 に示す。なお、実船の横揺れ固有周期を参考にすれば、これら模型船の横揺れ固有周期はそれぞれ 0.55～0.67[sec]、0.98～1.31[sec]程度となる。

横揺れを強制的に与え、その時の強制横揺れモーメン
トおよび横揺れを計測するとともにビデオによって船体まわりの波の状況を撮影した。特に、停止時の実験
では船底まわりの流れを可視化するために、細いパイ
プを用いて船体近傍に染料を注入し、水中からのビデ
オ撮影を行った。
横揺れ角を φ とすると、等価線形化された横揺れ運動
方程式は、(I 44 + a44 )φ&& + B44φ& + C44φ = M R(1)で表される。(1)式中の I44 、a 44 は、それぞれ横揺れ軸周りの慣性モーメント、付加慣性モーメントであり、B44 、
C44 はそれぞれ横揺れ減衰力係数、復原力係数、MR は
横揺れ強制モーメントを示す。横揺れ振幅角を φa とし、－ 55 －

φ = φa sin ωt で表わされる強制横揺れを船体に与えたB44時に得られる MR をフーリエ級数展開し、横揺れ角速度

0.12に比例する項 MRa sin εを求めると、横揺れ減衰力係数0.08

B44 は、
B 44 =

M Ra sin ε

(2)

φaω

0.04

で与えられる。ここで、(2)式中の MRa は強制横揺れモ: T=0.6: T=1.04

ーメントの振幅、ε は強制横揺れモーメントと横揺れとの位相差を示す。

Fig.2

停止時の横揺れ減衰力の特性

3. 2

φa

0
0

Effects

of

roll

5
: T=0.7: T=1.2
amplitude

10: T=0.8
onroll

dampingcoefficient of the trimaran without forward speed.

双胴船および三胴船の横揺れ減衰力計測結果を、それぞれ Fig.1, Fig.2 に示す。同図横軸には横揺れ振幅角、異なる横揺れ周期に対して横揺れ振幅角の増加に伴

縦軸には横揺れ減衰力係数 B44 を示している。また、同

う横揺れ減衰力係数の増加量が変化するのは主として図中には異なる横揺れ周期での結果を同時に示してい渦放出に伴う粘性成分によるものであり、異なる横揺る。Fig.1 に示す双胴船の結果は、横揺れ周期によりそれ周期に対して横揺れ振幅角が小さい領域での値が大の値および横揺れ角に対する変化の傾向が不規則に変きく異なるのは主としてビルジキール等による大規模化するように見える。詳細にみると、周期の短い T=0.4,

な渦放出による粘性成分（運動周波数の増加に伴い単0.46[sec]では原点付近から横揺れ振幅角の増加に伴っ調に変化する傾向が強い）や造波成分（運動周波数のて急激に増加し、それに比べて少し周期の長い T=0.7,

変化に対し非線形に変化する傾向が強い）の特性が表

0.9[sec]では微小横揺れ振幅角での値は比較的大きな値れた可能性がある。そこで、両船型について横揺れすを示すが、横揺れ振幅角の増加に伴う変化は緩やかでる模型船まわりの波の様子を船尾側からビデオ撮影すある。さらに周期の長い T=1.5, 2.6[sec]では原点付近かることで観察し、さらに水中から船底周りの流れの可ら横揺れ振幅角の増加に伴い緩やかに増加する傾向が視化映像をビデオ撮影し横揺れによって船体から放出見られ、横揺れ周期の増加に伴いその傾向が次第に変される渦の様子を観察した。Fig.3 に示す水面の波の様化する。一方、Fig.2 に示す三胴船の結果は双胴船とは子 を 撮 影 し た 写 真 は 、 順 に T=0.4[sec] 、 T=0.9[sec] 、異なり、横揺れ周期が異なる場合でも、横揺れ振幅角

T=1.5[sec]のものである。双胴間の波形は横揺れ周期にの増加に伴う横揺れ減衰力係数の増加量はほぼ一定でよって大きく異なり、周期が最も短い T=0.4[sec]では一あり、微小横揺れ振幅角での横揺れ減衰力係数は周期波長の波、少し周期が長い T=0.9[sec]では半波長の波がが短いほど大きくなる結果が得られた。

それぞれ双胴間に閉じ込められており、さらに周期が長くなった T=1.5[sec]ではほとんど波がたたない様子

B44が観察された。特に横揺れ周期が短い時は、各胴で造Fn=0られる波の波長が双胴間距離と近い状態となり、双胴0.12間に波が閉じ込められるので、横揺れ減衰力係数が横0.08

揺れ周期により複雑に変化するのではないかと考えられる。また、横揺れ周期が短い場合、横揺れ振幅角の0.040増加に伴い、Fig.4 に示す様なクロスデッキへのパンチ0

10: T=0.4: T=0.9

Fig.1

Effectsofroll: T=0.46: T=1.5: T=0.7: T=2.6

amplitude

on

roll

φa

ングが観察され、この結果横揺れ減衰力係数が急激に20増加していると考えられる。一方、三胴船の場合は、胴間の距離が短いために、胴間に生じる波形は、周期が変化してもあまり変化せず、Fig.5 に示す横揺れ周期

dampingcoefficient of the catamaran without forward speed.

が最も短い場合のみ胴間に半波長の波が閉じ込められる現象が見られた。

－ 56 －

船底周りの流れの可視化は、双胴船では水面下の形状

T=0.4 [sec.]

が長手方向に大きく変化するので、船尾部の四角い断面と船体中央部の丸い断面付近の 2 か所で行った。一方、三胴船ではサイドハルの水面下の形状が長手方向にほとんど変化しないので船尾部でのみ可視化を行った。可視化写真の一例として、Fig.6 に三胴船のサイド
ハルまわりでの渦の様子を示す。観察結果から、三胴船では横揺れ振幅角および横揺れ周期に関係なくサイドハル下端、双胴船では四角い断面を持つ船尾部の外T=0.9 [sec.]

側ビルジ部から渦が放出されていることが確認できたが、双胴船の船体中央部の丸い断面からの渦放出は顕著ではなかった。また、双胴船のデミハル及び三胴船のサイドハルは横揺れ回転軸から横方向に離れた位置にあるため、渦放出の様子は一般排水量型単胴船のものとは異なり、バージ船型で見られる渦放出とよく似ている 7) 。
T=1.5 [sec.]

Fig.3

Observation of wave profile between hulls of theFig.6 Observation of vortex shedding around side-hull of
the trimaran from aft section of side-hull.

catamaran.
3. 3

航走時の横揺れ減衰力

Figs.7～10 に、航走時の横揺れ減衰力係数を示す。また、同図中には異なる周期での結果を同時に示している。Fig.7 に示す双胴船の横揺れ減衰力係数は、停止時での結果と異なり横揺れ周期に関わらず横揺れ振幅角の変化に対してほぼ一定となった。また、横揺れ周期
Fig.4

Observedpunching

phenomenon

againstthecatamaran cross deck at T=0.46, φa =4deg.

が短いほど大きな値となる結果が得られた。さらに
Fig.8 から、横揺れ周期に関係なく前進速度（フルード数）が増加すると、横揺れ減衰力係数が単調に増加する傾向がみられる。
一方、Fig.9 に示す三胴船の結果は、横揺れ振幅角が増加すると単調に増加する傾向がみられ、前進速度（フルード数）が増加すると、横揺れ周期に関係なくほぼ同じ値を示すことがわかる。この傾向は、横軸をフルード数として整理しなおした Fig.10 において明確に見られ、フルード数の増加に伴い横揺れ減衰力係数が一

Fig.5

Observation of wave profile between hulls of the

旦減少した後に、緩やかに増加しながらほぼ同じ値に

trimaran at T=0.6, φa=5deg.

まとまることがわかる。
両船型に対して、前述のような傾向が見られた原因について、横揺れ減衰力の各成分（ここでは、造波、造渦、揚力成分を対象とする）の特性と合わせて考えてみる。
双胴船では前進速度があることで、横方向への渦放－ 57 －

出が前後方向に遷移し、造渦成分が急激に減少したた

φa =30.3 B44

め Fig.7 のように横揺れ振幅角が変化しても横揺れ減
衰力係数は変化せず、一方前進速度の増加に伴って揚0.2

力成分が発生したため Fig.8 のように前進速度の増加に伴い横揺れ減衰力係数は単調に増加しているものと0.1考えられる。また、Fig.7 に見られる横揺れ周期の違い
によって表れる横揺れ減衰力係数の変化は、主として0双胴間の波の干渉影響を含めた造波減衰成分の特性が表れたと考えられる。

Fig.8

Fn
0
Effects

一方、三胴船では前進速度の増加に伴い造渦成分が

0.2
of

0.4

forward

0.6

speed

on

roll

dampingcoefficient of the catamaran.

緩やかに減少するため Fig.9 のような速度の増加に伴う横揺れ減衰力係数の横揺れ周期および横揺れ振幅角に対する依存性の減少が見られたと考えられる。また、: T=0.6: T=1.04

前進速度の増加に伴う揚力成分の発生は、サイドハル: T=0.7: T=1.2: T=0.8の横投影面積が非常に小さいために顕著ではなくFig.10 のような前進速度の増加に伴うゆるやかな増加

B44になっており、さらにサイドハルの排水量が非常に小

Fn=0.10.12

さく、胴間の距離も短いので、双胴船に見られるような波の干渉影響を含めた造波成分の影響はほとんど現0.08

れなかったものと考えられる。

0.04: T=0.46

0.3 B44: T=0.9: T=1.5

0

φa
0

5

Fn=0.16: T=0.6: T=1.04

10: T=0.7: T=1.2: T=0.8

0.2
B44

0.1
0

Fn=0.4

0.12

φa
0

5

0.08

10
0.04

: T=0.46: T=0.9: T=1.5

0

0.3 B44

Fn=0.48
Fig.9

φa
0

5

Effects: T=0.6: T=1.04

0.1

Fig.7

roll

amplitude

on

roll

dampingcoefficient of the trimaran with forward speed.

0.2

0

of

10

φa
0
Effects

5
of

roll

amplitude

on

roll

0.12

damping

0.08

coefficient of the catamaran with forward speed.

: T=0.46: T=0.9: T=0.8

φa =5

B44

10

: T=0.7: T=1.2: T=1.5

0.04
0Fig.100

0.2
Effectsofforwardspeed

coefficient of the trimaran.

－ 58 －

Fn
0.6

0.4
on

roll

damping

4．横揺れ減衰力推定法
4. 1

4. 1. 2造波成分

多胴船の造波成分の算出法としては、大楠によって示

横揺れ減衰力の構成成分

停止時の船体周りの流場の可視化により、双胴船にされた各胴の間の造波干渉を扱ったポテンシャル理論

おいては双胴間で顕著な造波干渉が、両船型でともにに基づく計算法 4) がある。しかし、ここでは単純化のた

渦放出現象が見られた。そこで、減衰力を構成する流めに船体中心から離れた船体の運動が上下揺れに近似

体力成分は、双胴船では造波成分（双胴間干渉を含む）、できるものと考え、それぞれの上下揺れ減衰係数をも造渦成分および摩擦成分、三胴船では主船体の横揺れとに、モーメントレバーを掛け合わせることで算出す

減衰力、サイドハルの造波成分、サイドハルの造渦成る(4)式を用いることとした 5)。なお、式中 B33 は端部影分およびサイドハルの摩擦成分が支配的であると考え響を考慮したストリップ法で算出した。

た。一方航走時は、両船型とも停止時の減衰力成分にBW φ& = 2lB33lφaω = 2l 2 B33φaω

揚力成分を加え、造渦成分および摩擦成分に対して前(4)進速度影響を考慮する。以上の考えに基づき、横揺れ

この成分は、前進速度の増加に伴い、一般排水量型船

減衰力の成分分離型推定法を構築することとした。

型では主に船首尾での造波干渉によりハンプ・フォロ

三胴船の主船体による横揺れ減衰力は、一般排水量

ーをもち、Ω(= ωU/g)が 0.25 付近でピークを持つことが型単胴船用の池田らの推定法をそのまま用いて算出す

知られており、池田らの推定法では、この性質が考慮ることとし、以下に、双胴船のデミハルまたは三胴船されている 3) 。しかしながら、本研究で対象とした高速のサイドハルによる造渦成分、造波成分、揚力成分、多胴船の実験結果からは、複数の胴で生じる波の干渉

摩擦成分の算出方法について順に示す。

のためなのか、前述のような前進速度の増加に伴う造4. 1. 1

造渦成分

波干渉は顕著に表れなかったため、この影響は無視す

横揺れに伴う船底周りの流れの可視化から、三胴船ることとした。

ではサイドハル下端、双胴船では四角い断面を持つ船

揚力成分

4. 1. 3

尾部外側ビルジ部からの渦放出が顕著であり、その渦揚力成分は前進速度の増加に比例して大きくなり、一の様子はバージ船型のものと良く似ていた。そこで、

般排水量型単胴船においては、フルード数が 0.2 を超え

バージ船型用の横揺れ減衰力計算法を援用し、船底にる範囲で支配的な横揺れ減衰力成分となる。多胴船に2)作用する圧力の分布を決定し 、船底に沿って圧力と回おいても、同様に航走時の支配的な成分となると考え

転中心からのレバーを掛け合わせた値を積分 8) して造られる。同成分の推定は、池田らの推定式のモーメン

渦による横揺れ減衰力モーメントを求めた。なお、剥トレバーに修正を施した次式

離点での圧力差を求める時に用いる圧力係数は、参考
文献 2)中の Fig.20 (pp.60) の矩形断面の実験値を参考
BL =に、CP=1.2 とした。さらに、造渦成分の前進速度影響
は、一般排水量型船型に用いられている計算方法 1)
BE(0.04 K ) , K = L PP ω=
B E 0 (0.04 K )2 + 1
U

⎛
1
OG ′
OG ′ 2 ⎞⎟,+ 0.7
ρS LUk N l 0' l R' ⎜⎜1 − 1.42l′R
l 0′ l ′ R ⎟⎠
⎝
kN =

2

(3)

をそのまま用いることとした。（式中、 BE0 と BE はそ

2π d
L pp

(5)

を用いた 3)。なお、デミハルやサイドハルは船体の中心

れぞれ停止時および航走時の造渦成分。）計算にあた

軸から離れているため、(5)式中 l’0、l’R、OG’は、Fig.12っては、簡単のために双胴船のデミハル船尾部を矩形に従って算出し、 SL は、船体の横投影面積とした。

断面に近似し、三胴船のサイドハルを三角形断面に近G

Aft section of demihull

似した。また、船体の圧力分布の形状を Fig.11 に示す。
G

OG'
lR'

Aft section of catamaran

l0'

W.L

O
0.3d 0.5d

W.L
out side bilgeof demihull

Fig.12

Coordinate system to calculate l’0 and l’R andOG’.
Fig.11 Assumed profile of pressure distribution on
demi-hull.

－ 59 －

4. 1. 4

φa =3, T=0.9

0.3 B44摩擦成分

全長 2m 程度の一般排水量型船型において、この成分
は全横揺れ減衰力の 8～12%程度を占める。ここで対象

0.2
BLとする多胴船は、一般排水量型船型に比べて喫水が浅
いため、浸水表面積が小さく同成分の全横揺れ減衰力0.1
BEに占める割合はさらに小さくなると考えられる。同成

BF

分は、船体を垂線間長と喫水が等しい平板と仮定し、0さらに船体中央から左右に離れた位置にある船体の運

0

⎛
8
U ⎞⎟
ρS f φ a ωl 3 C f ⎜1 + 4.1⎜
3π
ωL pp ⎟⎠
⎝

Cf =

1.328
Rn

, Rn =(6)

4φ a ld
Tν

Fn

0.2
0.4
0.6
: Estimated.
Measured.
BF : Friction component.
BW : Wave making component.
BE : Eddy making component.
BL : Lift component.
:

動を上下揺れと仮定し、次式
BF =

BW

Fig.13Roll damping of the catamaran at T=0.46[sec.].

φa =3, T=0.46

0.3 B44によって算出した。なお、レイノルズ数算出時の代表
速度は、加藤の式と同様に一揺れ間の平均速度とし、0.2

代表長は喫水とした 6)。また、同成分の前進速度影響には田宮の式を用いた。

4. 2

BL

0.1

推定結果と実験結果の比較

双胴船の横揺れ減衰力の推定結果と実験結果の比較
を Figs.13～ 15 に示す。横揺れ周期が最も長い T=1.5[sec]

BE
0

0
:

の Fig.15 では、推定値は実験値の前進速度影響を概ね

BF :
BW :
BE :
BL :

表現できているものの推定値は実験値に比べて前進速度に関係なく一様に過大評価となっている。さらに、最も周期の短い T=0.46[sec]の Fig.13 では、推定値は実

BW

BF

Fn

0.2
0.4
0.6
: Estimated.
Measured.
Friction component.
Wave making component.
Eddy making component.
Lift component.

験値の複雑な傾向を表現できず、さらに全般的に過小評価となっている。推定結果が悪くなる主だった原因

Fig.14

Roll damping of the catamaran at T=0.9[sec.].

としては、造波成分の推定精度に問題があり、停止時には Fig.3、航走時には Figs.16～ 18 に見られる双胴間

φa =3, T=1.5

0.3 B44の複雑な波の干渉影響を考慮する必要があると考えら
れる。

0.2

三胴船の横揺れ減衰力の推定結果と実験結果との比較を Figs.19 ～ 21 に示す。同図から、周期が最も短い

BL
0.1

T=0.6[sec]の Fig.19 中低速域を除いては、推定値と実験
値は良い一致を示している。この周期が短く低速の状
態は Fig.5 の状態に一致し、同写真に見られる胴間の波

BE
0

0

の干渉影響を考慮していないためであり、三胴船では

BF :
BW :
BE :
BL :

その他の状態では胴間に顕著な波の干渉は見られなかったため、推定値は実験結果を上手く表現できたと考えられる。前述したように、対象とした三胴船の横揺れ固有周期は、模型スケールで 0.98～ 1.31[sec]程度であり、このことを考慮すれば、同調横揺れやパラメトリ
ック横揺れの発生の有無についての性能評価においては、本推定法が有用であると考えている。

－ 60 －:

Fig.15

BF

BW

Fn

0.2
0.4
0.6
: Estimated.
Measured.
Friction component.
Wave making component.
Eddy making component.
Lift component.

Roll damping of the catamaran at T=1.5[sec.].

φa =5, T=0.8

B44
0.12
0.08
0.04
0

Fig.16 Wave profile between hulls for the catamaran at

BL–S

BE–S
BF–S

B44m

0.2

0.4

0

BW–S

Fn
0.6

: Measured.
: Estimated.
B44m : Roll damping coefficient of main hull.
BW–S : Wave making component of side hull.
BF–S : Friction component of side hull.
BE–S : Eddy making component of side hull.
BL–S : Lift component of side hull.

Fn=0.16, T=0.46[sec.].

Fig.20Roll damping of the trimaran at T=0.8[sec.].

φa =5, T=1.2

B44
0.12

Fig.17 Wave profile between hulls for the catamaran at0.08

Fn=0.31, T=0.46[sec.].

BL–S

0.04

BE–S
0

0

B44m

BF–S
0.2

BW–S

0.4

Fn
0.6

: Measured.
: Estimated.
B44m : Roll damping coefficient of main hull.
BW–S : Wave making component of side hull.
BF–S : Friction component of side hull.
BE–S : Eddy making component of side hull.
BL–S : Lift component of side hull.

Fig.18 Wave profile between hulls for the catamaran at
Fn=0.64, T=0.46[sec.].

Fig.21

φa =5, T=0.6

B44

Roll damping of the trimaran at T=1.2[sec.].

0.12

5．結
0.08
0.04
0

言

一般排水量型単胴船型と大きく異なる高速多胴船型

0として、波浪貫通型双胴船と高速三胴船を対象に、そ

BL–S

BE–S
BF–S

B44m

0.2

0.4

BW–S

の横揺れ減衰力を実験により計測するとともにその特Fn

徴を調査し、その簡易推定法を構築する事で以下の結

0.6

論を得た。

: Measured.
: Estimated.
B44m : Roll damping coefficient of main hull.
BW–S : Wave making component of side hull.
BF–S : Friction component of side hull.
BE–S : Eddy making component of side hull.
BL–S : Lift component of side hull.

Fig.19

1. 波浪貫通型双胴船の場合、デミハルが造る波の波長と双胴間距離との関係で、双胴間に波がトラップされる現象がみられ、造波成分として大きな影響を持つ。

2. この造波成分は、停止時に周波数影響として現れるが、双胴間に一波長の波がトラップされる横揺れ周期域を除いては前進速度の増加に伴い急激に減少

Roll damping of the trimaran at T=0.6[sec.].

する。

3. デミハルからの渦放出が流場観察により確認された。静止時の造渦成分は横揺れ振幅角の影響として表れるが、前進速度の増加に伴いこの横方向の渦放－ 61 －

出は前後方向の渦放出へと急激に遷移し、前進速度

Characteristics of Fishing Boats with and without Driftに伴う揚力成分として現れる。

Motion, International Shipbuilding Progress, Vol.51,

4. 高速三胴船の場合、その横揺れ固有周期は双胴船に比べて一般に長く、一方胴間の距離が短いため、サ
イドハルの造る波が胴間で捕らえられる現象は顕著でなく、造波成分による周波数影響は殆ど現れない。

5. サイドハルでは大きな渦放出が見られ、静止時の横揺れ減衰力の振幅影響ならびに周波数影響として現れるが、前進速度の増加に伴いこの横方向の渦放出は前後方向の渦放出へと緩やかに遷移する。しかし、サイドハルの横投影面積が小さいため、前進速
度に伴う揚力成分は比較的小さく、前進速度の増加に伴う横揺れ減衰力の増加は緩やかである。

6. ここで構築した簡易推定法は、三胴船では横揺れ固有周期付近において精度良く横揺れ減衰力を推定することができることを確かめた。一方、双胴船では造波成分の推定には双胴間の干渉影響が重要であること、粘性成分の推定では振幅影響および前進
速度影響を定性的に表せることを確認した。

謝辞

この研究を行うにあたり、横揺れ減衰力推定法 1)-3)に関して終始貴重なご助言を頂いた大阪府立大学大学
院工学研究科池田良穂教授に心から御礼申し上げる。

参 考 文 献1) 池田良穂：横揺れ減衰力 , 運動性能研究委員会・第1 回シンポジウム , 1984, pp.241-250．
2) 池田良穂 , 姫野洋司 , 田中紀男：裸殻の横揺れ造渦
減衰力について , 日本造船学会論文集 , 第 142 号 ,1977, pp.59-69．
3) 池田良穂 , 姫野洋司 , 田中紀男：前進時の横揺れ減
衰力成分について , 日本造船学会論文集 , 第 143 号 ,1978, pp.113-125．
4) 大楠丹：Multihull Ship の波の中の運動について , 西部造船会々報 , 第 40 号 , 1970, pp.19-47．

5) Toru Katayama, Masanori Kotaki, Yoshiho Ikeda ： A
Study on the Characteristics of Roll Damping ofMulti-hull Vessels, Proceedings of the 9th International
Ship Stability Workshop, 2007.
6) 加藤

弘：船の横搖れに対する摩擦抵抗について ,造船協会論文集 , 第 102 号 , 1958, pp.115-122.

7) Y. Ikeda, T. Fujiwara and T. Katayama： Roll Dampingof a Sharp-Cornered Barge and Roll Control by New
Type Stabilizer, Proceedings of the Third International
Offshore and Polar Engineering conference, Vol.3,
1993, pp.634-639.
8) B. Ali, T. Katayama and Y. Ikeda ： Roll Damping－ 62 －

No. 2/3, 2004, pp.237-250.

2.3.1 㜞ㅦਃ⢵⦁ߩᠲ❑ᕈ⢻ߦ෸߷ߔࠕ࠙࠻࡝ࠟ࡯㈩⟎ߩᓇ㗀
広島大学大学院工学研究科 安川 宏紀

X0

1. 緒 言xU1)2)

響について考える。

TW2型三胴船の操縦性に関する研究，寺尾による三胴型ボートの

δ2

操縦性に関する研究 5) がある。しかしこれらの研究で対象とし

δ1

ψ

ている船は，本報で対象とする高速三胴船とは船型的に大きく異y

TW1

三胴船の操縦性に関する研究例として，Shigehiro 等による小
4)

u

r

G

。本報では，三胴船の操縦性に及ぼすアウトリガー配置の影
2)

β

-v

先に，高速三胴船の抵抗性能と曳き波性能ならびに正面向波中での波浪動揺に及ぼすアウトリガー配置の影響について報告した

Path of C.G.

なっている。Lee 等は，艦艇を対象とした三胴船模型を用いて，PMM 試験によって操縦流体力を計測し，操縦性能について議論

Y0

0

している 6) 。これによると，三胴船は針路安定性に優れているこ

Fig. 1 Coordinate systemsとが示されている。しかし，アウトリガー配置によって，操縦流
体力微係数がどのように変化し，その結果操縦運動がどのように変化するのかを示した例はないようである。

の操縦運動方程式は次のように表される。

本論文では，L/B = 8.0, B/T = 3.57(ただし L, B, T は三(m + mx )u̇ − (m + my )vr(m + mx )ur + (m + my )v̇(Izz + Jzz )ṙ

胴船主船体部の長さ，幅，喫水) と比較的幅広な主船体部を持つ三胴船の模型船を用いて，アウトリガー配置を 3 通り変更させて斜航試験や CMT(Circular Motion Test) を行い，主船体に関する操縦流体力特性を把握した。その特性を用いて，操縦運動シ

=
=
=

⎫

X ⎬
Y
⎭
N

(1)

式中，m, Izz は船の質量と慣性モーメント，mx , my , Jzz は付

ミュレーション計算を行い，操縦運動に及ぼすアウトリガー配置

加質量ならびに付加慣性モーメントである。この (1) 式を数値的の影響について調査検討した。

に解くことにより，操縦運動を求めることができる。
運動方程式の外力成分 X, Y, N の表示にあたり，船体ミドシッ

2. 操縦運動方程式

プ位置における流体力成分を用い，次のように表す。

Fig.1に示すような船尾に 2 基のウォータージェット推進器を備えた三胴船を考える。ウォータージェットノズルのバケット角
δ を動かすことにより，ウォータージェットによる推力 TW の向きを変えて操船しているものとする。
Fig.1に本論文で使用する座標系を示す。まず空間に固定された座標系 O − X0 Y0 Z0 を考える。X0 − Y0 平面を静水面に一致させ，Z0 軸を鉛直下方にとる。X0 軸に対し方位 ψ を定義する。船の重心位置 G に原点を一致させ，船の前方に x 軸方向を，
船体横方向に y 軸をとり，空間に対し鉛直下向きに z 軸をとる。
図中，u, v, r は船の前進方向速度成分，横方向速度成分，回頭角√
速度を表す。β は船体斜航角，U は船速であり U = u2 + v 2と定義される。
次に，シミュレーション計算の基礎となる運動方程式ならびに
流体力の数学モデルについて述べる。船体固定系で定義される船

X

=

XH +

2


TW i cos δi

i=1
2

Y



TW i sin δi

=

YH −

=

⎪
⎪
⎪

⎪
⎪
NH −
TW i (xT i sin δi − yT i cos δi ) ⎪
⎪
⎪
⎪
⎪
i=1
⎪
⎭
i=1
2

N

⎫
⎪
⎪
⎪
⎪
⎪
⎪
⎪
⎪
⎪
⎪
⎪
⎬
(2)

−xG Y

ここで，XH は船体自身に作用する前後方向の流体力，YH , NH
は船体自身に作用する横力と回頭モーメント，TW i は i 番目のウォータージェットの推力，(xT i , yT i ) はミドシップを原点にとったときの i 番目のウォータージェットの位置を表す。xG も同様にミドシップを原点にとったときの重心の前後位置座標である。

－ 63 －

XH , YH , NH は次のように表される。
XH

=

YH

=

NH

=

Table 1 Principal dimensions of center hull⎫1(βm , r  ) − R0 ⎪
ρLT U 2 XH
⎪
⎪
2
⎬
1
2 

ρLT U YH (βm , r )
2
⎪
⎪
⎪
1 2
⎭
2 

ρL T U NH (βm , r )2length (Lpp /L)
max. breadth (B)draft (T )wetted surface area (S)volume (∇m )
L/B
B/T

(3)

式中，R0 は直進時の船体抵抗であり，ITTC1957 の摩擦抵抗係

Table 2 Principal dimensions of outrigger数の式と剰余抵抗係数の組合せで計算する 1) 。ρ は水の密度，Llength (l)max. breadth (Bo )draft (To )wetted surface area (So )volume (∇o )l/Ll/Bo
Bo /Toは船長, T は喫水である。XH, YH , NHが流体力係数に相当し，船の斜航角 βm と無次元回頭角速度 r  (= rL/U ) の関数になる。
なお，βm はミドシップ位置における斜航角であり，次式で定義
される。

βm

=

tan−1

2.00m
0.25m
0.07m
0.452m2
0.0130m3
8.00
3.57

 −v + x r 
G

u

0.75m
0.05m
0.031m
0.0487m2
0.00043m3
0.375
15.00
1.61



XH
, YH , NH
は，次のような微係数表示で表す。

XH

=

YH

=


NH

=


2


Xββ
βm
+ Xβr
βm r  + Xrrr 23
Yβ βm + Yr r  + Yβββ
βm

2 


+Yββr βm r + Yβrr βm r 2 + Yrrrr 33Nβ βm + Nr r  + Nβββ
βm

2 


+Nββr βm r + Nβrr βm r 2 + Nrrr
r

⎫
⎪
⎪
⎪
⎪
⎪
⎪
⎬
⎪
⎪
⎪
⎪
⎪
⎪
3 ⎭

• X/Lpp =0.5 を三胴船前 (Tri-F)• X/Lpp =0.65 を三胴船中 (Tri-M)(4)• X/Lpp =0.8125 を三胴船後 (Tri-A)と記載する (Fig.3参照)。それらは，前報 1) におけるを意味する。Tri-F では主船体とアウトリガーのミドシップ位置が
Xββ, Yβ , Yr , Nβ , Nr 等は操縦流体力微係数と呼ばれる。

一致する。また，Tri-A では，主船体とアウトリガー後端位置が一致する。さらに比較のため，三胴船の主船体部だけを取り出し

3. 水槽試験の概要て単胴船とみなした場合 (単に，単胴船もしくは Mono と記載)の試験を実施した。

水槽試験は，広島大学工学部船型試験水槽で実施された。

3.1

Tri-F

供試模型船

Tri-M

Tri-A

Table 1, 2に水槽試験で使用した三胴模型船の主船体およびアウトリガーの主要目を示す。要目は，主船体ならびにアウトリ
ガーがそれぞれ単独の船とした場合の値である。従って，三胴船としての船の排水容積は主船体のそれとアウトリガーのそれの 2倍の和となる。なお，主船体の方形係数は約 0.42 である。

Fig.2に主船体とアウトリガーのボディプランを示す。S.S.1
毎のフレームラインを図示している。垂線間長ベースのフルード
数 (Fn ) で 0.65 を超えるような高速域を対象としているため，Fig. 3 Outrigger arangements

ハードチャイン船型とした。

3.3

Fn = 0.35 において斜航試験と CMT(Circular MotionTest) を実施した。計測にあたり，船体のトリム変化は自由とし，船体の上下運動 (船体沈下や浮上) と横傾斜 (ヒール) は固定とした。
試験では，船体ミドシップに設置した 3 分力で，船体に作用する前後力 (XH )，横力 (YH )，回頭モーメント (NH ) を計測した。それらは，次式に従って無次元表示した。

Fig. 2 Body plan of center hull and outriggers

3.2

計測と解析

アウトリガー位置

アウトリガーの船幅方向位置は Y /B =1.0 とした。そのとき


XH, YH =の三胴船模型の最大幅は 0.80m となる。Y は主船体サイドからアウトリガーセンターまでの距離を意味する。船長方向には，

X/Lpp =0.5, 0.65, 0.8125 の 3ヶ所変更した。X は主船体 FPからアウトリガーミッドシップまでの距離を意味する。本論文では，区別のため，

XH , YHNH, NH=(1/2)ρLpp T U 2(1/2)ρL2pp T U 2

これらは，(4) 式で表される微係数表示に従い，最小自乗法を用いて，操縦流体力微係数を求めた。

－ 64 －

−20

0
0

20

0.2 YH’βm(deg)

NH’
0.05

−0.01

0.1

βm(deg)

−0.02

0
0

−20

−0.03

−0.1

−0.04 XH’

−0.2

20

βm(deg)
0
0

−20

Tri−A
Tri−M
Tri−F
Mono

20
Tri−A
Tri−M
Tri−F
Mono

fitting

fitting−0.05

Fig. 4 Comparison of oblique towing test results
4. 水槽試験結果

Table 3 Comparison of hydrodynamic derivatives

Xββ

Xrr

Xβr − myYβYr − mx

Yβββ

Yββr

Yβrr

Yrrr
Nβ
Nr

Nβββ

Nββr

Nβrr

Nrrr

Fig.4にアウトリガー配置を変化させた場合の斜航試験結果を
示す。XHは単胴船の全抵抗だけが低く線が離れているものの，

アウトリガー配置が異なる 3 つの三胴船の結果は似たようなものとなっている。この XHには直進時の抵抗成分が含まれていることに注意が必要である。YH は同一の斜航角において単胴船の絶対値だけが小さく，3 つの三胴船の結果は似たようなものとなっている。三胴船の場合には，アウトリガー自身が発生する
揚力成分が付加されるものとなるため，単胴船よりも値が大きく
なる。NHは同一の斜航角において Tri-A の絶対値だけが小さ

く，単胴とその他の三胴船 (Tri-M, Tri-F) の結果は似たものとなっている。船尾部に配置されたアウトリガーに作用する横力は，モーメントレバーの関係で，回頭モーメントの絶対値を減少させる方向に作用する。これが，Tri-A の回頭モーメントだけが小さい理由である。

Mono-0.0388-0.0216-0.0453
0.1821-0.0334
2.0372-1.4955
0.2678-0.0833
0.0957-0.0126
0.4325-0.47170.0039-0.0417Tri-F-0.0573-0.0236-0.03200.2199-0.0185
2.5219-1.63130.2572-0.1583
0.0851-0.01250.4749-0.4356
0.0285-0.0500

Tri-M-0.0527-0.0205-0.04320.2301-0.0173
2.5449-1.1901
0.2160-0.1333
0.0895-0.01090.3806-0.52070.0554-0.0583

Tri-A-0.0445-0.0345-0.0557
0.2507-0.0018
2.0527-0.5703
0.3355-0.0250
0.0663-0.0089
0.3355-0.6877-0.0011-0.0583

CMT で計測された主船体に作用する前後力，横力，ミドシッ




∗

プ周りの回頭モーメント係数 XH, YH∗ , NH
を Fig.5に示す。
∗
XH, YH∗ は次を意味する。


∗
XH


YH∗


5. 実機の操縦運動シミュレーション





=


XH
− (m + my )r  sin βm − R0=YH − (m + mx )r  cos βm

5.1

シミュレーション計算の概要得られた操縦流体力微係数を使って，三胴船の操縦運動をシ(5)ミュレートする。想定した実機の三胴船の主要目を Table 4に示∗
XH, YH∗ には，r  = 0 のとき，模型船の質量ならびに付加質量の影響が混入することに注意が必要である。
得られた結果は，(4) 式で表される表示に従い，操縦流体力微係数を求めた。Table 3に得られた操縦流体力微係数の比較を示す。また，Figs.4, 5には，微係数表示の精度を確認すべくフィッ
ティングの結果が点線で記載されている。Table 3から，線形微係数について次のことが分かる。Yβ は単胴から三胴船，Tri-F
から Tri-A の変化に対し値が大きくなる。Yr − mx は単胴から三胴船，Tri-F から Tri-A の変化に対し絶対値が小さくなる。
Nβ は単胴から三胴船，Tri-F から Tri-A の変化に対し値が小さくなる。Nr は単胴から三胴船，Tri-F から Tri-A の変化に対し絶対値が小さくなる。単胴から三胴船，Tri-F から Tri-A の変化に対して，斜航運動モードによる着力点 (Nβ /Yβ ) は小さくな
り，旋回運動モードに関する着力点 Nr /(Yr − mx − m ) は，単
胴および三胴船とも同程度の値となる。その結果，斜航運動モードによる変化が効いて，単胴から三胴船，Tri-F から Tri-A の変化に対して，針路安定性が改善される方向に変化する。船尾位置に設けたアウトリガーは，単胴船の船尾に装着したスケグのような役割を果たしていると考えられる。

す。水槽試験に用いた船を単にスケールアップしたものである。

Monohull は三胴船 (Trimaran) の主船体部をとりだしたものである。
Table 4 Principal dimensions of trimaran andmonohull in fullscale
lenght (Lpp )max. breadth (Bmax )draft (T )displacement (Δ)

Trimaran
100.0m
40.0m
3.5m
1775.9ton

Monohull
100.0m12.5m
3.5m
1664.6ton

操縦運動は，先に述べた運動方程式をルンゲ・クッタ法で数値的に解いて求めた。Table 5に微係数以外のシミュレーション計
算で用いた係数等を示す。計算に必要な付加質量係数 (mx , my ,Jzz) は元良チャートの結果をベースとした推定値である。κzz
は旋回に関する慣動半径であり推定値である。
ウォータージェット推力は，Fig.6に示すような特性を持つと仮定した。直進航行時のウォータージェット推進器の推力は 1 基あたり約 23ton であり，それを 2 基装備しているものとした。

－ 65 －

−20

0
0

20
βm(deg)Monor’=−0.2r’=−0.1
r’=0.0r’=0.1r’=0.2
fitting

Mono
−0.01

−0.02

0.2 YH*’

0.1

0
0

−20

NH’
0.05

βm(deg)20−20βm(deg)

0
0

20
Mono

−20

−0.03

−0.1

−0.04 XH*’

−0.2

0
0

r’=−0.2r’=−0.1
r’=0.0r’=0.1r’=0.2
fitting−0.05
20βm(deg)Tri−Fr’=−0.2r’=−0.1
r’=0.0r’=0.1r’=0.2
fitting

Tri−F
−0.01

−0.02

0.2 YH*’

0.1

0
0

−20

NH’
0.05

βm(deg)20−20βm(deg)

0
0

20
Tri−F

−20

−0.03

−0.1

−0.04 XH*’

−0.2

0
0

r’=−0.2r’=−0.1
r’=0.0r’=0.1r’=0.2
fitting−0.05
20βm(deg)Tri−M
r’=−0.2r’=−0.1
r’=0.0r’=0.1r’=0.2
fitting

Tri−M
−0.01

−0.02

0.2 YH*’

0.1

0
0

−20

NH’
0.05

βm(deg)20−20βm(deg)

0
0

20
Tri−M

−20

−0.03

−0.1

−0.04 XH*’

−0.2

0
0

−0.05
20
βm(deg)Tri−A
r’=−0.2r’=−0.1
r’=0.0r’=0.1r’=0.2
fitting

Tri−A
−0.01

−0.02

r’=−0.2r’=−0.1
r’=0.0r’=0.1r’=0.2
fitting−20

0.2 YH*’

NH’
0.05

0.1

0
0

βm(deg)20−20βm(deg)

0
0

20
Tri−A

−0.03

−0.1

−0.04 XH*’

−0.2

−0.05

Fig. 5 Comparison of circular motion test results－ 66 －

r’=−0.2r’=−0.1
r’=0.0r’=0.1r’=0.2
fittingシップよりも後方に配置した Tri-M, Tri-A の Dt は，単胴船のTable 5 Coeﬃcients and values used in maneuvering simulations
Mono
0.00090.08210.0093-0.0432
0.250

Tri-F
0.00100.09430.0098-0.0408
0.254

Tri-M
0.00100.09430.0101-0.0502
0.257

Tri-A
0.00100.09430.0110-0.0604
0.266

不安定性が改善されたと見るのが妥当である。

4

Tri−F

Tri−M

Tri−A

Mono

X/L

mx
my

Jzz
xG /L
κzz /L

それよりも顕著に大きくなっているが，本船の場合はむしろ針路

3抵抗性能については，先に報告した結果 1) を用いた。そのとき，単胴船，三胴船の直進航行時の船速は，Table 6に示す通りで2あった。船長をベースとしたフルード数で，約 0.40〜0.44 となる。このフルード数レンジでは，Tri-A の剰余抵抗が大きく，最1も性能が悪い。今回の流体力微係数の計測が Fn = 0.35 で行われていること，Fn = 0.65 のような高速域での船の操縦運動計算

0

法は未だ確立していないことから，ここでは Fn = 0.4 程度の船速を対象とすることとした。

−1−1TW(tonf)
25

0

1

2

3 Y/L 4

Fig. 7 Simulation results of turning trajectories(δ = 30deg)

20
15

Table 7 Comparison of turning indices
10

Ad /L
Dt /L

5
0

0

10

20

30

U(kn)

Mono
3.18
2.28

Tri-F
3.23
2.07

Tri-M
3.29
2.81

Tri-A
3.54
3.83

40

6. 結 言Fig. 6 The ウォータージェット thrust curve assumed

三胴船の模型船を用いて，アウトリガー配置を 3 通り変更させ，斜航試験や CMT(Circular Motion Test) を行い，Fn = 0.35における三胴船に作用する操縦流体力特性を把握した。その特性

Table 6 Initial speed for maneuvering simulation
initial speed

Mono
27.0knTri-F
26.2knTri-M
26.1knTri-A
24.4knを用いて，操縦運動のシミュレーション計算を行い，旋回性能に及ぼすアウトリガー配置の影響について調査検討した。その結果，次のことが分かった。三胴船のアウトリガー位置をミドシップ

5.2

よりも後方に配置すればするほど，針路安定性が良くなり，その計算結果

反面旋回性能が悪くなる。三胴船のアウトリガー位置をミドシッ

Fig.7に，ノズル角 30deg の旋回航跡の比較を示す。単胴船は，明らかな針路不安定船であり，かなりの大きさの不安定ループが認められた。これは本船船尾のカットアップが顕著な上，ウォー
タージェット推進船であり，舵や付加物がなく，船尾横抵抗が小さいためであると考えられる。実際には，船尾スケグの装着が必要であると考えられるが，本論はアウトリガー位置による三胴船
操縦性能の定性的な把握が目的であるため，特に対策は施さないものとした。Fig.7から分かるように，単胴船 (mono) と Tri-F
が似たような航跡を示し，Tri-M, Tri-A とアウトリガー位置が後方に移動するにつれて，旋回径が大きくなる。この傾向は，流体力微係数の変化から予想されるものと同じである。
Table 7に，旋回縦距 (Ad )，旋回径 (Dt ) の比較を示す。単胴船と比較して，三胴船の Ad がやや増加している。これは排水量や慣性モーメントの増加によると考えられる。Dt を見ると，
Tri-F のそれは Mono よりも小さくなっており，針路不安定の傾向が一層強まっているように見える。アウトリガー配置をミド

プ付近に配置すると，針路安定性が単胴船と同等もしくは悪くなる。本船の場合，これは望ましくない結果であった。単胴船自身の針路安定性がまずは重要であり，それを目安にアウトリガー配置の決定を行う必要があると考えられる。操縦性の見地から見た三胴船のアウトリガーは，単胴船の船尾に装着したスケグと類似の作用があり，そのように解釈すると理解が容易である。

－ 67 －

参 考 文 献1) 安川宏紀，平田法隆，小瀬邦治：高速三胴船の性能に及ぼすアウトリガー配置の影響 (第 1 報：抵抗と曳き波)，日本船舶海洋工学会論文集 第 1 号 (2005), pp.77-83.
2) 安川宏紀，平田法隆，小瀬邦治：高速三胴船の性能に及ぼすアウトリガー配置の影響 (第 2 報：正面向波中での波浪動揺)，日本船舶海洋工学会論文集 第 2 号 (2005), pp.189195.

3) 安川宏紀，平田法隆，小瀬邦治：高速三胴船の性能に及ぼすアウトリガー配置の影響 (第 3 報：操縦性)，日本船舶海洋工学会論文集 第 2 号 (2005), pp.197-203.
4) Shigehiro, R., Kuroda, T., Aguilar, G. D. andKatayama, T.: Characteristics of Maneuvering Motions of Philippine Outrigger Craft, 関西造船協会論文集 第 238 号 (2002), pp.113-120.
5) 寺尾 裕，石田和久，荻須俊輔：トリマラン艇の旋回性能について，関西造船協会論文集 第 241 号 (2004), pp.41-46.
6) Lee, J. T., Kang, K. J., Lee, C. J., Kim, S. Y. andChoi, Y. R.: Hydrodynamic Performance of a 2,500ton Class Trimaran, Proc. New S-Tech 2002, 3rd Conference for New Ship and Marine Technology, Kobe
(2002), pp.295-305.

－ 68 －

2.3.2 高速三胴船の操縦運動特性に関する基礎的研究
大阪府立大学大学院工学研究科
大阪府立大学工学部海洋システム工学科 4 年

1. 緒

言

操縦運動時の滑走艇は、その航走姿勢（喫水、トリム
角、横傾斜角）が時々刻々と変化し、この姿勢変化が操縦運動自身に影響すると考えられる。そこで、著者の一
人はこれまでの研究 1)-4)で、滑走艇の操縦運動が航走姿勢に与える影響を実験的に調査すると共に、その姿勢変化
が操縦流体力に与える影響についても実験的に調査し、操縦運動で航走姿勢が変化する滑走艇用の操縦運動シミュレーション法を構築した。そして、旋回試験のシミュ
レーションを実施し実機での実験結果と比較することでその妥当性を検証した。
本研究では、この操縦運動時の航走姿勢変化の影響を考慮できる操縦運動シミュレーション法を用いて、近年
欧州を中心として開発・設計が行われている多胴船の操縦性能について調査した。ここで対象とする三胴船は、メインハルを細長くしサイドハルを付加することで単胴型と双胴型の中間的な耐航性能および復原性を狙い、その運航限界を高めたといわれている 5)6)。このため、高速での旋回や周期的な進路変更を行う際には、比較的大きな横傾斜を伴うものと考えられる。そこで、まず横傾斜の影響の考慮の有無が、旋回性能評価に与える影響を調査し、横傾斜の影響を考慮する必要があることを確かめた。そして、操縦運動時の姿勢変化の影響を考慮できる
本手法を用いて、サイドハルの前後位置を変化させた場合の旋回試験、スパイラル試験、Z 操縦試験のシミュレ
ーションを実施し性能評価を行った。

角と喫水を系統的に変化させた PMM 試験から得られる
流体力データを用いて、3 自由度連成運動方程式(surge, sway, yaw)を解く。(1)～(3)に船体中心線上の任意の位置に原点を持つ 3 自由度運動方程式を示すと共に、その座標系を Fig.1 に示す。

m (u& − ur − xG r 2 ) = X u& ⋅ u& + X (u ) − FT cos δm(v& + ur + xG r&) = Yv& ⋅ v& + Yr& ⋅ r& + Yv ⋅ v + Yr ⋅ r − FT sin δ( I ZZ + mxG 2 )r& + mxG (v& + ur )= N v& ⋅ v& + N r& ⋅ r& + N v ⋅ v + N r ⋅ r − FT xR sin δ

(1)
(2)
(3)

なお、後述するが、(1)～(3)式中の流体力係数は、必ずしも一定値ではなく、航走姿勢、操縦運動の速度・加速度により変化する。
x0+ψPath of C.G.

X
x

U
+β u
-v
G
+δ

2. 操縦運動推定法
操縦運動時の航走姿勢変化を厳密に考慮して操縦運動を推定するためには、6 自由度運動方程式を解く必要がある。しかし、そのために必要となる流体力の推定計算や計測実験は、非常に煩雑である。そこで、旋回試験と Z操縦試験をシミュレーションすることを目的とし、操縦運動時の航走姿勢変化のうち、特に操縦流体力に及ぼす影響の大きな要素のみを考慮した簡易操縦運動推定法を構築した 4)。この推定法は、これまでの研究 1)-3)で得られた以下の結果に基づいて構築されている。
① 操縦運動時の航走姿勢（浮上量、トリム角、横傾斜角）は前進速度と斜航角に大きく影響される② 斜航流体力はこの航走姿勢の影響を顕著に受ける③ 操縦流体力は操縦運動速度および加速度に比例する成分が支配的であり、斜航試験と PMM with Pure
Yaw 試験で概ね決定できる④ PMM with Pure Yaw 試験で得られる流体力は浮上量、トリム角の影響を受けるが、横傾斜角の影響はあまりない
以上より、航走姿勢を自由とした斜航試験およびトリム

片山 徹
藤井 春菜

O

r
N

y
Y

y0

Fig.1 Coordinate system of the maneuvering motion
simulation.
2. 1 姿勢自由斜航試験
前述の①②に従い、模型船の上下揺れ、縦揺れ、横揺れを自由とした状態で斜航試験を行い、その時に船体に働く流体力（前後力 Xu u、横力 Yv v、回頭モーメント Nv v）と、その時の航走姿勢（浮上量、トリム角、横傾斜角）を計測する。曳航点を推力軸上にとり、その方向は推力
軸方向に合わせることが望ましいが、本研究で実施した実験では可能な限り低い位置に曳航点を取り、その方向は常に水平とした。実験で計測した流体力係数および航走姿勢は、前進速度と斜航角から得られる船首方向速度と横方向速度で整理する。実験状態図および座標系を
Fig.2 に示す。

－ 69 －

推力方向のみを変化させる単純なものとした。
2. 4 操縦運動シミュレーションの概要
Fig.4 に操縦運動シミュレーションの計算過程をフローチャートで示し簡潔に説明する。
まず、舵角ゼロかつ一定速度で直進する状態を仮定する。斜航角 β=0 時の斜航試験結果から、このときの航走
姿勢ならびに推力が決定される。以降、操縦運動シミュ
レーションでは推力 FT を一定とする。各時間ステップで、操縦運動方程式中の流体力係数を決定し、4th order Runge
Kutta 法で方程式を解き進める。流体力係数は、以下のよ
うにして決定する。ある時間ステップ n での前進速度 Un
および横方向速度 vn に基づき、姿勢自由斜航試験データから、斜航流体力係数 Yvn、Nvn を決定すると共に航走姿
勢（トリム角 τn、喫水 dn）を決定する。次に、この姿勢と前進速度 Un および回頭角速度 rn または回頭角加速度に基づき、PMM 試験データから流体力係数 Yrn, Yr&n , Nrn,

Forward
Speed Yaw angleβ (+)

Yaw Moment(+)
Drag Force(+)
Towing point
C.G.

Side Force(+)
Center ofgravity

Top View
3-component
Load Cell

Rise
Z (+)

N r&n を求める。最後に、その他運動方程式に必要な慣性力

C.G.
Heel angle
φ (+)

係数ならびに付加慣性力係数を 2.3 節の方法で求め、その瞬間の舵角により推力の方向を決定する。運動方程式を解くことで、各運動の加速度を算出し、次のステップの
速度 Un+1、vn+1、rn+1 が求められる。

Side Force(+)

W.L.

C.L.

Posterior View
START

Fig.2 Coordinate system of the obliquely towing test.

前進速度 U0

2. 2 PMM 試験
曳航台車に PMM 試験装置(Planar Motion Mechanism)を設置し、6 分力計を介して姿勢を完全に固定した模型船を取り付ける。前述の③④に従い、模型船は直立状態で、そのトリム角および喫水、曳航速度を系統的に変化させて Pure Yaw 試験を行い、その時の横力と回頭モーメントを計測する。Fig.3 に実験での座標系を示す。これら計測
結果には模型船や拘束冶具の慣性力が含まれるため、別途空中での Pure Yaw 試験も実施し、これらの項を取り除
き、Yrr, Nrr, Yr& r& , N r& r& を算出する。この実験では、回頭

前進速度 Un 推力 FT
斜航角 β n 回頭角速度 r n

姿勢自由斜航試験データ
斜航流体力係数
航走姿勢
トリム角 τ n 喫水 d n Yvn Nvn

流体力係数
Yrn Y r&n Nrn N r&n

Runge kutta 法 ３自由度運動方程式

Side Force(+)

END

Fig.4 Flow chart of the maneuvering motion simulation.

3. 高速三胴船の操縦性能特性

Forward
Speed－
YawingC.G

元良チャート
慣性力係数
X u&n Y v&n N v&n

PMM試験データ

モーメントと船首揺れの中心は一致しており、操縦運動
シミュレーションにおける船体固定座標系の原点もこの点とする。この実験で計測した流体力係数は、速度に比
例する成分と加速度に比例する成分に分けて、速度、姿勢、回頭角速度または回頭角加速度で整理する。
TowingC.G. point
Drag Force(+)

舵角 δ

+

Yaw Moment(+)

Top View
Fig.3 Coordinate system of PMM test.
2. 3 その他の流体力係数
運動方程式中の慣性項には設計値を用い、同式中 X u& お

よび Yv& は元良チャート 7)より算出する。 Nv& については、

前述の操縦運動シミュレーションを用い、高速三胴船の操縦性能を調査した。
3. 1 供試模型
2 種類の三胴船 TRI-A, TRI-B を用いて流体力計測実験を行った。なお、TRI-B についてはサイドハルの前後位置を変化させた。Table 1, 2 に供試模型の主要目を示し、Fig.5, 6 に正面線図、Fig.7 に TRI-B のサイドハル前後位置を示す。これら三胴船は、140[m]を超える実在の高速三胴船の主要な数値を参考にして設計した模型である。なお、TRI-A のメインハルは半滑走型の船尾、TRI-B のメイ
ンハルはバトックフロー船尾を持ち、TRI-A よりも TRI-Bの方が各胴は細長い。

これまでに実施した異なる船型での Pure Sway 試験の結果 1)3)を参考に、mxG の 10%とする。なお、推進機はウォータジェットを仮定し、そのモデルはスラスト一定で、－ 70 －

Table 1 Principle particulars of a high-speed trimaran-A(TRI-A).
Model
TRI-A
main
side
overall length: LOA [m]1.5

breadth: B [m]0.125

overall breadth : BOA [m]

0.89
0.087
0.36

depth: D [m]

0.1

0.07

draft: d [m]

0.037

0.012

displacement: W [N]

29.2

0.784×2

initial trim angle [degree]

0.0

length to breadth ratio: LOA/B

12

10.2

Table 2 Principle particulars of a high-speed trimaran-B(TRI-B).
Model
TRI-B
Hull
main
side
overall length: LOA [m]

1.46

0.89

breadth: B [m]

0.091

0.041

overall breadth : BOA [m]0.36depth: D [m]0.087

0.0080

draft: d [m]

0.045

0.035

displacement: W [N]29.7

initial trim angle [degree]

0.823×2
0.0

length to breadth ratio: LOA/B
0.1

14.6

25

(m)
W.L

–0.2

–0.1

0

(m)
0

0.1

0.2

Fig.5 Body plan of the model TRI-A.
0.1 (m)
W.L
–0.2

–0.1

0
0
C.L

0.1

(m)
0.2

Fig.6 Body plan of the model TRI-B.

3. 2 横傾斜が旋回性能に及ぼす影響
ここで対象とする三胴船は、中低速域の抵抗特性の向上、波浪中での乗り心地の改善を目指し、メインハルを細長くし復原力が減少した分を、排水量の小さな細長のサイドハルで補ったスタビライズドモノハルと呼ばれる船型である。このような船型では、一般に直立時の復原力は大きくないものの、僅かに傾斜しサイドハルの喫水が増加すると急激に復原力が大きくなる 5)6)。また、高速旋回時にある程度の横傾斜角が発生することが考えられ、さらに高速で航走する場合にはこの横傾斜が航走姿勢（トリム角や喫水）に影響を与え、操縦特性を複雑にすることが考えられる 4)。
まず、三胴船の操縦性能に与える操縦運動時の横傾斜の影響を確かめる。姿勢自由斜航試験において、横傾斜
角を直立状態に固定した場合と横傾斜を自由にした場合の実験を実施した。これら二通りの流体力を用いてシミュレーションを行い、旋回運動の違いを調べた。Fig.8, 9に TRI-A の計算結果を示す。Fig.8 の中速域（Fn=0.3）では、横傾斜角は外向傾斜 2 度程度で、旋回径に与える影
響は大きくない。一方、Fig.9 の高速域（Fn=0.7）では、
横傾斜角も外向傾斜 4 度に達し、旋回径に影響が現れる。
横傾斜角の影響を考慮したシミュレーションでは、旋回径が小さくなっている。
Fig.10 に、シミュレーションで使用した姿勢自由斜航試験の計測データ（トリム角、浮上量、横傾斜角、抵抗、横力、回頭モーメント）を示す。Fn=0.3 付近の結果は、
斜航角が 5 度を超えると横傾斜角が発生するものの、20度に達するような大きな横傾斜角が生じない限り流体力係数にほとんど影響が出ない。一方、Fn=0.7 付近では、斜航角が 5 度程度でも、流体力中の回頭モーメントは減少する。これは、わずかな外向傾斜の結果、旋回軌跡の外側にあるサイドハルが沈み、回頭モーメントを減少させたと考えられる。
Fig.11 に、PMM 試験結果を回頭角速度の無次元値 r̂ を横軸として示す。この結果を見ると、回頭角速度に比例する流体力係数 Yr, Nr は、トリム角および浮上量の影響を受けて大きく変化することがわかる。
以上より、横傾斜の旋回性能に与える影響は、速度が速くなると顕著に表れる。ここで対象とした三胴船では、
Fn=0.3 程度まではその影響は現れにくく、Fn=0.7 にも達すると顕著に表れた。よって、高速三胴船の操縦性能を評価する場合、前進速度の増加に伴う航走姿勢変化に注意し、特に高速域ではこの姿勢変化の影響を考慮する必要があると考えられる。

0.89(m)0.307(m)0.36(m)TRI-B-aft
TRI-B-mid
Fig.7 Positions of side-hulls for center-hull of TRI-B.

－ 71 －

x/L OA

4: roll–free

Fn=0.27 (roll–free)Fn=0.54 (roll–free)Fn=0.80 (roll–free)
Fn=1.07 (roll–free)
Fn=1.94 (roll–free): roll–fix

2

y/L OA

0
0

2

4

6

6 Trim(deg.)4–216

β (deg.)128
4t'=t*U0/LOA

0
0

10

20

τ (deg.)32
1t'=t*U0/LOA

0
0
–1

10

20

0 Z (mm)
10
–20
–4
–6
–8
–10
2 φ (deg.)
0
0
10
–2
–4
–6
–8

2
20

0
0

t'=t*U0/LOA

t'=t*U0/LOA
20

0
0

5

10 β (deg.)

5

10 β (deg.)

510(deg.): roll–fix–20 Roll00y/L OA46–2–5
β (deg.)128
4t'=t*U0/LOA

0
0

10

20

τ (deg.)

0
–20
–4
–6
–8
–10

1

t'=t*U0/LOA
10

20

Yv

t'=t*U0/LOA

Z (mm)
10

2 φ (deg.)
0
0
10
–2

2
0
0
–1

10

–10

2

3

5

β (deg.)00: roll–free416

β (deg.)10–10

x/L OA

2

5

10 Rise(mm)

Fig.8 Turning trajectory and time histories of velocity andrunning attitudes at Fn=0.3 and δ=15[deg.].

00

Fn=0.27 (roll–fix)
Fn=0.54 (roll–fix)
Fn=0.80 (roll–fix)
Fn=1.07 (roll–fix)
Fn=1.94 (roll–fix)

1

20

0
0

Nv
β(deg.)

t'=t*U0/LOA
20

–1

–4
–6
–8

Fig.9 Turning trajectory and time histories of velocity andrunning attitudes of the turning circle maneuver at
Fn=0.7 and δ=15[deg.].

Fig.10 Measured force and running attitude in the obliquely
towing test.

－ 72 －

両船型に対して、次式の針路安定指数 D を算出した。

0.2

Yr

0
0

D = Yv (N r − mxG u ) + N v (mu − Yr )rise=0, trim=2
rise=–10 , trim=2
rise=–10 , trim=2

rise=0, trim=0
rise=10 , trim=0
rise=–10 , trim=0⎡ N − mxG u N v ⎤−= Yv (Yr − mu )⎢ r⎥Yv ⎦⎣ Yr − mu

r'
0.1

0.2

0.3

0.4

0.1

0.2

0.3

r'
0.4

–0.2
–0.4
–0.6

0.5

Nr
0
0
–0.5
–1

Fig.11 Results of the conventional PMM test.

3. 3 サイドハル前後位置が操縦性能に与える影響
三胴船の設計において、サイドハルの前後位置は重要なパラメタの一つである 5)6)8)。ここでは、TRI-B を対象にサイドハルの船尾がメインハルの船尾と同じ前後位置になる TRI-B-aft と、それぞれの中央断面位置が同じ前後位置となる TRI-B-mid について、旋回試験、Z 操縦試験、
スパイラル試験をシミュレーションした。
3.3.1 旋回試験に与える影響
Fig.12 に旋回試験シミュレーション結果を示す。サイドハルが後方にある TRI-B-aft の結果は、TRI-B-mid の結果に比べて旋回径が大きい。また、その航走姿勢を見ると、TRI-B-mid は TRI-B-aft に比べてトリム角が大きく、斜航角も大きい。Fig.13 に示す姿勢自由斜航試験結果でも、TRI-B-mid は TRI-B-aft に比べてトリム角が大きい。
これは、TRI-B-aft のサイドハルが後方にあるため、船首上げが抑えられたと考えられる。一方、流体力をみると、サイドハルが後方にある TRI-B-aft の方が、横力の作用点が後方にあり、回頭モーメントが小さくなっている。その結果、TRI-B-aft の旋回径が大きくなったと考えられる。
3.3.2 不安定スパイラル
Fig.14, 15 にスパイラル試験のシミュレーション結果を示す。両船において不安定スパイラルがみられ、速度が速いほど不安定となる舵角の範囲が大きくなる。また、
TRI-B-mid と TRI-B-aft の比較では、サイドハルが前方にある TRI-B-mid は TRI-B-aft に比べて不安定ループ高さは大きいが、無次元旋回角速度 r'が小さいため、不安定ル
ープ幅は小さくなっている。

(4)

計算結果および計算に用いた各係数を Table 3 に示す。両船とも針路安定指数 D は負となり、針路不安定となることが確認できる。また、その大きさは TRI-B-mid の絶対値が僅かに大きい。針路安定指数 D 算出時の両船の流体力係数を詳細にみる。(4)式右辺大括弧中第 1 項と第 2 項
は、それぞれ船首揺れおよび左右揺れ時の横力の作用点を示している。左右揺れによる横力の作用点が、船首揺れによる横力の作用点よりも前方にある場合は、針路不安定となる。ここで対象とした両船ともに、同様の結果が得られている。
Table 3 に示す両船の結果を比較すると、船首揺れによる横力の作用点は TRI-B-aft の方が前方にある。Yr, Nr 共にその絶対値は、回転中心からより後方にサイドハルを持つ TRI-B-aft の方が大きく、横力は船尾の回転運動の反力として発生していると考えられる。一方、左右揺れによる横力の作用点は、TRI-B-aft の方が後方にあり、後方にあるサイドハルが発生する揚力によるものだと考えられる。
3.3.3 Ｚ操縦試験に与える影響
Fig.16 に Z 操縦試験の結果を示す。サイドハルが後方にある TRI-B-aft は、TRI-B-mid に比べて、変針遅れ時間が小さく、方向安定性能が優れる結果となった。ここで、次式の操縦性指数 K について考える。

K=(Yr − mu )Nδ − Yδ (N r − mxGu )Yv (N r − mxGu ) − (Yr − mu )Nv(5)

両船に対して、(5)式中の流体力係数を比較すると、分子の値は TRI-B-mid、TRI-B-aft ともに正の値であるため、(4)式の D の符号がそのまま K の符号となる。つまり、操縦性能指数 K は負となる。また、両船とも単純なウォー
タジェット推進モデルを用いているため、両船の舵力に関する係数はほとんど違わない。その結果、(5)式から算出される操縦性指数 K は、船体に作用する流体力係数によって決まる。つまりこの場合、針路安定な船は、操縦性 が 悪 く な り 、 Table 3 の よ う に |Dmid|>|Daft| な の で|Kmid|<|Kaft|となっている。すなわち、TRI-B-mid は TRI-B-aft
よりも回頭しにくく、変針遅れ時間が大きくなるとともにオーバーシュート角が大きくなった。

－ 73 －

Table 3 Calculated D and K coefficients and used maneu
vering coefficients in the calculation.

Yv
Yr, muNv
Nr, mxGu
N r − mxG u

TRI-B-aft
-1.41
0.322
-0.314-0.442

TRI-B-mid
-2.02
0.172
-0.696-0.2290.105

0.0744

0.223

0.345

Yr − muNv
Yv

Fn=0.35 (aft)Fn=0.45
Fn=0.55
Fn=0.65
2

Trim(deg.)1β (deg.)

0

D

-1.23

-4.11

Yδ
Nδ

0.0068-0.00450.0063-0.00420K-0.0312-0.00854–2–4–6x/L OA
10

TRI–B–aft

20

0

5

10

0

5

10
β (deg.)

0

5

0

5

(mm)

Rise

0

TRI–B–mid00

Fn=0.35 (mid)Fn=0.45
Fn=0.55
Fn=0.65β (deg.)10–4y/L OA(deg.)–8 Roll

–10

Nv
16

β (deg.)8t'=t*U0/LOA

0
0

10

20

0
10
–20
–4
–6
–8
–10 Z (mm)

τ (deg.)φ (deg.)
0
0

2
0
0

0

20

β (deg.)10t'=t*U0/LOA–1t'=t*U0/LOA

10

20

–4
10

20
t'=t*U0/LOA–8

Fig.12 Simulated results of turning trajectory, time history of
velocity and running attitudes of the turning circle
maneuver at Fn=0.65 and δ=11[deg.].

Fig.13 Measured maneuvering forces and running attitude in
the obliquely towing test.

－ 74 －

4. 結言0.3 r'=r*LOA/U0

操縦運動時の航走姿勢変化の影響を考慮した操縦運動
シミュレーション法を用いて、高速三胴船のサイドハル前後位置が操縦性能に与える一般的な影響について検討した結果
以下の結論が得られた。
1. ここで対象とした高速三胴船では、操縦運動時に発生す
る横傾斜は操縦性能に大きな影響を与えた。高速三胴船の操縦性能を評価する場合、操縦運動に伴う航走姿勢
変化と、その変化が操縦流体力に及ぼす影響を考慮する必要があると考えられる。
2. サイドハルの前後位置を変化させた場合の旋回試験のシ
ミュレーション結果で、サイドハルが前方にある方が、旋回径が小さくなる結果が得られた。この主たる原因は、航走姿勢の違いによって生じる、回頭角速度に比例する流
体力の違いであった。
3. スパイラル試験のシミュレーション結果で、ここで対象とした三胴船にたいして、不安定ループが見られた。不安定
ループが起きる舵角の範囲は、サイドハルの位置を前方に移動することで減少する傾向にあるが、回頭速度は速くなる。
4. Z 操縦試験のシミュレーション結果から、ここで対象とした三胴船では、サイドハルの位置が後方にある方が、操縦性に対する応答特性はよい傾向が見られた。

0.2
0.1
0
0
–0.1

–10

10

δ (deg.)–0.2
β (deg.)
2
1
0
–10
–2

–10

10

0
0
–2

–10

δ (deg.)2 τ (deg.)
1.5
1
0.5
0
0

–10

2 Z (mm)δ (deg.)10–4

φ (deg.)1

δ (deg.)

0
0
–1

–10
10

10

δ (deg.)

TRI–B–aft

TRI–B–mid

Fig.14 Result of spiral simulation (Fn=0.45).
0.3 r'=r*LOA/U0

参 考 文 献

0.2
0.1
0
0
–0.1

–10

δ (deg.) 10–0.2
β (deg.)
2
1
0
–10
–2

–10

δ (deg.) –10
10

2 Z (mm)
0
0
–2
–4
–6

3 τ (deg.)δ (deg.)

1
–10

10

φ (deg.)200

δ (deg.)

–10

0
0

10

10

δ (deg.)

TRI–B–aft

TRI–B–mid

Fig.15 Result of spiral simulation (Fn=0.65).

: δ(TRI–B–aft):ψ: δ(TRI–B–mid):ψψ δ(deg.)
10
0
0

10

T (s)
20

1) 田嶋慎一郎、池田良穂、片山徹、奥村英晃：PMM 試
験による滑走艇の操縦流体力の計測、関西造船協会誌、
第 232 号、pp.71-76、(1999)．
2) 片山徹、木本亮、飯田隆、池田良穂：滑走艇の斜航流
体力に及ぼす航走姿勢影響について、関西造船協会論文集、第 243 号、pp.15-22 (2005,3).
3) Toru Katayama, Ryou Kimoto and Yoshiho Ikeda; Effectsof Running Attitude on Maneuvering Hydrodynamic
Forces for Planing Craft, Proc. of the 8th International
Conference on Fast Sea Transportation (FAST’2005), St.
Petersburg, Russia (2005,6)
4) Toru KATAYAMA, Takashi IIDA and Yoshiho IKEDA:
Effects of Change in Running Attitude on Turning
Diameter of Planing Craft, Proceedings of 2nd Pan Asian
Association of Maritime Engineering Societies(PAAMES) and Advanced Maritime Engineering
Conference (AMEC2006), pp. 177-183, OCT. 17-20, 2006,
Jeju Island, KOREA
5) Tony Armstrong and Kjell holden: A New Generation of
Large fast Ferry –from Concept to Contract Reality, Proc.
of the 8th International Conference on Fast Sea
Transportation
6) Patrick Couser: Seakeeping analysis for preliminary design.
Proc. of the 9th International Conference on Fast Sea
Transportation (FAST’2007), 1997.
7) 元良誠三：船体運動に対する付加質量及び付加慣性モーメントについて－その２前後動に対する付加質量－、日本造船学会論文集、第 106 号、1960、pp.59—62．
8) 安川宏紀、平田法隆、小瀬邦治：高速三胴船の性能に及ぼすアウトリガー配置の影響（第 3 報:操縦性）、
日本船舶海洋工学会論文集、第 2 号、2005、pp.197-203．

–10
Fig.16 Simulated results of the zigzag maneuver at Fn=0.55
and δ=10[deg.]. Upper figure indicates the results of
TRI-B-mid and another is the results of TRI-B-aft.

－ 75 －

付録

本研究では、参考文献 2)で提案されている操縦運動時の航走姿勢変化を考慮した操縦運動シミュレーション法を用いている。このシミュレーション法の妥当性については、実船での旋回試験計測結果との比較を通して検討を行っている 2)。ここでは、この内容を再掲するとともに、
これまでの報告書では記載していない Z 操縦試験についても、実船試験結果と比較しその妥当性を検討した結果を示す。
A1 供試模型
供試船の正面線図を Fig.A1 に示すとともにその主要目
を Table A1 に示す。供試船は、ハードチャインを有する
単胴型滑走艇である。参考文献 2)においてはこの模型を用いて、本文中に記載の姿勢自由斜航試験および PMM 試
験を実施した。
0.1

s.s.9.0

W.L.
s.s.6.0

0.1

s.s.0

x/L OA

12

Exp.
Sim.(roll fix)Sim.(roll free)

8
4

y/LOA

0
0

4

8

12

16

20

–4

–8

Fig.A2 Turning trajectory of the turning circle maneuver at
Fn=0.53 and δ=15[deg.].
x0
x/L
OA
Exp.
12

Sim.

s.s.7.0
s.s.6.0

8

0

0
0.1
C.L.
Fig.A1 Body Plan of the model.

4
y0 OA
y/L

0
0

Table A1 Principle particulars of the model.
0.9366overall length: Loa [m]breadth: B [m]0.1833depth: D [m]0.1100
draft: d [m]0.0302

4

8

12

16

20

–4
–8
8

A2 横傾斜角が旋回性能評価に与える影響
姿勢自由斜航試験において、横傾斜角を直立状態に固定した場合と横傾斜を自由にした場合の実験を行った。
それぞれの斜航流体力を用いた旋回運動シミュレーショ
ンを実施し、横傾斜角の旋回運動に及ぼす影響を調べた。
また、実船の試験結果と比較した。
Fig.A2 に結果を示す。横傾斜角を直立に固定した場合の斜航流体力を用いた結果は、横傾斜を自由にした場合の斜航流体力を用いた結果に比べ、旋回径が大きいことがわかる。また、実船試験結果との比較から、横傾斜を自由にした場合の斜航流体力を用いた結果の旋回径が実船試験結果に比較的よく合うことが確認できる。したがって、操縦運動に伴う横傾斜角の操縦流体力に与える影響は重要であることが確認できる。
A3 旋回試験
前述の計算とは別に、やや高速での旋回運動シミュレーションも行った。侵入速度は Fn=0.7、舵角は実船試験での計測値に従い δ=14.6[deg]である。結果を Fig.A3 に示す。実船試験結果と比べると、シミュレーション結果は、
旋回径、旋回縦距、旋回横距とも若干小さめではあるが比較的合っていることがわかる。
Fig.A3 中の旋回時の航走姿勢を見ると、横傾斜角は良
く合っているが、トリム角には差が見られる。これが、操縦流体力に影響し、シミュレーションと実船試験結果との差異となった可能性があり、今後さらなる検討が必
要である。

τ

8

φ

4

4
t'=t*U0/LOA
0
0

20

0
0

20

40

40
t'=t*U0/LOA

Fig.A3 Turning trajectory, time histories of trim angle and heel
angle of the turning circle maneuver at Fn=0.7,
δ=14.6[deg.].
A4 Z 操縦試験
Z 操縦試験のシミュレーションも実施した。Fig.A4 に結果を示す。進入速度は Fn=0.7、最大舵角は 15[deg]である。このシミュレーションでは、実船試験で計測した舵角の時刻歴データをもとに、操縦運動を計算している。
シミュレーション結果は実船試験結果に比べ若干応答が速いが、比較的よく合うことが確認できる。
δ ψ (deg.): δ (imput)
40: Exp.
: ψ (Sim.)

20
0
0
–20

10

20

30

T(s.)

–40

Fig.A4 Results of the zigzag maneuver at Fn=0.7 andδ=15[deg.].

－ 76 －

第3章
マルチハル船の開発事例

3.1

カタマラン

3.2

トリマラン

3.3

ペンタマラン3.1.1 波浪貫通型双胴船の波浪中運動性能に関する研究
大阪府立大学大学院
大阪府立大学大学院
大阪府立大学大学院
大阪府立大学大学院

1. 緒

言

近年、世界各地の短距離フェリー航路に、多くの双胴型高速船が導入されている。これらの高速双胴船は、船体を細長くすることにより造波抵抗を低減し高速化を実現
し、さらに広いデッキスペースを確保できることから旅客船には適している。一方、軽い船体で高速航行するため、海象の影響を受け易く、激しい船体運動を引きおし、乗り心地が悪化するという短所がある。
この短所を克服するために、オーストラリアにおいて
波浪貫通型双胴船が開発された。波浪貫通型双胴船は 2本のデミハルの船首部を尖らせ、さらに水面上の予備浮力を削減することにより、比較的短波長の波を貫くように航行し、ある程度の波高までの波浪中の運動性能を改善する
ことを基本コンセプトとしている。しかし、大波高時の安全を担保するためにセンターバウを設けるなど、特有の船体形状を有しているため、特に大波高中においては在来船と全く異なる運動特性を示すことが容易に予想される。実際、センターバウは大波高時のバウダイビングなど危険な現象を回避するために導入されているが、センターバウがスラミングや乗り心地の悪い運動を引き起こすため、大型の波浪貫通型双胴船においてはセンターバウを設けずに、水面からデッキまでの距離を十分に確保して大波高時の安全性を担保する方がよいという報告もある 1)2)。
波浪貫通型双胴船の耐航性能に関しては、大波高中におけるスラミング 3)4)5)6)やバウダイビング 1)2)に関する研究
及び、乗り心地に関する研究 7)8)はいくつかあるものの、
その運動性能については、著者らの知る限りではあまり詳
細には調べられていない 9)10)。
そこで本研究では、2007 年に青函航路に導入されたオーストラリアのインキャット・タスマニア社製の 112m 型
波浪貫通型双胴船『ナッチャン Rera』の波浪中船体運動の特性を実験的に把握すると共に、同航路に就航している
在来型単胴フェリーの運動と比較することにより、波浪貫通型双胴船の耐航性能をより明確に捕らえることとした。
また、波浪貫通型双胴船のセンターバウを除去して比較実験を行うことにより、センターバウが船体運動に与える影響についても、いくつかの知見が得られたので報告する。
さらに、波浪貫通型双胴船の実海域での運動性能を検証するため、2007 年 9 月から 2008 年 3 月にかけて『ナッチャン Rera』の 6 自由度船体運動を計測した。その結果と模型実験の結果より、実船に搭載されているライドコン
トロールシステムの効果についても考察を行った。

前川 和也
二瓶 泰範
桃木 勉
池田 良穂

方位規則波中において模型実験を行い、その結果を在来型
単胴フェリーのストリップ法（OSM）による計算結果と比較した。WPC と比較に用いた在来型単胴フェリーの主
要目を Table 1 に示す。
Table 1 Principal particulars of INCAT 112m wave piercing
catamaran (WPC) and conventional ferry (CF).
WPC
5110GT_CF
LPP
105.6m*
115m
B
30.3m
20m
d
4.26m
5.4m
Disp.
3000ton
7300tonTroll
4.1sec.
18sec.
Bilge KeelNone
0.375m×0.14LPP
Trim tab
8.4m2×2
None
Service speed
36knots
18knotsTroll: Natural Roll Period* Length of demi-hull(1) 実験概要
実験では、オーストラリアのインキャット・タスマニ
ア社で開発された 112m 型 WPC の縮尺 1/80 の模型船を使用した。模型船の写真及び主要目を Fig.1 と Table 2 に示す。排水量は実船での満載状態(3000ton)を想定し、5.86kgに設定した。なお、実船に搭載されている T フォイル及びトリムタブからなるライドコントロールシステムは、模型船には取り付けられていない。

Fig.1 Model of the WPC.

2.波浪中運動性能

Table 2 Principal particulars of the model.
Model
LOA
1408mmL(demi-hull)
1320mmB
379mm
B(demi-hull)
73mm
d
53mm
Displacement
5.86kg2. 1 全方位波浪中運動性能
波浪貫通型双胴船（以下、WPC）の全方位波浪中運動性能を確かめるため、波高及び波周期を種々変化させた全実験は、(独)水産総合研究センター水産工学研究所の角水槽（長さ：60m，幅：25m，水深：3.2m）において行っ－ 79 －

た。実験では、縦揺れ、上下揺れ、横揺れのみを自由にした状態で、種々の波向き(χ)、波高(Hw)および波周期(Tw)の規則波中を一定速度で模型船を曳航した。実験条件をTable 3 に示す。なお船速は、荒天時の減速航行を想定し、実船で 30knots となるよう設定した。

Non-dimensional amplitudesof ship motions

Pitch

180°
0.3
150°

Tw=7s Hw=2.0m

0.2

WPC (Vs=30kn)

0.1

120°

CF (Vs=18kn)

Table 3 Experimental conditions.
Ship
Model
Fn

90°

0

0.48
60°

χ (deg.)TW (sec.)

0, 30, 60, 120, 135, 150, 165, 180
7.0, 8.0, 9.0
0.78, 0.89, 1.01
2, 2.6, 3.2, 3.8,
0.025, 0.0325, 0.04,
HW (m)
4.4, 5.0, 5.6
0.0475, 0.055, 0.0625, 0.07
χ : wave direction (χ=180deg. : head seas)

30°
0°

Heave

180°
1.2
150°

(2) 運動性能の検証
模型実験より得られた WPC の縦揺れ、上下揺れ及び横揺れの結果と、在来型単胴フェリーの計算結果を Fig.2-7に示す。図中の波周期、波高及び船速は実船スケールで示しており、運動振幅は最大波傾斜または波振幅で割った無次元値となっている。なお実験では、曳航台車の速度制限から、横波中（χ=90°）での計測ができなかったため、WPC の結果は Table 3 に示す波向きのみで 3 次のスプライン補間を行ったことに注意が必要である。つまり、横波中において、縦揺れは実際より大きな値に、上下揺れ及び横揺れは実際より小さな値になっていると考えられる。
まず、Fig.2, 3 に示す短波長（TW=7s、λ/L=0.72）波浪中の結果について検証する。WPC の縦揺れ無次元振幅は、
大小両波高において在来型単胴フェリーに比べ小さく、その値は約 0.15 以下である。この WPC の運動性能の良さは、上下揺れでより顕著に現れる。在来型単胴フェリーの上下
揺れ無次元振幅は横波中で約 1.0 に達するが、WPC の無次元振幅はいずれの波向きにおいても約 0.2 以下である。
先述の通り、WPC の横波中の結果は、実際より小さい値を示していると考えられるため、横波中の結果を単純に比較することはできないが、実験を行った波向きのうち最も横波に近い 60°及び 120°の結果を比較すると、在来型単胴フェリーに比べて WPC の振幅が非常に小さいことから、
WPC の上下揺れの性能が良いと言える。このように WPCの縦揺れ及び上下揺れの性能が良いのは、斜め波及び横波中においては、WPC の 2 本のデミハルに働く波浪強制力に、大きな位相差が生じるためだと考えられる。次に横揺れの結果を見ると、在来型単胴フェリーは斜め追い波中において同調横揺れを起こしているが、WPC は同調横揺れを起こしておらず、いずれの波向きにおいても横揺れの無次元振幅は非常に小さくなっている。これは、WPC の横揺れ固有周期が非常に短いことと、左右のデミハルが上下することによって発生する大きな横揺れ減衰力によるものだと考えられる。
続いて、Fig.4, 5 に示す TW=8s（λ/L=0.95）の波浪中の結果を見ると、小波高時（HW=2.0ｍ）の WPC の縦揺れ無次元振幅は、追い波及び斜め追い波中においては在来型単胴フェリーに比べて小さいが、向い波及び斜め向い波中においては、在来型単胴フェリーと同程度か少し大きな値になっている。しかし、大波高（HW=4.4ｍ）になると、WPC－ 80 －

Roll

180°
0.9
150°

0.8

0.6
120°

0.4

120°
0.3

90°

0

90°

0

60°

60°

30°

30°

0°

0°

Fig.2 Measured and calculated ship motions of the ships at
TW=7sec. and HW=2.0m.

Non-dimensional amplitudesof ship motions

Pitch

180°
0.3
150°

Tw=7s Hw=4.4m

0.2

WPC (Vs=30kn)

0.1

120°

CF (Vs=18kn)
90°

0

60°

30°
0°
180°
1.2

Heave

180°
0.9

150°

Roll
150°

0.8

0.6
120°

0.4

120°
0.3

90°

0

90°

0

60°

60°

30°
0°

30°
0°

Fig.3 Measured and calculated ship motions of the ships at
TW=7sec. and HW=4.4m.

Non-dimensional amplitudes 0.45180°
of ship motions
Tw=8s Hw=2.0m

Pitch

Non-dimensional amplitudesof ship motions

150°

0.3

180°
0.9

Pitch
150°

Tw=9s Hw=2.0m

0.6

WPC (Vs=30kn)

0.3

120°
WPC (Vs=30kn)

120°

0.15

CF (Vs=18kn)

CF (Vs=18kn)

90°

0

0

90°

60°

60°

30°

30°

0°
180°
1.2

Heave

0°

180°
1.5

150°

Roll

180°
1.5

150°

0.8

90°

90°

60°

120°
1.2

0

90°

60°

30°

0

90°

60°

30°

0°

2.4
120°

0.5

0

Roll
150°

1

120°
0.5

0

180°
3.6

150°

1
120°

0.4

Heave

60°

30°

0°

30°

0°

0°

Fig.4 Measured and calculated ship motions of the ships at
TW=8sec. and HW=2.0m.

Fig.6 Measured and calculated ship motions of the ships at
TW=9sec. and HW=2.0m.

Non-dimensional amplitudes 0.45180°
of ship motions

Non-dimensional amplitudesof ship motions

Tw=8s Hw=4.4m

Pitch
150°

0.3

180°
0.6

Pitch
150°

Tw=9s Hw=4.4m

0.4

WPC (Vs=30kn)

0.2

120°
WPC (Vs=30kn)

120°

0.15

CF (Vs=18kn)

CF (Vs=18kn)

90°

0

0

90°

60°

60°

30°

30°

0°
180°
1.2

Heave

0°

180°
1.2

150°

Roll
150°

0.8
0.4
90°

2
120°

0.5

90°

0

60°

120°
1

0

90°

60°

30°

Roll
150°

1

120°
0.4

0

Heave

180°
3

150°

0.8
120°

0°

180°
1.5

0

90°

60°

30°

60°

30°

0°

0°

Fig.5 Measured and calculated ship motions of the ships at
TW=8sec. and HW=4.4m.

30°
0°

Fig.7 Measured and calculated ship motions of the ships at
TW=9sec. and HW=4.4m.

－ 81 －

の向い波及び斜め向い波中の縦揺れ性能は改善される。上下揺れ及び横揺れに関しては TW=7s の短波長波浪中と同様に、在来型単胴フェリーに比べて運動性能が良いと言える。
Fig.6, 7 に示す比較的長波長（TW=9s、λ/L=1.20）の波
浪中の結果では、向い波及び斜め向い波中の縦揺れは、小波高時において在来型単胴フェリーに比べて大きな値となっており、波高が増して無次元振幅が小さくなっても、在来型単胴フェリーと同程度の性能である。だが、追い波
及び斜め追い波中の縦揺れでは、大小両波高において在来型単胴フェリーに比べて振幅が小さく、縦揺れ性能が良いと言える。上下揺れ及び横揺れに関しては、短波長波浪中に比べて無次元振幅が大きくなっているが、それでも在来型単胴フェリーに比べて非常に運動性能が良いと言える。
比較に用いた在来型単胴フェリーの排水量が WPC の排水量の約 2.5 倍あることを考慮すると、実験を実施した波の条件における WPC の運動性能は非常に優れていることが、以上の結果より確認された。また、短波長になるにつれて、在来型単胴フェリーに比べ WPC の運動性能が向上するという特徴は、短波長の波を貫くように航行し波浪中の船体運動を軽減するといった、WPC の基本コンセプトが反映された結果だと考えられる。
2. 2 不規則波中運動性能
規則波中における WPC の運動性能の良さは前節において確認された。そこで本節では、WPC と在来型単胴フェリーの同一縮尺模型を用いて、不規則向い波中での船体運動の計測及び船首冠水発生の有無の確認を行った。
『ナッチャン Rera』が導入された青函航路における最も厳しい海象を同定するために、同航路に就航している在来型単胴フェリーにおいて、2006 年 1 月から 2 月の 2 ヶ月間、6 自由度船体運動の計測及び船員による波浪の観測を行った 11)。その結果を Fig.8 に示す。船員による目視波
高の結果より、最も荒れた時には、4m 近いうねりと風波が合成した波が発生することが確認され、そのうねりの周期は 9～11 秒、風波の周期は 4～5 秒であることが分かった。

船首冠水を起こしているが、WPC は船首部でスプレーを上げるものの、船首冠水は起こしていないことが分かる。
これらの結果より、WPC は不規則向い波中においても、運動性能が非常に良いことが確認された。
4 (m)
3
2
1
0
5
-1 0
-2
-3
-4
-5
(deg)
8
6
4
2
0
5
-20
-4
-6
-8
(m)
2.5
2
1.5
1
0.5
0
5
-0.50
-1
-1.5
-2
-2.5

Wave

10

15

20

25

30

35

40

45

50
(s)

30

35

40

45

50
(s)

Pitch

10

15

20

25

5110GT_CF(15kn)

WPC(40kn)

Heave

10

15

20

25

30

WPC(40kn)

35

40

45

50
(s)

5110GT_CF(15kn)

Fig.9 Comparison of time histories of pitch and heave motionsof the ships in irregular head waves.

18
16

swell

14
Tw (s)

1210
8
6
4
Obtained from ship motion measurement2

wind waves

0
0

0.5

1

1.5

2

2.5

3

3.5

4

4.5

Hw(m)

Fig.8 Obtained wave characteristics in winter in the route
between Hakodate and Aomori.
実験では、実船スケールで TW=5s と TW=11s の 2 種類の
規則波を合成し（最大波高は 6.3m）、青函航路における最も厳しい海象を再現した。WPC と在来型単胴フェリーの船速は、実船スケールでそれぞれ 40knots と 15knots に設定した。
不規則波の波形と、縦揺れ及び上下揺れの時系列データ（実船スケール）を Fig.9 に、実験時の映像から得られた写真を Fig.10 に示す。Fig.9 に示す結果より、WPC の縦揺れ及び上下揺れ振幅は、在来型単胴フェリーに比べ小さいことが分かる。また Fig.10 より、在来型単胴フェリーは

Fig.10 Bow deck wetness during the measurements.

3.船体運動に及ぼすセンターバウの影響
船体運動に与えるセンターバウの影響を検証するために、センターバウを除去した模型船を用いて実験を行い、センターバウがある場合の実験結果と比較した。

－ 82 －

Tw=0.78s_without CB
Tw=0.89s_without CB
Tw=1.01s_without CB
Tw=0.78s_with CB
Tw=0.89s_with CB
Tw=1.01s_with CB

Pitch
χ=180deg. Fn=0.48
1

θ/kζw

0.8
0.6
0.4
0.2
0
0

0.5

1

1.5

Hw/d
Tw=0.78s_without CB
Tw=0.89s_without CB
Tw=1.01s_without CB
Tw=0.78s_with CB
Tw=0.89s_with CB
Tw=1.01s_with CB

Pitch
χ=165deg. Fn=0.48
1

θ/kζw

0.8
0.6
0.4
0.2
0
0

0.5

1

1.5

Hw/d

Tw=0.78s_without CB
Tw=0.89s_without CB
Tw=1.01s_without CB
Tw=0.78s_with CB
Tw=0.89s_with CB
Tw=1.01s_with CB

Pitch
χ=150deg. Fn=0.48
1

θ/kζw

0.8
0.6
0.4
0.2
0
0

0.5

1

1.5

Hw/d
Tw=0.78s_without CB
Tw=0.89s_without CB
Tw=1.01s_without CB
Tw=0.78s_with CB
Tw=0.89s_with CB
Tw=1.01s_with CB

Pitch
χ=135deg. Fn=0.48
1
0.8
θ/kζw

3. 1 運動振幅に与える影響
センターバウがある場合とない場合の縦揺れ及び上下揺れの結果を Fig.11, 12 に示す。図の横軸は波高を喫水で割った無次元値で、縦軸はそれぞれの運動振幅の無次元値となっている。
両図に示す結果より、WPC の縦揺れ及び上下揺れの無次元振幅は、波高の影響を大きく受け、波周期によって変化の傾向は異なるものの、波高に対して非線形に変化する
ことが分かる。また、この波高に対する無次元振幅の非線形的な変化の傾向は、センターバウの有無に依存しないことも同図より確認できる。だが、センターバウがある場合とない場合の運動振幅には差異が存在するため、以下で考察を行う。
Fig.11 に示す縦揺れの結果では、χ=180°および 165°の
波浪中においては、センターバウの有無によって運動振幅に明らかな差異が見られるが、χ=135°になると、両者の間に大きな差異は存在しなくなる。Fig.12 に示す上下揺れの結果では、センターバウの有無による運動振幅の差異は、
縦揺れの時と若干異なっており、その差異の大きさは全体
的に縦揺れに比べて小さいことが分かる。
ここで、センターバウの有無による運動振幅の相違を分かり易くするために、センターバウがある場合とない場
合の運動振幅の比を取った結果を Fig.13, 14 に示す。図の横軸は波高を喫水で割った無次元値で、縦軸はセンターバ
ウがある場合の運動振幅をセンターバウがない場合の運動振幅で割った値である。つまり、縦軸の値が 1.0 未満の場合は、センターバウを導入することによって運動振幅が小さくなることを意味する。
まず、Fig.13 に示す縦揺れの結果では、χ=135°以外の
波向きの TW=0.78s の波浪中では、小波高（HW/d <1.0）の時にセンターバウ導入による大幅な縦揺れ性能の改善が見られるが、波高が高くなるにつれて、センターバウ導入
による縦揺れ性能の改善がほとんど見られなくなる。このセンターバウ導入による縦揺れ性能の改善は、波高が小さ
く、波周期が短く、向い波に近づくほど顕著になるという傾向が同図から分かる。ちなみに、χ=135°、TW=0.78sの波浪中の HW/d=1.03 の時の値が約 2.0 になっており、センターバウ導入により縦揺れ性能が大幅に悪化するという結果になっているが、これは、Fig.11 からも分かるように、この波浪条件における縦揺れ振幅が非常に小さいために、実験誤差が大きく影響したものと考えられる。
Fig.12 に示す上下揺れに関しても、χ=135°以外の波向きの TW=0.78s 及び TW=0.89s の波浪中では、センターバウ
導入による上下揺れ性能の改善が見られるが、その改善率
は縦揺れに比べて非常に小さいことが分かる。ちなみに、
χ=165°、TW=0.78s の波浪中の HW/d=1.03 の時の値が約2.3 になっているが、これも縦揺れと同様、実験誤差による影響が大きいと考えられる。
これらの結果から、センターバウの有無による運動振幅の相違は、波の条件によって大きく異なるが、全体的に見ると、センターバウを導入することにより運動性能が改善される効果のほうが大きいことが分かる。なお、今回実験を行った波の条件では、センターバウの有無によらず船首冠水は発生しなかった。これは、対象船が大型で、水面からデッキまでの高さが十分に確保されているためだと考えられる。

0.6
0.4
0.2
0
0

0.5

1

1.5

Hw/d

Fig.11 Comparison of pitch amplitudes of the WPC with andwithout the center bow (CB).
－ 83 －

Tw=0.78s_without CB
Tw=0.89s_without CB
Tw=1.01s_without CB
Tw=0.78s_with CB
Tw=0.89s_with CB
Tw=1.01s_with CB

0.8

Z/ζw

0.6

ratio of pitch amplitudes (θ 0/θ 1 ) in χ=180deg.

θ0 : with center bow θ1 : without center bow

1.2

Tw=0.78sec.
Tw=0.89sec.
Tw=1.01sec.

1
θ0/θ1

Heave
χ=180deg. Fn=0.48

0.8
0.6
0.4
0.2

0.4

0
0

0.2

0.4

0.6

0.2

1

1

1.5

θ0 /θ1

0.5
Hw/d

1

1.2

1.4

1.2

1.4

1.2

1.4

1.2

1.4

Tw=0.78sec.
Tw=0.89sec.
Tw=1.01sec.

1.2

0

0.8

ratio of pitch amplitudes (θ0/θ1) in χ=165deg.

1.4

0

HW/d

0.8
0.6
0.4

Tw=0.78s_without CB
Tw=0.89s_without CB
Tw=1.01s_without CB
Tw=0.78s_with CB
Tw=0.89s_with CB
Tw=1.01s_with CB

Heave
χ=165deg. Fn=0.48
0.8

0.6

0.2
0
0

1
θ0/θ1

0.6

HW/d

0.8

1

Tw=0.78sec.
Tw=0.89sec.
Tw=1.01sec.

1.2

Z/ζw

0.4

ratio of pitch amplitudes (θ0/θ1) in χ=150deg.

1.4

0.4

0.2

0.8
0.6
0.4

0.2

0.2
0
0

0.2

0.4

0.6

0
0

0.5

1

1.5

1
0.8

Z/ζw

θ0/θ1

Tw=0.78s_without CB
Tw=0.89s_without CB
Tw=1.01s_without CB
Tw=0.78s_with CB
Tw=0.89s_with CB
Tw=1.01s_with CB

1.5
1
0.5
0
0

0.6

0.2

0.4

0.6

HW/d

0.8

1

Fig.13 Comparison of the magnitudes of the pitch motions of
the WPC with and without the center bow.

0.4
0.2
0
0

0.5

1

1.5

Hw/d
Tw=0.78s_without CB
Tw=0.89s_without CB
Tw=1.01s_without CB
Tw=0.78s_with CB
Tw=0.89s_with CB
Tw=1.01s_with CB

Heave
χ=135deg. Fn=0.48
1.2
1
0.8
Z/ζw

1

Tw=0.78sec.
Tw=0.89sec.
Tw=1.01sec.

2

Heave
χ=150deg. Fn=0.48

0.8

ratio of pitch amplitudes (θ0/θ1) in χ=135deg.

2.5

Hw/d

HW/d

0.6
0.4
0.2
0
0

0.5

1

1.5

Hw/d

Fig.12 Comparison of heave amplitudes of the WPC with andwithout the center bow (CB).
－ 84 －

ratio of heave amplitudes (ζ0/ζ1) in χ=180deg.
ζ0 : with center bow ζ1 : without center bow

1.4

Tw=0.78sec.
Tw=0.89sec.
Tw=1.01sec.

1.2
0.8
0.6
0.4
0.2
0
0

0.4

0.6

HW/d

0.8

1

1.2

1.4

ratio of heave amplitudes (ζ0/ζ1) in χ=165deg.

Tw=0.78sec.
Tw=0.89sec.
Tw=1.01sec.

20

Heave χ=165deg. Tw=1.01s Hw=70mm
without center bow

1.5

0
-10

1

77

78

79

-20

0.5

81

82

0.6

HW/d

0.8

1

1.2

1.4

ratio of heave amplitudes (ζ0/ζ1) in χ=150deg.

1.6
1.4
1.2
1
0.8
0.6
0.4
0.2
0

Tw=0.78sec.
Tw=0.89sec.
Tw=1.01sec.

without center bow

(mm)

78

79

80

81

HW/d

0.8

1

1.2

1.4

ratio of heave amplitudes (ζ0/ζ1) in χ=135deg.

Tw=0.78sec.
Tw=0.89sec.
Tw=1.01sec.

00

without center bow

with center bow

78

79

80

81

82

0.4

without center bow

with center bow

78

79

80

81

82

10
8
6
4
2
0

40

60

20

ω

40

60

Heave χ=165deg. Tw=1.01s Hw=25mm
without center bow
with center bow
ωe

0

(sec)

ω

without center bow
with center bow
ωe

0

(sec)

0.6

HW/d

0.8

1

1.2

1.4

Fig.14 Comparison of the magnitudes of the heave motions of
the WPC with and without the center bow.

20

ω

40

60

Heave χ=165deg. Tw=0.89s Hw=70mm

(mm)

5
4
3
2
1
0
-1
-2 84
-3
-4
-5

without center bow

85

86

87

with center bow

88

89

(mm)

without center bow

85

86－ 85 －

without center bow
with center bow
ωe

1.5

with center bow

87

88

89

20

ω

40

60

Heave χ=165deg. Tw=0.89s Hw=55mm
without center bow
with center bow
ωe

0

20

ω

40

60

Heave χ=165deg. Tw=0.89s Hw=40mm
without center bow
with center bow
ωe

1
0.5
0
0

(sec)

Heave χ=165deg. Tw=0.89s Hw=25mm

6
4
2
0
-2 84
-4
-6

2.5
2
1.5
1
0.5
0

(sec)

Heave χ=165deg. Tw=0.89s Hw=40mm

4
3
2
1
0
-1 84
-2
-3
-4

5
4
3
2
1
0
0

Heave χ=165deg. Tw=0.89s Hw=55mm(mm)

3. 2 不規則船体運動に与える影響
実験は全て規則波中で行われたが、波の条件によって、不規則な船体運動が計測された。この不規則な船体運動は、
縦揺れ、上下揺れ共に発生したが、上下揺れの方がより顕著に現れたため、本節では上下揺れを中心に論ずることとする。
χ=165°の波浪中で、センターバウがある場合とない場
合の上下揺れの時系列データ及びそのスペクトルをFig.15-17 に示す。Fig.15-17 の左図が時系列データ、右図がそのスペクトルで、それぞれの図中の縦の実線及び破線
は出会い波周期及び出会い波周波数を示す。
まず、センターバウがある場合の結果を見る。Fig.15に示す比較的長波長(Tw=1.01s)の波浪中では、いずれの波高においても規則的な上下揺れをしていることが分かる。
このことはスペクトルが出会い波周波数付近において唯一つピークを持っていることからも分かる。しかし、Fig.16に示す Tw=0.89s の波浪中では、波高が 25mm の時は規則的な上下揺れをしているものの、波高が増すに従い不規則
性が強くなり、波高が 70mm に達すると出会い波周期の 2倍周期の成分が強くなっていることが分かる。また、Fig.17に示す、さらに波長の短い Tw=0.78s の波浪中では、波高Heave χ=165deg. Tw=0.89s Hw=70mm
12
without center bow
with center bow
8
4
0
-4 84
85
86
87
88
89
-8
-12
(sec)

(mm)

0.2

10
8
6
4
2
0

20

Heave χ=165deg. Tw=1.01s Hw=40mm

Fig.15 Time histories and spectrums of heave motions at
χ=165deg. and Tw=1.01sec.

(mm)

0

4

(sec)

(mm)

1.6
1.4
1.2
1
0.8
0.6
0.4
0.2
0

15
10
5
0
-5 77
-10
-15

60

2

82

(mm)

0.6

40

without center bow
with center bow
ωewithout center bow

with center bow

3
2.5
2
1.5
1
0.5
0

20

ω

85

86

87
(sec)

88

89

40

60

Heave χ=165deg. Tw=0.89s Hw=25mm
without center bow
with center bow
ωe

(mm)

0.4

(mm)

0.2

ω

6

Heave χ=165deg. Tw=1.01s Hw=25mm

020Heave χ=165deg. Tw=1.01s Hw=55mm

8with center bow

Heave χ=165deg. Tw=1.01s Hw=40mm

15
10
5
0
-5 77
-10
-15

without center bow
with center bow
ωe

0

(mm)

0.4

15
10
5
0
-5 77
-10
-15

Heave χ=165deg. Tw=1.01s Hw=70mm

10
8
6
4
2
0

(sec)

(mm)

0.2

(mm)

0

ζ0/ζ1

80

Heave χ=165deg. Tw=1.01s Hw=55mm

0

ζ0/ζ1

with center bow

10
(mm)

2

(mm)

2.5

ζ0/ζ1

0.2

(mm)

ζ0/ζ1

1

が 25mm の小波高時においても若干不規則な運動をしており、波高が増すに従い不規則性が強まっていき、波高が70mm に達すると出会い波周期の 2 倍周期の運動をしていることが分かる。
次に、同図中に示すセンターバウがない場合の結果を見ると、センターバウがある場合と比べて、運動振幅は変化しているものの、船体運動の不規則性の傾向は類似していると言える。このことから、WPC の不規則な船体運動
は、センターバウの有無に依存しないことが確かめられた。

0

20

ω

40

Fig.16 Time histories and spectrums of heave motions at
χ=165deg. and Tw=0.89sec.

60

Heave χ=165deg. Tw=0.78s Hw=70mm
without center bow

with center bow

(mm)

91

92

93

94

95

0
0

(sec)
Heave χ=165deg. Tw=0.78s Hw=55mm
without center bow

with center bow

(mm)

(mm)

2
0
-2

90

91

92

-4
2

93

94

95

Heave χ=165deg. Tw=0.78s Hw=40mm
without center bow

ω

90

91

92

93

94

40

3.5
3

Pitch

2.5
20

ω

40

60

Heave χ=165deg. Tw=0.78s Hw=40mm
without center bow
with center bow
ωe

2

1.5

0.4

1

0.2

95

θmax
θ1/3
θmax (env.)
θ1/3 (env.)

60

without center bow
with center bow
ωe

0.6
(mm)

(mm)

0.8

with center bow

0
0

(sec)

Heave χ=165deg. Tw=0.78s Hw=25mm
1.5
without center bow
with center bow
1
0.5
0
91
92
93
94
95
-0.5 90
-1
-1.5
(sec)

(mm)

20

Heave χ=165deg. Tw=0.78s Hw=55mm

0

0

-2

1.2
1
0.8
0.6
0.4
0.2
0

(sec)

1

-1

1

(mm)

(mm)

90

-10

4

without center bow
with center bow
ωe

2

0
-5

義振幅の包絡線を示している。なお、図に示されているデータには、全ての波向き及び波周期の値が含まれている。

Heave χ=165deg. Tw=0.78s Hw=70mm

435

θ0 (deg)

10

0.5
0.4
0.3
0.2
0.1
0

20

ω

40

60

0.5

Heave χ=165deg. Tw=0.78s Hw=25mm
without center bow
with center bow
ωe

0

20

ω

40

0
0

60

Fig.17 Time histories and spectrums of heave motions at
χ=165deg. and Tw=0.78sec.

2
HW (m)

3

ζmax
ζ1/3
ζmax (env.)
ζ1/3 (env.)

32.5

4.実船計測

1

4

Heave

ζ0 (m)

2

先述の通り、最大の WPC である『ナッチャン Rera』
が、2007 年 9 月に青函航路（Fig.18）に導入された。当該航路の海象は、特に冬季に厳しく、厳しい横波や三角波が発生し易く、船舶の運航に際して危険性を伴う。また、乗客にとっても乗り心地が悪くなる。そこで、WPC の実海域での運動性能を把握するために、冬季の 420 航海以上で6 自由度船体運動を計測し、運動性能を確かめると同時に、ライドコントロールシステムの効果や乗り心地に関しての評価も行った。

1.5
1
0.5
0
0

1

2
HW (m)

3

φmax
φ1/3
φmax (env.)
φ1/3 (env.)

8
7

4

Roll

φ0 (deg)

6
5
4
3
2
1
0
0

Fig.18 Outline of the operating route of the WPC.
4. 1 ライドコントロールシステムの効果『ナッチャン Rera』は、Ｔフォイル及び 2 つのトリム
タブから成るライドコントロールシステムを有するが、船体運動の計測を行った期間は、トリムタブのみを使用した。
なおトリムタブは、大波高中において縦揺れ及び横揺れを制御するのに有用である。
縦揺れ、上下揺れ、横揺れの最大振幅及び有義振幅（1/3）
を Fig.19 に示す。図の横軸は船員による目視波高である。
図中の最大振幅は、各航海における最大振幅をプロットしたもので、有義振幅は、5 分ごとの 1/3 有義振幅を求めておき、各航海における最大の有義振幅をプロットしたものである。また、図中の実線は最大振幅の包絡線、破線は有

1

2
HW (m)

3

4

Fig.19 Measured maximum and significant amplitudes of ship
motions in real seas.
この結果より、縦揺れ及び上下揺れ振幅は、大まかに波高に比例しているものの、多少の凹凸が存在する。このように凹凸が存在する原因としては、荒天時にのみ使用するライドコントロールシステムの影響や、各波高において最も卓越している波周期が異なっている影響などが考えられる。後者に関しては、例えば、うねりが卓越している
場合は風波が卓越している場合に比べて一般に波周期が長くなるため、運動が大きくなりやすいといったことが考えられる。次に横揺れを見ると、波高が約 3m を超えると、横揺れ振幅がほとんど変化していないことが分かる。この－ 86 －

ように波高に対して非線形的に変化する原因として、先述の縦揺れ及び上下揺れと同様の影響の他に、厳しい横波を回避して操船した影響などが考えられる。
ライドコントロールシステム（トリムタブのみ）が船体運動に与える影響を確かめるため、ライドコントロール
システムが搭載されている実船の運動計測結果と、ライド
コントロールシステムが取り付けられていない模型船の実験結果とを比較した。その結果を Fig.20 に示す。図中の実線は Fig.19 に示す実船の有義振幅の包絡線で、破線は模型実験により得られた値の包絡線である。なお、模型船の運動振幅は全て規則波中のもので、実験を行った全ての波
向き及び波周期の結果が含まれている。
model
model (env.)
θ1/3: real ship (env.)

5

Pitch

4
θ0 (deg.)

3
2
1
0
0

1

2

3
HW (m)

4model
model (env.)
ζ1/3: real ship (env.)

2

5

Heave

ζ0 (m)

1.5

1

0.5

0
0

1

2

3
HW (m)

4model
model (env.)
φ1/3: real ship (env.)

95

Fig.20 の縦揺れの結果より、トリムタブの効果で縦揺れ
振幅が大幅に減少していることが分かる。トリムタブ導入
による縦揺れ振幅の減少率は、HW=2m で約 57%、HW=4m
で約 42%にもなる。このように、トリムタブが大きな効果を発揮したのは、高速航行によりトリムタブに大きな揚力が働いたためだと考えられる。
上下揺れの結果を見ると、実船の有義振幅と模型実験の結果が良く一致していることが分かる。このことは、ライドコントロールシステムが上下揺れを制御する能力を有していないという事実とも符合する。
横揺れ振幅は、小波高時は模型実験の結果より若干大きな値を示しているが、波高が 3m を超えると、ライドコ
ントロールシステムの効果が現れている。ライドコントロ
ールシステム導入による横揺れ振幅の減少率は、HW=4m
で約 43%である。
4. 2 実海域における乗り心地
船の乗り心地は、乗客にとって最も重要な要素の 1 つである。そこで、実海域における WPC の乗り心地を、2
時間暴露状態の嘔吐率である Motion Sickness Incidence(MSI)12)13)を用いて評価することにする。なお、MSI の計算に用いる上下加速度は、実船の運動計測より得られたデータの二乗平均平方根（root mean square）値を用いる。
実海域における WPC の MSI は、Table 4 に示す海象が非常に厳しい 2 種類の場合に関して計算を行った。これらのデータはいずれも、Fig.18 に示す“the most rough sea are”
において計測された。なお、Table 4 に示している運動振幅は、各航海で最も振幅が大きかった 5 分間のものである
が、MSI の計算にあたっては、この海象が厳しい 5 分間が1 航海にわたって続いたと仮定して計算を行った。ここで注目すべきは、Case 1 及び Case 2 の各運動の有義振幅である。上下揺れに関しては両者の間に大きな差異はないが、縦揺れに関しては Case 2 の方が大きく、横揺れは Case 1の方が大きくなっている。
MSI（%）の計算結果を Fig.21 に示す。この結果より、乗り心地は Case 1 に比べて Case 2 の方が良いことが分かる。これは、Case 2 は Case 1 に比べて縦揺れ有義振幅は大きいものの、横揺れ有義振幅が小さいためだと考えられる。両者のデッキ上での MSI の分布を見ても、Case 1 の方が横揺れの影響を大きく受けていることが分かる。つまり、厳しい横波を避けると、乗り心地は改善される。
Table 4 Ship motion amplitudes in two kinds of severconditions.
Case 1Case 2
Date / Service
2007.11.22 / 13
2008.2.14 / 9
Aomori →Aomori →Direction
Hakodate
Hakodate
HW (m)
4.0
4.0
θMAX (deg.) Pitch
3.29 *
2.72 **
θ1/3 (deg.) Pitch
1.65 **
2.33 *ζMAX (m) Heave
2.84 *
1.81
ζ1/3 (m) Heave
1.47 *
1.40 **φMAX (deg.) Roll
7.19 **
6.17
φ1/3 (deg.) Roll
4.49 **
2.82

Roll

φ0 (deg.)

6

3

0
0

1

2

3
HW (m)

4

5

Fig.20 Comparison of ship motions of the ship with a ride
control system and its model without one.

* : the largest amplitudes during the measurements** : the secondarily large amplitudes during themeasurements－ 87 －

Case 1Case 2

2007.11.22 serv.13

2008.2.14 serv.9

謝辞

本研究では、インキャット・タスマニア社および東日
本シップマネジメント社から技術資料の提供を受けたことを記し、関係各位に御礼申し上げます。
MSI (%)
90-100
80-90
70-80
60-70
50-60
40-50
30-40
20-30
10-20
0-10

(m)
(m)
Fig.21 MSI of the WPC in sever conditions.

今回は、実船計測を行った期間のうち、非常に海象が厳しかった 5 分間のデータのみを使って MSI を計算した
ため、Fig.21 に示すように高い嘔吐率になったが、実際の航海では、この値は格段に小さくなり、船酔いの心配はほ
とんどなくなると考えられる。

5.結言

本研究は、2007 年 9 月に青函航路に就航した、オース
トラリアのインキャット・タスマニア社製の 112m 型波浪
貫通型双胴船『ナッチャン Rera』を対象として包括的に行われた。得られた知見は以下の通りである。
1) 波浪貫通型双胴船の運動性能は、規則波、不規則波を問わず、在来型単胴フェリーに比べて非常に良い。
2) 波浪貫通型双胴船の運動性能は、特に短波長波浪中において優れている。これは、比較的短波長の波を貫くように航行することにより波浪中の運動を軽減するという、波浪貫通型双胴船の基本コンセプトの有用性を示すものである。
3) センターバウの有無によって運動振幅が異なることが確認されたが、全体的に見ると、センターバウ導入
による運動性能の改善の効果が大きい。特に、短波長の小波高時における、センターバウ導入による運動性能の改善が顕著である。
4) 波浪貫通型双胴船は、規則波中においても不規則な船体運動を引き起こす。しかし、不規則な船体運動にはセンターバウの有無は影響しない。
5) 実船に搭載されているトリムタブは、縦揺れ及び横揺れ軽減効果が非常に大きく、その軽減率は、波高 4mの波浪中において、縦揺れが約 42%、横揺れが約 43%である。
6) 波浪貫通型双胴船は、荒天下を航行している場合でも、厳しい横波を避ければ、乗客の乗り心地が確保される。

参 考 文 献1)

BMT SeaTech Limited：High Speed Craft in Following
and Stern Quartering Seas，Report on Phase 1 of MCA
Research Study 502，2003
2) BMT SeaTech Limited：High Speed Craft in Following
and Stern Quartering Seas ， Summary Report MCA
Research Study 502，2005
3) J. Whelan，D. Holloway，T. Roberts，M. Davis：Wetdeck
Slamming of High-Speed Catamarans with a Centre Bow，Proc. of FAST2003，pp.33-40
4) G. Thomas，M. Davis，D. Holloway，T. Roberts：Transient
Dynamic Slam Response of large High Speed Catamarans，Proc. of FAST2003，pp.1-85) G. Davidson，T. Roberts，G. Thomas：Global & Slam
Loads for a Large Wavepiercing Catamaran Design，Proc.
of FAST2005
6) G. Thomas，M. Davis，D. Holloway，T. Roberts：The
Influence of Slamming and Whipping on the Fatigue Lifeof a High-Speed Catamaran，Proc. of FAST2005
7) Chih-Chung Fang，John S.Y. Chang，Mu-Yen Chen：
Motion Sickness Prediction of a Wave Piercing Catamaran
at Seas，The International Marine Simulator Forum，2004
8) Chih-Chung Fang，Hoi-Sang Chan：An Investigation on
the Vertical Motion Sickness Characteristics of aHigh-Speed Catamaran Ferry，Ocean Engineering 34，
2007，pp.1909-1917
9) B. Cartwright，D. McGuckin and P. Groenenboom：A
Novel Technique to Predict Non-Steady Loads on Vessels
in Severe Seas，Proc. of ISOPE-2004，Toulon，2004，
pp.1-910) Chih-Chung Fang ， Hoi-San Chang ： Investigation of
Seakeeping Characteristics of High-Speed Catamarans in
Waves，Journal of Marine Science and Technology，
Vol.12，No.1，2004，pp.7-15
11) 山本直人，長野真二郎，池田良穂：うねりと風波複合
海象下におけるウェーブピアシング型高速フェリーの運動特性について，日本船舶海洋工学会講演会論文集，第 2K 号，2006，pp.41-44
12) J. F. O’ Hanlon，M. E. McCauley：Motion Sickness
Incidence as a Function of Vertical Sinusoidal Motion，Aerospace Medicine，1974，pp.366-369
13) 池田良穂，高田浩，石原慎一，副島信：旅客船設計における耐航性能評価に関する研究，関西造船協会誌，
214 号，1990，pp.55-60－ 88 －

3.1.2 ᛶ᛫ߩዊߐߥਔ㗡ဳ෺⢵⦁ဳߩ㐿⊒
ᗈᓥ኱Ꮫ
ὶయࢸࢡࣀ
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1. ࡣࡌࡵ࡟
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4.0m
4.0m
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Wave-Locking Catamaran ࡢ᢬ᢠ࡜ᘬἼ࡟ࡘ࠸࡚㸪す㒊㐀⯪఍ࠎሗ ➨ 99 ྕ (2000), pp.43-54.
Ᏻᮾ ₶㸪୰Ṋ୍᫂㸸཮⬗⯪ࡢ㐀Ἴ᢬ᢠపῶࡢ୍ヨࡳ--ᐇᩘ್㑇ఏⓗ࢔ࣝࢦࣜࢬ࣒࡟ࡼࡿ⯪ᆺᨵⰋ--㸪す㒊㐀⯪఍ࠎሗ ➨ 107 ྕ (2004), pp.1-13.
ᐑ⏣⚽᫂㸪ᒣᓮ ᑜ㸪Antonin Coliche, ᕝྜ ᓫ㸪⛅ඖ༤㊰㸸CFD/Ỉᵴヨ㦂࡟ࡼࡿ཮⬗⯪ᆺࡢ㛤Ⓨ㸪᪥ᮏ⯪⯧ᾏὒᕤᏛ఍ㄽᩥ㞟 ➨ 2 ྕ (2005)㸪pp.229-235.

3.2.1 高速トリマラン
日本造船技術センター
１. 緒

言

達雄

60
TSL

50
速力 ︵ ノ ット︶

現在では様々な理由、目的によってトリマラン船型の研究が行われ、実際に様々な大きさ、形状のトリマランが建造され、就航している[1]。近年、日本造船技術セン
ターで研究されているトリマランは、３つの胴のうち、両側のサイドハルの排水量が、中央のメインハルに比べ極端に少ないという特徴を有している。これは、スタビ
ライズドモノハルと呼ばれ、従来型の高速モノハル船型の高速域での造波抵抗をより少なくするために、主船体をより細長くし、アウトリガーと呼ばれるスタビライザーを付加することによって、不足する復原力を補おうとするコンセプトの船型である。
この船型は、サイドハル（アウトリガー）とメインハルの間にデッキを張ることにより、デッキ面積を増やすことができるため、同等の積載能力の船を考えると、デッキ数を減らすことができ、構造的にも荷役の上でもメリットが得られるという特徴を有している。
日本造船技術センターでは計画段階において、ターゲットを日中間高速輸送システムと位置づけ、それらの需要予測を在来船就航実績、航空機の荷動きなどから行った。その結果、「早い、安い、確実」の３つの条件を満たす新輸送システムで新しい需要を生み出しうるという結論に至った。具体的には「在来船の倍のスピード」、「在来高速海上輸送船の約半額のコスト」、「耐航性能は在来船等と同等」という目標で、新たな高速輸送の需要を生み出だし、同時に航空機輸送の需要の一部を転化しうる信頼性の高い日中間高速輸送システムをターゲットとした。その結果、航続距離 1000 海里（東京-上海）、
載貨重量 5000 トン、速力 40 ノットという要求仕様が浮かび上がった。
このような排水量型船舶において、30 ノット超の超高速を達成しようとするときの最大の障害は造波抵抗である。そこで、造波抵抗を低減するために実用船を目指した設計として、上述のスタビライズドモノハル型 RoRo
船（12m トレーラー150 台）を採用することとなった。

西川

40

高速艇

新開発ゾーン

高速フェリー

30
20
在来船型

10
50

500 1,000

100

5,000 10,000

20,000載貨重量（ｔ）

Fig.1 Service speed and payloads of conventional ships
まず始めに、排水量型で高速域を達成するためには、
造波抵抗のハンプを避ける必要があり、そのため、細長化し、フルード数(Fn)を下げる必要がある。ここでは排水量を一定にした場合、どの程度 Fn を下げることができるか調査した。
Fig.2 に示すように Cb=0.45 の基準船型を排水量、B/d、
速度一定の基、細長化（L/B を大きくする）したときのFn の減少量を見た。L/B=10〜15 あたりからその変化量は少なくなり Fn=0.4〜0.3 より下がらないということが分かった。この結果は、むやみに細長化しても造波抵抗のパンプを避けることは困難であることを示唆しており、
L/B=10〜15 くらいが妥当であろうという予想が得られた。
一方、Fig.3 に示すように浸水表面積は増加するので摩擦抵抗は増えることが予想される。この図は L/B=14 のモノハルを１として図示したものである。当然ながらカタマランは Fn の上でも、浸水表面積の上でもモノハルに比べると不利である。また、スタビライズトモノハルとの比較については、アウトリガーの設計しだいでデメリッ
トを抑えることができるため、モノハルを基準と考えて、後に詳細な検討を行うこととした。
1

２. 主要目

0.9

具体的な初期設計に当たり、まず、メインハルの主要目を決める必要があるが、本船は Fig.1 に示すように新開発ゾーンであるため、在来船のデータベースを用いることは困難かつ危険である。そこで、高速の排水量型船型であるテイラー水槽の Series 64 船型に対する系統的な抵抗試験[2]の結果などを用いて検討し、大枠の見当をつけ、その後、現実的に船として成り立ちうるかどうかを検討
した。

0.8
0.7

Catamaran

Fn

0.6
0.5
0.4
0.3

Monohull

0.2
0.1
0
0

5

10

15

20

25

30

35

L/B

Fig.2 Froude number variation of the hull slenderizing(under constant displacement, B/d, velocity).

－ 91 －

３. 推進性能

2

続いてこの船型に対し、4m 模型を用いた抵抗試験を行った。Fig.6 に示すようにチャートベースでの推定結果と比較し、良い一致を見た。また、基準となる相当モノハル船（同載貨重量、Table.1 参照）とチャートベースで比較すると 23%利得が得られ、さらに細長化した最適トリ
マランでは最大 42%の利得が得られることが分かった。
なお、同図に示す最適トリマランは軽荷重量の増加については考慮していない。したがって、本船は実現性を考慮したものとして、更なる検討を進めた。

1.8

Catamaran

1.6
1.4
WSA

1.2
1

Monohull

0.8
0.6
0.4
0.2
0
0

5

10

15

20

25

30

35

180

L/B

基準船（モノハル） ー チャート

EHP（MW）

140

具体的に有効馬力を推定した結果（Series 64 船型など
チャートベース）を Fig.4 に図示する。摩擦抵抗は緩やかに増加し、剰余抵抗は L/B=10〜15 あたりで急激に減少し、結果として、全抵抗は L/B=10〜15 あたりで急減、その後微増することが分かった。この図も L/B=14 の全抵抗を 1として図示した。

120

試設計トリマランー チャート最適トリマランー チャート

基準船（モノハル）

100

試設計トリマラン

80

Δ23％

60

Δ42％

最適トリマラン

40
20
0
20

25

30

35
船速(ノット)

40

45

50

Fig.6 Resistance estimation of the target ship.

1.4
1.2

サイドハルの位置については、復原性能、耐航性能、操縦性との関連が大きいが、推進性能の面でもメインハ
ルとの干渉があるため、それらの知見を得るため、平水中の自 由表面を考慮し た CFD(数 値流体力学)計 算 [3]（Fig.7）と模型試験の両面から調査を行った。その結果、サイドハルの位置と速力による干渉の変化も予測できるようになった。しかしながら、本船の場合、サイドハルの排水量が非常に小さいため、干渉も微小であった。

Total

1
抵抗

試設計トリマラン ー 水槽試験

160

Fig.3 Wetted surface area variation of the hull slenderizing(under constant displacement, B/d, velocity).

0.8
0.6

Frictional

0.4

Residual

0.2
0
0

5

10

15

20

25

30

35

(a)

L/B

Fig.4 Resistance variation of the hull slenderizing (underconstant displacement, B/d, velocity).
以上の考察を利用し、本研究で用いる対象船の主要目は全長 250m、垂線間長 240m、全幅 50m、メインハル幅
20m、喫水 7m とした(Fig.5)。

TRIMARAN RO/RO SHIP(b)
20 00 050 00 0

A .E.

A .E.

A .E.

Fig.7 CFD calculation result of the target ship for two
different speed (a:20 knot , Fn=0.212; b:40 knot,
Fn=0.424).

Fig.5 General arrangement of the trimaran RoRo ship

－ 92 －

４. 復原性能
続いて復原性能の検討に入る。Fig.8 は３つの排水量比に対する復原力曲線を図示したものである。この図は総排水量を殆ど変えずに、左右サイドハルの合計排水量∇sとメインハル排水量∇m の比率を変えることにより、自由に初期 GM を変えることができることを示す。

Fig.8 GZ curves for three different main/side hull
displacement ratio.
一般的にトリマラン横傾斜時の復原モーメントのほとんどは、横傾斜に伴うサイドハルの浮力変化から生じるものである。すなわち、トリマランの長所の一つである「要求仕様の変更に伴う復原性能要求の変更などに対して、サイドハルの形状を変えるだけの比較的単純で安価な設計変更で対処できる」という特徴はこの考えから導かれる。本船の設計方針を述べる前に各トレードオフの関係を列挙する。
スタビライズトモノハルの場合、サイドハルの排水量比が非常に小さいことは大前提であり、推進性能上はサイドハルの排水量は少なければ少ないほど良い。また、サイドハルの位置は干渉問題を考えると特殊な場合を除いて離したほうが有利である。しかしながら、離れすぎ
るとクロスデッキの構造上の問題から排水量（構造重量）が増え、推進性能が悪化する。
復原力の観点では、もともと高速域を達成するべく、細長化させたので復原力が不足している。つまり、サイドハルの排水量は多くし、位置は離したいという要求があるが、これは推進性能の要求と全く相反する。
また、一般的にサイドハルの排水量が少ないと、サイ
ドハルの形状は水面すれすれの形状となる。このため、傾斜時にサイドハルが浮き上がり、復原力を失う恐れがある。これを避けるためには B/d を小さい形状にする必要がある。また、この形状は、様々な載貨状態を取る必要がある場合にも有効である。しかしながら、水面下の形状だけで対処するには限界があり、クロスデッキの余剰浮力にも頼らざるを得ない場合がある。一方、耐航性能を考えた場合にはスラミングを避けるため、クロスデッキと水面はできるだけ離したいという要求があり、上述の要求と相反する。
これらの状況を考慮すると、サイドハルの設計はその設計要件によって多くの選択肢や組み合わせがあり、非常に難解であることがわかる。本船の場合、「サイドハルの排水量に関してはできるだけ、推進性能を優先させる。そして、構造上の問題をクリアできる最大限までサイドハルとメインハルを離す。次にサイドハルの水面下の形状は B/d を非常に小さくし、水面付近の形状を急激に排水量が増えるような形状にし、できるだけ水面とクロスデッキを離す。」といった指針ですべての折り合いが付く妥協点を見出した。

５. 耐航性能
続いて耐航性能について考察に入る。カタマランは、
一般に横揺れに対する復原モーメントが大きく、その結果として横揺れ固有周期が短くなり、固いバネクッショ
ンのバスに乗った時と同様に乗り心地が悪い。一方、トリマランは、サイドハルの位置・形状を調整することでモノハル船と同程度に横揺れ固有周期を長くすることが可能で、カタマランのような問題（不快な横揺れ）は生
じない。むしろ、モノハル船に比べて、横揺れに対する減衰力が大きくなると期待できる（あるいはサイドハルにビルジキールなどをつければ、ビルジキールの効果もモノハル船に比べてかなり大きいことが期待できる）ので、横揺れ性能はモノハル船より優れている（横揺れ変位が小さい）ことが期待できる。
一方、上下揺れや縦揺れなどの縦運動はモノハル船と大差ないが、端部での相対運動（船首・尾での船体と水面の相対運動）がやや大きくなる傾向がある。一般的に、
モノハルは向波中の動揺特性は優れているが、斜め追い
波中の動揺特性が悪く、カタマランは向波中の動揺性能は優れているが、横波中での横揺れによる加速度が大き
く、乗り心地が悪いという問題がある。一方、トリマラ
ンはこれらモノハルとカタマランの良い点だけを併せ持ったような動揺特性を示すため、全方位について良好な動揺特性を有する。Fif.9[4]は西太平洋海域を対象として、
payload１０００トンの能力を持つモノハル・カタマラ
ン・トリマランの operability（安全に航行できる割合）を波向毎に試算した結果を示すが、上述したようにモノハ
ルでは斜め追い波中において operability の顕著な低下が見られ、カタマランでは横波中での operability の低下が見られるのに対して、トリマランはモノハルとカタマランの性能の良い部分を連結したような特性を示し、全方位の波向きに対して良好な operability を示すことがわかる。この operability を全方位に亘って積分したものを全
方 位 operability と 定 義 する と 、カ タ マラ ンの 全 方位
operability 74.7%に対してトリマランの全方位 operability
94.2%といった結果が得られ、カタマランをトリマランに変更することで 20%もの operability の改善が期待できる
ことが報告されている。

－ 93 －

Fig.9 Operability for three types of ship.
これらの考察を踏まえ、日本造船技術センターで行った運動性能試験のなかで、トリマランが不利であろうと考えられる上下揺れや縦揺れ関して、船体運動から上下加速を算出した結果を報告する。Fig.8 は全方位からの波（Χ＝０°、４５°、９０°、１３５°、１８０°）に対し、３種類の波長船長比の場合の上下加速度を示したものである。
船速 Vs=20knot、
波高 Hw=3m の規則波中で、上から重心位置、船体中央、船首（S.S.9）のものである。
TSL[5]の Vs=22.5knot、H1/3=3m の public space では最大
0.15g あったことを考えても良い性能であると言えるであろう。

本研究ではランキンソース法により船体運動、サイドハルにかかる荷重を計算し、クロスデッキの強度設計を行っている。同計算コードで得られた縦曲げモーメントは、
メインハルに対する NK 規則による波浪縦曲げモーメン
トや Lloyd’s Register(LR)のサイドハルを考慮したものとも比較し、その妥当性を確認している。参考までに Fig.9に類似船型でのランキンソース法での計算結果の一例を
示す。

180
0.2

(a)
135

0.15

135

0.1
0.05
90

0

90

45

45
0
180
0.2

(b)

135

0.15

135

0.1

Fig.9 Hull surface pressure distribution (calculated by
Rankine source method, χ=120deg、λ/L＝0.8、Fn=0.3、Hw=4m ).

0.05
90

0

90

６. 操縦性能45

続いて、操縦性能について考察を行う。スタビライズ
ドモノハルのサイドハルは一般に小さく、喫水も非常に浅いため、操縦性に対する影響は小さいので、サイドハルを利用して操縦性を向上させようとするのは、あまり有効ではない（他のタイプのトリマランではサイドハルを前方に設けることによって、サイドハルをピボットにして回頭できることになり、操縦性能（回頭性能）が向上すると考えられているものもある）。
操縦性で問題になり得るのは、長さが長くかつ喫水の深いメインハルである。即ち、針路安定性は良いが、逆に旋回性能が悪く、場合によっては、例えば舵面積を大きくするとか、bow thruster を装備するなどして旋回モー
メントを稼ぐ工夫をしなければならないといった問題がある。
一方、旋回時のヒール（横傾斜）がモノハルに比べて顕著に小さい特徴を有している。

45
0

(c)

135

90

180
0.35
0.3
0.25
0.2
0.15
0.1
0.05
0

45

135

90

45
0

7. まとめFig.8 Vertical Acceleration (unit:g,a:center of gravity; b: midship; c:S.S.9,■:λ/L=0.5; ■:λ/L=0.75; ■:λ/L=1.0 ).
耐航性能関連でトリマラン特有のもう一つの問題点は細長船型のため通常のモノハルより縦曲げモーメントが厳しくなること、クロスデッキにかかるねじりモーメン
ト、横応力などを考慮しなくてはならない点がある[6]。

以上が日本造船技術センターが提案するトリマラン型
高速 RoRo 船の概要である。最後に、当初掲げた目標を達成できているか、総合的な検討を行った結果を示す。
まず、ターゲットとした東京-上海航路において、ある運航モデル（ビジネスモデル）を仮定し、全ての運航経費、船舶経費を積算し運航コストを算出した結果[7]と他の輸送システムの輸送コストとの比較を Fig.10 左図に示す。

－ 94 －

本船での輸送コストは航空機の約 1/10、現行高速貨物船＋陸上輸送の約半分のコストで実現可能であることが分かった。ここで、用いた船価の試算を Table.1 に示す。また、通関を含めた輸送総時間は同図右に示すように現行
コンテナ船の約半分の時間で、航空機とあまり変わらない時間を実現できることが分かった。
以上より、当初述べた目標をクリアできたことが確認された。今後の日中間の経済状況によっては本船が脚光を浴びる日が来ることを期待する。
輸送総コスト

総輸送時間

1200%

8
7

1000%

6
800%
[日]

5

600%

4
3

400%

2
200%

1

機
空
航

ラ
ン

貨

物

船

トリ
マ

送
上
+陸

ン
テ
行
コ
現

速
現

行

高

速
高
行
現

輸

ナ
船

機
空
航

+陸
船
物
貨

トリ
マ

上

輸

ナ
船
ン
テ
行
コ
現

ラ
ン

0

送

0%

Fig.10 Comparison of operational cost and total time of thetransportation.
Table.1 Main dimension, miscellaneous and value index.
トリマラン
相当モノハル 船価基準船
全長[m]
250
240
199
垂線間長[m]
240
230
187
幅[m]
50
26
24.5
深さ[m]
15
10
21.32
喫水[m]
7
7.5
6.9
載貨重量[t]
5000
5000
5600
航海速力[kn]
40
40
30
12mトレーラー[台]
150
150
150
主機出力[MW]9512548
乗組員[人]
202020
消費燃料[t/hr]
16
21
8
総船価指数
1.25
1.3
1
(内訳)工費
1.5
1
設計費
1.5
1
主機関価格
2
1

参 考 文 献
鷲尾 祐秀、湯原 哲夫：トリマランの総合性能評
価―その１:トリマランの持つ物流革命ポテンシャル― , 日 本 造 船 学 会 講 演 会 論 文 集 , 第 ５ 号 , 2005,
pp.51-52.
2) Hugh Y. H. Yeh, “Series 64 Resistance Experiments on
High-Speed Displacement Forms”, Marine Technology,
July, 19653) http://www.fluent.com/
4) http://www.austal.com/
5) T. Matsumura et. al. “Recent Developments in Techno
Super Liner (TSL) Project The Fifth International Forum on
Aluminum Ships
6) 影本 浩、川村 隆文、鈴木 克幸、鵜沢 潔、鷲尾 祐秀、西川 達雄：トリマランの総合性能評価―その 2:トリマランの流体力学的性能と構造的諸問
題―, 日本造船学会講演会論文集, 第５号, 2005,
pp.53-54.
7) 大和 裕幸、湯原 哲夫、田中 大士:トリマランの総合性能評価―その３:トリマランの経済性評価―,
1)－ 95 －

日本造船学会講演会論文集, 第５号, 2005, pp.55-56.

－ 96 －

3.2.2 中速トリマラン
大阪府立大学大学院
大阪府立大学大学院
大阪府立大学大学院
大阪府立大学大学院
1. 緒

言

小浦
溝辺
二瓶
池田

拓也
辰大
泰範
良穂

ラスト水を必要とする．

トリマラン船型は，船体の細長化によって造波抵抗の削減が可能であり，また，上部構造の幅が広くなることによりデッキの面積が大きくなるため，在来船と同じ貨物積載能力を持つトリマランではデッキ数の削減が可能である．
これにより水面上構造物の高さが低くなり，風の影響を受けにくくなると考えられる．
トリマラン船型を大きな上部構造のわりに喫水が浅く風の影響を受けやすい PCC や大型客船のような船種に適用した場合には風圧力の軽減による斜航角や船速低下の減少が期待できる．さらに，小型の RORO フェリーに適用した場合，造波抵抗の削減により大幅な抵抗削減が期待できる．
大阪府立大学大学院では， PCC と小型の RORO フェリ
ーをトリマラン化した際の抵抗特性を推定し在来船との性能比較を行った．さらに，トリマラン船の模型を用いて実験を行い，抵抗推定結果が妥当であることを確認した．
また，斜航試験により斜航時の抵抗を測定し，トリマランの抵抗性能に関して考察を行った．

Fig. 1 Production and export of cars in and from Japan

8000

Capacityof cars

7000
6000
5000

2. 中速トリマラン型 PCC に関する研究4000

2.1 緒言Fig.1 に示されるように，日本での自動車生産量は 1960
年代以降急激に増加し，輸出は 1960 年代の終わりから始
まり 1970 年代に入ると急激に増加した．日本で最初の自動車船である追浜丸は 1965 年に建造され，最初の自動車専用運搬船(PCC)である第十とよた丸は 1970 年に竣工した．1980 年代末以降，日本での自動車の生産と日本からの輸出は貿易摩擦により減少し，Fig.2 に示すようにこの
間 PCC はほとんど建造されなかった．近年ではアジア諸国での自動車の需要が増加しているため PCC の需要も増加している．Fig.2 より，PCC の大きさは 2 種類のグルー
プに大別することが可能であり，1 つは自動車積載能力が1000 台以下の小型の PCC，もう 1 つは 4000 台から 6000
台の大型の PCC であることが分かる．普通大型の PCC は
外航用，小型のものは内航用である．
Fig.3 には PCC の運航速度と積載台数の関係を示している．大型の PCC の運航速度は大体 19 ノットから 20 ノッ
トであるが，小型の PCC では積載台数が減少するにつれて急激に減少している．これはフルード数の増加による抵抗の増加が原因であると考えられる．
また，PCC は，積荷の自動車が容積の割に軽いため，容積は大きく排水量は小さい．その結果，ほとんどの PCC
は喫水が浅く水面上の上部構造物が大きい特殊な形をしている．これらの特徴のため，PCC は復原力が小さい，
風の影響を受けやすい，保針性が悪いなどの運航上の問題を抱えている．また，PCC は復原力確保のため大量のバ

3000
2000
1000
0
1960

1970

1980

1990

2000
2010
Delivered year

Fig. 2 Capacities of cars of PCCs built in Japan
22
20
18
16

V(knot)

14
12
10
8
6
4
2
0
0

1000

2000

3000
4000
Capacity of cars

5000

6000

7000

Fig. 3 Correlation between cars capacity and service speed ofexisting PCCs.
これらの問題点を解決する新しい船型として，筆者の一人が提案したトリマラン PCC がある．トリマラン PCC では非常に薄いサイドハルを防舷材として活用することに－ 97 －

Input：NC，LPP/Bm，B/Bm，CP，Dhull

より中央船体の横隔壁を減らすことが出来る．また，ある速度域での抵抗削減効果や，大きさやデッキ数の削減が期待できる．
本研究では，トリマラン PCC の大きさや抵抗性能の観点から，トリマラン PCC に関するフィージビリティ・ス
タディを行った．
2.1 コンセプト
新形式トリマラン型 PCC のイメージを Fig.4 に示す．同
船型は，中央船体を細長化して抵抗を減らすと共に，乾舷甲板より上に幅の広い車両甲板を複数設けてデッキ層数を削減して，上部構造の高さを低減することにより，風の影響を低減することが出来る．また，三胴化により横流れ抵抗が大きくなったことにより強風下での操縦性の向上に繋がることが期待できる．
また，サイドハルの配置により復原力を自由に調整できる
ことにより，設計自由度が広がるとともに，大きな復原力を確保し，単胴型 PCC に比べて大幅なバラスト重量の削減が可能である．

Bm

LPP，B

NCL，NCU，DW
ND＝ND＋1

SDL，SDU

SL，SU

Bm= Bm+ ⊿Bm

LWL＝(SDL＋SL)×0.24＋Wr
LWU＝(SDU＋SU)×0.20＋Wr

YES
NO

If
ND≦8 layerΔ

NC ：number of carsd

ＬPP : length perpendicular
Bm : breadth of main hullB: breadth

CP : prismatic coefficient
Dhull :depth of hull

If
NC=NCL+NCU andd+2≦DhullNO

YES

ND : number of upper decks
NCL : number of cars below freeboard deck
NCU : number of cars over freeboard deck

Output：Bm、ND，LW

DW : dead weight

LWL : light weight below freeboard deck

SDL : deck area below freeboard deck

LWU : light weight over freeboard deck

SDU : deck area over freeboard deck

WR ：rig weight

SL : area of hull surface below freeboard deckΔ: full load displacement

SU : area of hull surface over freeboard deckd

: draft

Fig.5 Flow chart of computer program to determine size and
deck

単胴船
Fig.4 Cross section of the proposed trimaran type PCC

2.2 トリマラン化によるデッキ数の削減
車両積載能力が同じ在来単胴型 PCC と本研究で提案する
トリマラン PCC の大きさ及びデッキ層数を比較する．
そのため，在来型 PCC 及びトリマラン型 PCC の大きさ
及び軽荷重量を以下のようにして推定した．
まず初めに，隔壁甲板より上と下の船殻表面積をそれぞれ計算した．その面積に基づいて，船殻重量を近似的に求める．船の艤装品の重量は船殻重量の約 20%として計算した．船体に用いる鋼材は鉄とアルミ合金の 2 種類を仮定し，アルミニウムの船殻重量は鉄の 45%とした．載貨重量は車両重量，燃料及びバラスト水の和で表され，バラスト水の重量は単胴型 PCC では車両重量の 75%，トリマランでは25%とした．このようなバラスト重量の減少はトリマラン化により復原性が向上したことによるものである．
船体の大きさとデッキ数を決定する際のフローチャー
トを Fig.5 に示す．入力データとして積載台数 NC，ハルの深さ Dhull を与える．トリマランの船型を決める要素としてセンターハルの細長比 LPP/Bm，全体の幅とセンターハルの幅の比 B/Bm を与える．これらのデータを用いてデッキ
面積，積載能力，軽荷重量，満載排水量を計算する．様々な大きさ，積載台数の PCC について計算を行った．計算により求めた積載能力が入力データの積載台数と一致す
れば計算は終了し，結果が出力される．

鋼製の単胴型 PCC，鋼製のトリマラン型 PCC，アルミ製のトリマラン型 PCC についての計算結果を Fig.6 に示す．
計算の際にはトリマラン PCC に関する条件を以下のように設定した．
1) センターハルの細長比は 12，サイドハルについては
202) 全幅とセンターハルの幅の比は 33) サイドハルの長さは垂線間長の 70%
4) サイドハルの排水量は満載排水量の 10%
5) センターハルの柱形係数は 0.6
単胴型 PCC については，細長比と柱形係数はそれぞれ 6，
0.6 とした．
また，Fig.6 中には比較対象として在来型 PCC のデータを示す．一番上のグラフは単胴型の鉄製 PCC の計算結果と在来型の PCC を比較したものであり，よく一致しているのが分かる．在来船のデータによると，積載台数が約2000 台の小型の PCC ではデッキの層数は 8 層であり，積載台数が 約 6000 台の大型のものでは 12~13 層である．
トリマラン PCC では Fig.6 中の中央のグラフ及び一番下のグラフをみて設計者が適当な船型を選ぶことが出来る．
例えば積載台数が 2000 台の鉄製のトリマラン PCC では，デッキ数が 5 層であれば垂線間長は 200m，6 層であれば170m，また 7 層であれば 150m となる．運航者が従来の単胴 PCC と同じ垂線間長 150m のトリマランを選ぶとすれ
ば，デッキ数は在来型では 8 層であったがトリマランでは7 層になり 1 層減少する．例えば積載台数が 6000 台のより大きな船になると，トリマランのデッキ数を在来型と同
じ 12 層にした場合，垂線間長は従来の 200m よりも短い
170m となる．
Fig.7 において，鉄製の単胴船，鉄製のトリマラン，ア
ルミ製のトリマランそれぞれの重量を示す．図中の一番上に軽荷重量，中央に載貨重量，一番下に満載排水量のグラ－ 98 －

フを示している．Fig.7 中に示されている各船のデータはFig.6 に示す計算結果より選択したものである．最上部の軽荷重量のグラフを見ると，鉄製のトリマランの方が鉄製の単胴船よりもハル面積が増加するため重くなることが分かる．また，中央の載貨重量のグラフから，トリマラン
化によりバラスト水が減少するため，どちらのトリマラン
も単胴船よりも載貨重量が軽くなることが分かる．一番下のグラフは鉄製の単胴船と鉄製のトリマランの満載排水量はほぼ同じになることを示しており，アルミ製のトリマ
ランはそれらに比べ大変軽くなることが分かる．
これらの結果より，排水量に関してアルミ製のトリマラ
ンは鉄製の単胴船及びトリマランよりも優れていることが分かる．
鉄製の単胴船と鉄製のトリマランの比較より，鉄製のト
リマランでは鉄製の単胴船に比べデッキ数が削減できる
ことが分かる．デッキ削減によるメリットについては今後調べていく予定である．

20000
18000

Light weight(ton)

10000
8000
6000

0
0

1000

2000

3000

4000

5000

6000

7000

5000

6000

7000

5000

6000

7000

Capacity of cars

16000
14000
Dead weight(ton)

12000

5

200

12000

2000

number of decks

250

14000

4000

mono-hull PCC built by steel

300

mono-hull PCC built by steel
trimaran PCC built by steel
trimaran PCC built by alminum

16000

10000
8000
6000

6

4000

7

2000

LPP

8

0

9

150

0

1000

2000

10

3000

4000

Capacity of cars

11

100

12
13

50

35000

Existing PCC
0
1000

2000

3000
4000
Capacity of cars

5000

6000

7000

Full load displacement(ton)0trimaran PCC built by steel

300

number of decks
250

5
6

200
LPP

7

15000
10000
5000

1000

2000

3000

4000

Capacity of cars

10
Existing PCC

50

20000

0

9
100

25000

0

8

150

30000

Fig. 7 Comparison of light weight, dead weight and full load
displacement among a steel mono-hull, a steel trimaran and analuminum trimaran.

0
0

1000

2000

3000
4000
Capacity of cars

5000

6000

7000

trimaran PCC built by aluminum

300

number of decks
7

250

8

LPP

200

9
10

150

11
12

100

Existing PCC
50
0
0

1000

2000

3000
4000
Capacity of cars

5000

6000

7000

Fig.6 Calculated size (in Lpp) and number of decks for various
capacity of cars (upper: mono-hull, meddle: steel trimaran,
lower: aluminum trimaran).

2.3 トリマラン PCC の抵抗特性提案したトリマラン PCC に対して抵抗性能評価を行った．また，比較のために単胴船についても抵抗推定を行った．
Taylor-Chart を用いて単胴船とトリマランのセンターハ
ルに対して剰余抵抗の推定を行った．サイドハルは非常に薄いため(L/B = 20)，剰余抵抗は無視する．摩擦抵抗は
Schoenherr の式を用いて計算した．計算により求めた抵抗を用いて各船の有効馬力を求めた．
求めた EHP の例として，積載台数 1000 台の小型の PCCに関する結果を Fig.8 に，積載台数 6000 台の大型のものに関する結果を Fig.9 に，車両 1 台あたりの有効馬力を示す．
どの速度域でもアルミ製のトリマランの有効馬力が最も小さくなっていることが分かるが，1000 台積み PCC では
18 ノット以上，6000 台積みでは 24 ノット以上で，抵抗削減効果が急激に大きくなっていることが分かる．鉄製の単－ 99 －

16
trimaran PCC built by steel

EHP/car (ps)

12

18
16
14
12
10
8
6

mono-hull PCC built by steel

4

trimaran PCC built by steel

2

trimaran PCC built by aluminum

0
0

1000

2000

3000

4000

5000

trimaran PCC built by aluminum

10
8
6

0

7000

Reduction rate of EHP/car
5%
10%
15%

10 11 12 13 14 15 16 17 18 19 20 21 22 23 24 25
V(knot)Fig. 8 Calculated EHP/car of 1000 car capacity PCCs.

Capacity of cars

0

16

20%
0 5 10 15 20

6000

2

5000
4000
3000
2000
1000

mono-hull PCC built by steel

140

trimaran PCC built by steel

12
EHP/car (ps)7000

Fig. 11 Predicted EHP/car of ships with various car capacityat 28knot

4

15 16 17 18 19 20 21 22 23 24 25 26 27 28 29 30
V (knot)

trimaran PCC built by aluminum10

Fig.12 Contour map of reduction rate of EHP/car of a steel
trimaran PCC from that of a steel mono-hull PCC.

8
6

Reduction rate of EHP/car

4

0
7000

2
6000

10

12

14

16

18

20

22 24
V(knot)

26

28

30

32

34

Fig. 9 Calculated EHP/car of 6000 car capacity PCCs.
7

Capacity of cars0mono-hull PCC built by steel

6
5

5%
0

10%

15%

20%

25%

30%

5

10 15 20 25

30

35%
35

5000
4000
3000
2000
1000

trimaran PCC built by steel
EHP/car (ps)6000

Capacity of cars

Fig.12，Fig.13 には鉄製のトリマラン PCC 及びアルミ製のトリマラン PCC の鉄製の単胴船に対する有効馬力の削減率を設計図表にして示している．これらの図を用いて，設計者はそれぞれの速度で最適な船型を選択することが出来る．

mono-hull PCC built by steel

14

20

EHP/car (ps)

胴船と鉄製のトリマランの結果を比較すると，1000 台積
みでは 21 ノット，6000 台積みでは 27 ノットで交差し，それ以上の速度ではトリマランの方が有効馬力が小さくなることが分かる．
1 台あたり EHP は PCC の大きさや積載台数に依存している．20 ノットと 28 ノットでの有効馬力推定結果をFig.10，Fig.11 にそれぞれ示す．Fig.10 に示したのは 20 ノットでのときの結果であるが，鉄製のトリマランの有効馬力が最も大きく，アルミ製のトリマランが最も小さい．速度が増加するに従って，鉄製の単胴船と鉄製のトリマランの位置関係が変化し，Fig.11 に示した 28 ノットのときのグラフを見ると，鉄製のトリマランとアルミ製のトリマラ
ンの有効馬力は両方とも鉄製の単胴船のものよりも小さくなっている．

trimaran PCC built by aluminum0
15 16 17 18 19 20 21 22 23 24 25 26 27 28 29 30
V (knot)

4

Fig.13 Contour map of reduction rate of EHP /car of analuminum trimaran PCC from that of a steel mono-hull PCC.

3
2
1
0
0

1000

2000

3000
4000
Capacity of cars

5000

6000

7000

Fig. 10 Predicted EHP/car of ships with various car capacity
at 20knot

2.4 結言本研究により，鉄製の単胴船，鉄製のトリマラン，アルミ製のトリマランの大きさ，デッキ数及び抵抗特性についての推定を行い，以下のような結論を得た．
1) トリマラン PCC では，単胴型 PCC に比べて船体の－ 100 －

2)

3)
4)

5)

6)

7)

大きさやデッキ数の削減が可能である．
鉄製のトリマラン PCC の軽荷重量は，ハルの表面積が増加するため積載台数が同じ鉄製の単胴船の軽荷重量に比べて重たくなる．
鉄製のトリマランの満載排水量はバラスト水が減少するため鉄製の単胴船とほぼ等しくなる．
アルミ製のトリマラン PCC は鉄製の単胴船，トリマ
ランに比べて軽荷重量，満載排水量共にかなり軽くなる．
鉄製のトリマランの有効馬力はある速度以上で鉄製の単胴船の有効馬力より小さくなる．その速度は1000 台積みの PCC で約 21 ノットであり，積載台数が増加するほど高速になる．
アルミ製トリマランの有効馬力はどの速度域でも鉄製の単胴船及び鉄製のトリマランに比べて小さくなる．
トリマラン PCC の有効馬力を鉄製の単胴 PCC と比較した際の有効馬力削減率を表した設計図表を作成した．

3. 中速アルミ製 RORO フェリー2 章の結果より，トリマランと単胴船の有効馬力を比べたとき，ある速度までは両方ほぼ同じか単胴船の方が小さいが，ある速度を超えるとトリマランの方が大幅に小さくなることが分かった．また，その速度は小型のものほど低速になることが示された．そこで本章ではトラック積載能力が同じ 5000 総トンの RORO トラックフェリーとアルミ製のトリマランの抵抗を比較しトリマラン化による抵抗削減効果を調べた．また，年間の運航コストを推定し，経済性評価を行った．
3.1 緒言原油価格の高騰から多くのフェリー会社は苦境に立たされており，減速航行による燃料消費の削減，運航回数の削減等の対策をとっているが，中には航路廃止，会社の清算にまで追い込まれている事例もでてきている．原油価格については，今後，多少の変動はあると考えられるが，ある程度の高止まりは避けられないものと考えられる．
こうした原油高の中では，フェリーの総運航コストに占める燃料油コストの比率が大きくなり，燃料削減が経営に直接的に大きな影響を及ぼしている．
燃料費削減には，船型改良や付加物による推進効率の向上などが有効だが，在来型の単胴フェリー船型ではほぼ究
極まで船型改良が行われており，最近の原油価格高騰に対応できるほど画期的な技術開発は難しいと思われる．そこで，本研究では軽いアルミ製にして排水量を減らすとともに，多胴化して抵抗性能および積載効率を向上させた
5000 総トン，20 ノットの中速 RORO トラックフェリーのコンセプトを構築し，その基本性能および経済性評価を行った．中速フェリーのアルミ化の検討は，豪オースタル・
シップス社でも行われており，中速の小型双胴フェリー(載貨重量 350 トン，14 ノット)をアルミ製とした時のフィージビリティ・スタディを行い，鋼製よりも経済性が高い
ことを示している 1)．本研究では，多胴船型としては，筆者の 1 人が提案・特許化したトリマラン船型を採用した 2)．
この船型は，両舷のサイドハルを防舷材として機能させる
ことによって，センターハル内の横隔壁をなくして隔壁甲板下にトラックの積載を可能としたもので，在来の単胴フ
ェリーに比べて積載効率を大幅によくすることができ，背を低く押さえることができる．
3.2 トリマラン RORO フェリーのコンセプト
航路長が約 100km の国内航路に就航する 5000 総トン，
航海速力 20 ノットの RORO トラックフェリーを対象に，単胴型からアルミ製トリマラン型にした時のフィージビ
リティ・スタディを行う．
本研究により提案するトリマラン RORO フェリー開発の基本コンセプトを以下に示す．
i)
軽量化による抵抗減少
アルミ合金製とすることによって，排水量が減少することによる抵抗削減．
ii) トリマラン船型の採用による抵抗減少
トリマランでは，造波抵抗は減少するが，浸水表面積が増加することによって摩擦抵抗が増加する．この増減によって，全抵抗は，船の大きさおよび速力によって変動する．トリマラン RORO フェリーの場
合は 20 ノット手前で造波抵抗の減少が摩擦抵抗の増加を上回るため，全抵抗が減少する．
iii) トリマラン化に伴うセンターハルの横隔壁減少に伴う積付台数の増加
トリマランのサイドハルを防舷材として活用することによって損傷時復原性規則をクリアして，センターハル内の横隔壁を減らし，隔壁甲板下に長い車両甲板を確保する．また，トリマラン化に伴う上部甲板の幅が広がり，積付効率の向上を図る．
iv) トリマラン化による復原力増加に伴う就航率向上
3.3 トリマラン RORO フェリーの船型決定
3.3.1 トリマラン型 RORO フェリーの設計条件
トリマラン型 RORO フェリーと，在来型単胴 RORO フェ
リーの車両デッキ面積の大きさが等しくなるように寸法を決定した．トリマラン型 RORO フェリーに関する設計条件は以下の通りとする．
i)
メインハルの L/B＝12.0ii) メインハルの柱形係数 Cp＝0.6iii) メインハルの排水量：サイドハルの排水量＝8：1
iv) サイドハルの長さ＝メインハルの長さの 70%v)
サイドハルの L/B＝20
また，船体材料はアルミ合金とし，在来船に使われる鋼材との密度比は 0.3，板厚を 1.5 倍とする．
3.3.2 軽荷重量の推定
軽荷重量は，在来船の船体重量を基準にして，船体外板
面積とデッキ面積の和から算出される総鋼板面積の比より推定する．在来船の満載排水量Δは，柱形係数 Cp＝0.6，
中央横断面係数 Cm=0.925 とし，(1)式により求める
Δ(ton)＝ρg×LPP×B×d×Cp×Cm(1)

3.3.3 在来船との主要目比較
以上のようにして決定したトリマラン RORO フェリーの主要目と，在来船の主要目の比較を Table 1 に示す．また，在来型 RORO フェリーの簡単な一般配置図を Fig.14に，トリマラン RORO フェリーのものを Fig.15 に示す．

－ 101 －

iv)

算する．
ハル間の造波干渉は無視できるとする．

Table1 Principal particulars of ships
Mono-hull
Distance of route
VS
Number of voyage
Loa
Lbp
B
Deck height
D'
D
d
D.W.
(trailor weight)Δvehicles
BHP

Trimaran

C R = F (∇ L3 , C P , B d )

140 ｍ
132 ｍ
33 ｍ
4.5ｍ
11.5 ｍ7m
5.05 m
2,636 t(1994 t)5216 ttrailor×56(12.5 m×2.5 m)
8358 ps

3.4.2 有効馬力の比較
在来型 RORO フェリーとトリマラン RORO フェリーの有効馬力を Fig.16，Fig.17 に示す．Fig.16 から，16 ノット程度でトリマラン RORO フェリーの方が在来 RORO フェリーよりも有効馬力が小さくなり，それより高速域では速度の増加に従いトリマラン化による有効馬力削減効果も大きくなることが分かる．
Fig.17 に示すように，在来船の運航速度である 20 ノット
ではトリマラン化による有効馬力の削減率は 24%となる．

113km
20.0kt5 times/day
130 m
121 m
21 m
4.5m
13 m
7m
5.5 m
2,600 t(1958 t)7950 ttrailor×55(12.5 m×2.5 m)
11000 ps

(3)

20000
WL

Mono-hull
Trimaran

EHP (ps)

15000
10000
5000

Fig.14 Rough arrangement of conventional RORO-ferry

0
10

y
WL

12

14

16 18 20
Vs (knot)22

24

Fig.16 Predicted Effective Horse Power of conventionalmono-hull and proposed trimaran
8000

Mono-hull
Trimaran

7000

EHP (ps)6000
engine room

5000
4000
3000
2000
1000
0

Fig.15 Rough arrangement of proposed trimaran RORO-ferryMono-hull

3.4 トリマラン RORO フェリーの抵抗特性(2)式に示す 2 次元外挿法を用いて在来型 RORO フェリ
ーとトリマラン RORO フェリーの抵抗を推定し，トリマ
ラン化による有効馬力の削減率を求める．

RT = 12 × (C F + C R ) × ρ × S × VS

2

(2)

3.4.1 計算条件
計算時に用いた条件は以下のとおりである．
i)
摩擦抵抗係数の計算には Shoenherr の式を用いたii) 剰余抵抗係数は(3)式の関数をもつ Taylor-chart を 1
次外挿して求める．
iii) トリマランのサイドハルは平板状のため造波抵抗が非常に小さいので無視できるとし，摩擦抵抗のみ計

Trimaran

Fig.17 Comparison of EHP of conventional monohull andproposed trimaran at 20 knot
3.4.3 抵抗成分に関する考察
トリマランでは，センターハルを細長化することによって Fig.18 のように剰余抵抗を減少させることが出来るが，その一方で浸水面積が増え Fig.19 のように摩擦抵抗が増加する．すなわち，トリマラン化による造波抵抗の減少と，摩擦抵抗の増加はトレードオフの関係にあり，剰余抵抗の減少が摩擦抵抗の増加を上回ると全体の抵抗は減少することになる．
そこで，以下のようにトリマランと単胴との間の抵抗成分の変化量をΔRr とΔRf と定義し，その比(ΔRr/ΔRf)をとることとすると，この比が 1 以上になると，トリマラン化したことによって全抵抗は単胴型よりも減少すること－ 102 －

となる．
ΔRr=単胴船の剰余抵抗－トリマランの剰余抵抗
ΔRf=トリマランの摩擦抵抗－単胴船の摩擦抵抗
提案するトリマラン RORO フェリーと在来型 RORO フェリーについて計算した結果を Fig.20 に示す．図中で 1 以上になる速度域でトリマランの全抵抗が単胴船のものよりも小さくなる．約 16 ノットの時点で剰余抵抗の減少が摩擦抵抗の増加を上回っており，比較的低速でもトリマラン化による抵抗削減効果が現れることが分かる．
100000Rr (kgf)

90000
80000

Mono-hull
Trimaran

70000
60000
50000
40000
30000
20000
10000
0
0 2 4 6 8 10 12 14 16 18 20 22 24 26 28 Vs (knot)

Fig.18 Predicted residual resistance of conventional mono-hulland proposed trimaran

Mono-hull
Trimaran

40000
Rf (kgf)

Table2 Data to calculate operational cost
5% of building cost of ship
interest
1% of building cost
insurance
90% of building cost / term of redemption
dipreciation(15 years)(term of redemption)
0.2 (l/ps・h）×fuel price (yen/l)fuel cost
3.5.2 計算条件
2004 年以降の内航船用 C 重油の価格推移の様子をFig.21 に示す．2004 年度には C 重油の燃料費は 1kl あたり
約 3 万円だったが，2007 年度には 6 万円に倍増しており，
2008 年の 4-6 月に 7 万円以上にまで上昇し，同年 7 月には9 万円を超えている．この燃料価格の変化を Table2 中のfuel price に反映し，燃料費削減量を求める．

60000
50000

20 ノットで航行した場合のトリマラン RORO フェリーの有効馬力は在来船のものより 24%小さくなることが分かった．有効馬力の減少はそのままエンジンの制動馬力の減少につながるため，大きな燃料費の削減が可能である．しかし，本研究で提案するトリマラン RORO フェリーの船体材料にはアルミを用いるため，それによる船価の増大を考慮に入れた経済性評価を行う必要がある．そこで，この船価増に伴う年間の運航コスト増を推定して，燃料コストの削減と比較して，アルミ製トリマラン化の経済性を評価することとする．
3.5.1 トリマラン化による年間運航コストの変化
アルミ製トリマランにすることによって，船価が増加し，一方燃料費が減少するが，その他のコストは変わらないので，年間の運航コストのうち船価に関わる費用と燃料費のみ Table2 のようにして推定し，在来船とトリマランの結果を比較する．

30000
20000
10000

100,000
90,00080,00070,00060,00050,00040,00030,00020,00010,0000

0

Fig.19 Predicted frictional resistance of conventionalmono-hull and proposed trimaran

Se
p20
M 03
ar
-2
0
Se 04
p2
M 004
ar
-2
0
Se 05
p20
M 05
ar
-2
0
Se 06
p20
M 06
ar
-2
0
Se 07
p20
M 07
ar
-2
0
Se 08
p20
M 08
ar
-2
00
9

|ΔRr/ΔRf |
6
5.5
5
4.5
4
3.5
3
2.5
2
1.5
1
0.5
0
0

Price of Bunker C (￥/kl)￥/kl

0 2 4 6 8 10 12 14 16 18 20 22 24 26 28Vs (knot)

date

Fig.21 Change of fuel price

2

4

6

8 10 12 14 16 18 20 22 24 26 Vs (knot)

Fig.20 Ratio of reduction of residual resistance to increase offrictional resistance of proposed trimaran from conventional
monohull
3.5 経済性評価
第 3 節で在来船とトリマランの有効馬力を推定し，その結果 16 ノット以上の速度ではトリマラン RORO フェリーの方が全抵抗が小さくなり，在来船の運航速度と等しい

また，在来型単胴 RORO フェリーの船価を 70 億円と仮定した．アルミ製トリマラン型 RORO フェリーの船価については，オースタル・シップ社の小型双胴型船での推定では材料費の上昇とエンジン価格の減少がちょうどキャン
セルして船価は同じとしているが，単胴型とトリマラン型との違いがあるので 10%の船価上昇を仮定した．
3.5.3 結果と考察
以上のようにして求めたトリマラン化による年間の燃料コストの削減量と，船価上昇による年間コスト増加(減価償却費，利子，保険料)の推定結果を Fig.22 に示す． ト
リマラン化による燃料費の削減量は，毎年の燃料価格の高騰によって急激に大きくなっていることが分かる．10%の－ 103 －

船価上昇による年間コストの増加額と比較すると 2004 年
9 月，すなわち C 重油価格がキロリットルあたり 3 万円において両者が一致しており，それ以上の価格では燃料コストの削減が船価増による年間コストの増加を上回っている．
300

million yen

250
200

reduction of fuel costannual cost increase due toincrease of ship building cost

150
100
50

Table3 Principal particulars of trimaran model ship

A.D.

M

Se
p

-2

00
ar 3
-2
Se 004
p2
M 004
ar
-2
Se 005
p2
M 005
ar
-2
Se 006
p2
M 006
ar
-2
Se 007
p2
M 007
ar
-2
Se 008
p2
M 008
ar
-2
00
9

0

4.2 抵抗試験
4.2.1 抵抗試験結果
トリマランに対して行った Taylor-Chart を用いた推定結果の妥当性を確かめるため抵抗試験を行った．模型船の主要目を Table3 に示す．
抵抗試験は大阪府立大学の曳航水槽にて行なった．模型
船は上下揺れ・縦揺れを自由とし，抵抗値と船体沈下量(sinkage)・トリム量の３つを計測した．計測した抵抗値と船体沈下量(sinkage)はそれぞれ Fig.23，Fig.24 に示す．
Fig.23 には計測した本トリマランの計測値と，推定値，
粘性抵抗成分を載せている．推定値は Shoenherr の式による摩擦抵抗と Tailor-Chart による剰余抵抗を用い計算している．

Fig.22 Reduction of annual fuel cost and increase of annual
cost from building cost of proposed aluminum trimaran RORO
ferry compared with steel mono-hull RORO ferrymain-hull
1.98
0.165
0.115
22.705
12
1.435
0.635
0.59
0.928

LPP (m)B (m)d (m)Δ (kg)
LPP/B
B/d
Cp
Cb
Cmid

3.6 結言本研究においては，国内航路に就航する在来型単胴RORO トラックフェリーをアルミ製トリマラン型にして大幅に燃費を低減することを目的として，同トリマラン船のコンセプト設計，運航時の有効馬力を推定および経済性の検討を行った．その結果得られた知見を以下に要約する．
1) 5000 総トン型 RORO トラックフェリーをアルミ製ト
リマラン船型にすると，同じトラック積載能力を持つ在来単胴型船に比べて，満載排水量は約 35%減少
する．
2) 同トリマラン型 RORO フェリーでは，鋼製の在来型単胴船に比べ，摩擦抵抗は大きくなるが，剰余抵抗が小さくなるため，16 ノットよりも高速域で全抵抗がより小さくなる3) 航海速力を 20 ノットと仮定すると，同トリマランの有効馬力は在来型船よりも 24%小さくなる．
4) 2008 年 9 月現在の C 重油価格で年間約 1.8 億円の燃料コスト削減が期待できる．この燃料コスト削減額
は，在来船の船価を 70 億円，トリマラン型船を 10%増の 77 億円と想定すると，その船価増に伴う年間コスト増を数倍上回る．

side-hull
1.5
0.025
0.05
60
0.5

Rt (kgf)
0.8
Tailorchart + friction resistance
0.7

result of experiment（Heave・Pitch free）

0.6

component of friction resistance

0.5
0.4
0.3
0.2
0.1
0
0.1

0.15

0.2

0.25
0.88

0.3
1.101

0.35
1.321

0.4

0.45

Fn

1.541 Us (m/s)

Fig.23 Comparison of result of experiment and calculation

Zh/d
0.1

4. 模型試験
4.1 緒言2，3 章において，対象とするトリマランの船型を決定するプログラムの作成と，全抵抗の推定と有効馬力の推定，それらを用いた経済性評価を行なってきた。
しかし，本トリマランの抵抗推定をするためには，正確なデータがなく，模型実験を実施する必要がある。そこで，今回は模型船を作成し，抵抗試験を行なった。また，斜航時における斜航角の減少や，斜航抵抗の減少の可能性を探るために斜航試験をおこなった。さらに，本トリマランの
波浪中運動特性を把握するために，波浪中運動計測実験を
行なった。

0.08

0.06

0.04

0.02

Fn

0
0.1

0.2

0.3

0.4

Fig.24 Result of resistance test : dynamic sinkage
4.2.2 単胴船との EHP 比較－ 104 －

0.5

抵抗試験より求まった剰余抵抗係数 CR を用いて，実船での全抵抗を推定し，有効馬力 EHP を算出した．本トリ
マランと在来の単胴型 PCC の有効馬力を比較したものを
Fig.25 に示す．同図より，抵抗の点からは単胴型の PCCとは大きな違いはなく，約 28knot まではほぼ同じような抵抗値となっている．約 28knot を過ぎると在来の単胴船に比べてトリマランは大幅に抵抗値が減っていることが
わかる．

0.05

TrimaranPCC
0.04

10000010000080000
80000

mono-hull PCC

0.03

EHP(ps)120000EHP(ps)120000XH'

0.02
mono-hull PCC（TailorChart+Friction
resistance）
mono-hull PCC（TailorChart+Friction
resistance）
Trimaran
PCC（estimatedby resistance test）
Trimaran PCC（estimated by resistance test）

0.01

0
0

5

60000
60000

10

15

20

β (deg.)25

Fig.26 Comparison of resistance coefficients

40000
40000
20000
20000

0.25

YH'
TrimaranPCC

0
0
10
10

15
15

20
20

25
25

30
35
30
35
Us (knot)Us (knot)0.2

mono-hull PCC

0.15

Fig.25 Comparison of EHP
0.1

4.3 斜航試験
4.3.1 斜航試験結果
コンセプトにあった PCC をトリマラン化するメリットの一つとして，胴が三つあることによる横流れ抵抗の増加，それによる斜航角の減少とそれに伴う斜航抵抗の減少がある．それを検証するために斜航試験を行なった．
その結果を Fig.26~28 に示す．抵抗係数 XH’，横力係数
YH’，ヨーモーメント係数 N’は，それぞれ前後方向の抵抗
FX，横方向の抵抗 FY，ヨーモーメント N を用いて以下の式で無次元化している．

0.05
0
0

5

10

15

20

β (deg.)25

Fig.27Comparison of normal force coefficients

N'
0.12

TrimaranPCC

0.1

mono-hull PCC

0.08
'

XH =
'

YH =

FX
1 ρSU 2
2
FY・・・(4)

0.06
0.04

1 ρL dU
2 pp
N
N' =1 ρL 2 dU 2
2 pp

2・・・(5)
0.02
0・・・(6)

0

5

10

15

20

25

β (deg.)Fig.28 Comparison yaw moment coefficients
尚，式中のρは海水密度(＝104(kgf.・s2/m4))，S は浸水
表面積(m2)を示している．
Fig26 から前後方向の抵抗係数 XH’は，在来の単胴型
PCC が斜航角 20°まで単調に増加しているのに対して，
トリマラン型 PCC は 5°以降は抵抗係数が減少している
ことがわかる．
Fig.27 より，横力係数 YH’は，トリマラン型 PCC は単胴型の PCC に比べて大きな値となっていることがわかる．
このことより，トリマラン型 PCC は斜航角が小さくなる
ことが予想される．
Fig.28 は回頭モーメント係数 N’を示している．これを見ると，トリマラン型 PCC は単胴型の PCC とほぼ同じような傾向を示している．

4.3.2 斜航角の推定
以上の斜航試験の結果を用いて，斜航角の推定を行った．
尚，ここで言う斜航角とは，船が定常航行している際に，真横から風速 Uw の風が吹いた時に回頭することなく横流れした時の横流れ角を指す．Fig.29 に示した角度βのことである．
船速 20knot で航行している時の斜航角を Fig.30 に，船速 16knot で航行している時の斜航角を Fig.31 に示す．図中には比較のために在来の単胴型 PCC の斜航角も記入している．Fig.30，Fig.31 より，単胴型 PCC に比べて，トリ
マラン型 PCC の斜航角はかなり小さくなっていることがわかる．例えば，船速 16knot で航行している時，風速 20m/sの風が吹くと，在来の単胴型 PCC は 3°近く斜航するのに対して，トリマラン型 PCC の斜航角は約 1°となって－ 105 －

いる．しかし，トリマランは斜航角が小さくとも，横流れ抵抗が大きいため，全抵抗が減っているかどうかは，
斜航角の減少だけでは判断できない．そこで，在来の単胴型 PCC と全抵抗を比較してみる．

の減少などは加味していいないため，今後はそれらも含めて検討していく必要がある．
現段階でわかったことは，トリマラン型 PCC は在来の単胴型 PCC に比べて非常に斜航しにくく，斜航抵抗が小さくなるであろう，ということである．
Total Resistance(kgf.)
250000mono-hull PCC
Trimaran PCC

200000β150000100000

50000

β：斜航角
風

0
0

5

10

15

20

25

30

35

Uw (m/s)

Fig.29 Oblique angle β

Fig.32 Total resistance to sail at 20knot in wind
Total Resistance(kgf.)β (deg.)
4

3000003.5

mono-hull PCC
Trimaran PCC

3mono-hull PCC
2500002.5

Trimaran PCC

20000021500001.5
100000

1
0.5

50000

0
0

5

10

15

20

25

30

0

35

0

Uw (m/s)

5

10

15

20

25

30

35

Uw (m/s)

Fig.30 Oblique angle at Us=20knot

Fig.33 Total resistance to sail at 16knot in windβ (deg.)8mono-hull PCC
Trimaran PCC

7
6
5
4
3
2
1
0
0

5

10

15

20

25

30

35

Uw (m/s)

Fig.31 Oblique angle at Us=20knot
4.3.3 斜航による抵抗増加
次に，斜航角が減少したことにより，斜航による抵抗増加がどのくらい減少したかを検証する．トリマラン型 PCC
が，真横から風速 Uw の風が吹き斜航角βで斜航している
時の，進行方向の抵抗値を Fig.32，33 に示す．
Fig.32 は船が 20knot で航行する際の全抵抗値を示している．船速が 20knot のため斜航していない場合の抵抗値
はトリマランの方が大きいのだが，トリマランは斜航角が小さいので，単胴船に比べると全抵抗の増加率が大幅に小さいことがわかる． しかし，ここでは風によってもたらされる推進力や，当舵を当てることによる抵抗増加，推力4.4 波浪中運動試験
4.4.1 正面向波中運動
Fig.34，Fig.35 に正面向波中の運動計測結果を示す．
Fig.34 は船首揺れ(Pitch)・θa(deg.)の計測結果を波傾斜 K
ζw で無次元化したものを示している．Fig.35 は上下揺れ(Heave)・Za(mm)の計測結果を波振幅ζw で無次元化したものを示している．計測速度は 1.285m/s，波高は 10mm である．これもほぼ線形の結果をしめしている．尚，横軸はλ/L である．計測速度は 1.285m/s，波高は 10mm である．
本模型船は船首部がピッチを抑える形状になっていなかったため，波周期が短い範囲では船首が波につっこんでし
まう結果となり，波高は 10mm と低い波高での計測となった．
λ/L=0.6～1.0 の範囲においては，トリマラン型 PCC は
在来の単胴型 PCC に比べて上下揺れが非常に大きなものとなっている．一方，船首揺れの方は単胴型 PCC とほぼ同じような傾向をとっている．
λ/L=1.2～2.0 の範囲においては，船首揺れ，上下揺れともに単胴型 PCC に比べて小さな値をとっている．
また，トリマランと，トリマランの主船体（main-hull）の正面向波中運動を OSM にて計算した結果とを見比べてみると，λ/L が 1.0 までの範囲ではほぼ同じ値をとっているのに対し，それ以降ではトリマランの方が，船首揺れ，上下揺れともに小さくなっていることがわかった．

－ 106 －

ているが，上下揺れはかなり大きくなっている．長波長域では，船首揺れも上下揺れもともに小さくなる傾向がある．
今後の課題
1)
強風下における斜航時の斜航角・限界風速・抵抗増加を推定する．

θa/Kζw
1.4
Trimaranmono-hull
Tri-mainhull(OSM)

1.2
1

結言

0.8
0.6

今後も BRICs 等の発展途上国に向けて多くの自動車輸出が行われ，その輸送手段である PCC の需要も増加すると考えられる．在来の単胴型の PCC は容積が大きく喫水が浅い特殊な形をしており，このため風の影響を受けやす
く，復原力が小さく，保針性が悪いなど，改善すべき課題を多く抱えている．そこでこれらの問題を解決する新しい船型として，筆者の一人が提案するトリマラン PCC が挙げられる．本トリマランでは，横幅が広くなるため大きな復原力を持ち，デッキ 1 層あたりのスペースが広くなるた
めに，積載台数の同じ在来型 PCC に比べて背が低くなり，風の影響を軽減できると考えられる．

0.4
0.2
0
0.4

0.6

0.8

1

1.2

1.4

1.6

1.8

2

2.2

λ/Lpp

Fig.34

Pitch amplitude in regular head waves in Fn=0.29

Za/ζw
2.5
Trimaraｎmono-hull
Tri-mainhull(OSM)

2
1.5
1
0.5
0
0.4

0.6

0.8

1

1.2

1.4

1.6

1.8

2

2.2

λ/Lpp

Fig.35 Heave amplitude in regular head waves in Fn=0.29
4.4.2 全方位波浪中運動
水産工学研究所の角水槽において，全方位波浪中の運動を計測した．計測条件は，船速 12.86(m/s)（実船換算で25knot），λ/L（波長/船長）を 0.6～2.0 まで 0.2 刻みとし，それぞれのλ/L について，全方位波浪中の運動を計測した．
上下揺れを波高で，縦揺れと横揺れは波傾斜で無次元化したものの一例を付録に示す．グラフは本トリマランと在来の単胴型 PCC を比較して載せている．
上下揺れ(Heave)に関しては，短波長域ではトリマラン
は単胴型よりも大きいが，波長が長くなるにつれ小さくなっていく傾向が見られる．
船首揺れ(Pitch)に関しては，全体的に単胴型の PCC と似たような傾向にあるが，向波中ではトリマランの方が若干運動が小さくなっている．
横揺れ(Roll)に関しては，トリマランは追い波中の同調減少はないものの，全体的に大きな値を示す傾向にある．
4.5 結言1)
トリマラン化することにより，28 ノット以上の高速になると抵抗削減効果はあるが，それまでの低速域～中速域では在来の単胴型 PCC とほぼ同じような抵抗値となった．
2)
トリマランはデッキ数を少なくすることができるた
め，在来の PCC の問題点であった風圧力を減少でき，
また横流れ抵抗が大きくなるため，強風下での斜航角が大幅に小さくなることがわかった．
3)
トリマラン型 PCC は在来の単胴型 PCC に比べ，短波長域では船首揺れに関しては良く似た傾向を示し

第 2 章では，在来型 PCC の積載台数と船長，デッキ数の関係を基に，様々な積載台数の鋼製の単胴型 PCC，鋼製のトリマラン型 PCC，アルミ製のトリマラン型 PCC の船型を決定した．また，それぞれの PCC の有効馬力を推定し，抵抗性能を比較した．その結果，PCC のトリマラン化に関して以下の結論を得た．
1)
トリマラン PCC では，単胴型 PCC に比べて船体の大きさやデッキ数の削減が可能である．鉄製のトリ
マラン PCC の軽荷重量は，ハルの表面積が増加するため積載台数が同じ鉄製の単胴船の軽荷重量に比べて重たくなる．
2) 鉄製のトリマランの満載排水量はバラスト水が減少するため鉄製の単胴船とほぼ等しくなる．
3) アルミ製のトリマラン PCC は鉄製の単胴船，トリマ
ランに比べて軽荷重量，満載排水量共にかなり軽くなる．
4)
鉄製のトリマランの有効馬力はある速度以上で鉄製の単胴船の有効馬力より小さくなる．その速度は1000 台積みの PCC で約 21 ノットであり，積載台数が増加するほど高速になる．
5)
アルミ製トリマランの有効馬力はどの速度域でも鉄製の単胴船及び鉄製のトリマランに比べて小さくなる．
3 章では 5000 総トンの RORO トラックフェリーを積載能力を同じにしたままアルミ製のトリマランとした際の馬力削減効果及び経済性評価を行った．経済性評価では，アルミ製のトリマランが在来船に比べて船価が増加する
ことを考慮に入れたうえで，在来船とアルミ製のトリマラ
ンの年間運航コストを推定し，アルミ製トリマランの採算性を評価した．3 章で得た結論は下に記すとおりである．
1)

2)－ 107 －

5000 総トン型 RORO トラックフェリーをアルミ製ト
リマラン船型にすると，同じトラック積載能力を持つ在来単胴型船に比べて，満載排水量は約 35%減少
する．
同トリマラン型 RORO フェリーでは，鋼製の在来型

3)4)単胴船に比べ，摩擦抵抗は大きくなるが，剰余抵抗が小さくなるため，16 ノットよりも高速域で全抵抗がより小さくなる
航海速力を 20 ノットと仮定すると，同トリマランの有効馬力は在来型船よりも 24%小さくなる．
2008 年 9 月現在の C 重油価格で年間約 1.8 億円の燃料コスト削減が期待できる．この燃料コスト削減額
は，在来船の船価を 70 億円，トリマラン型船を 10%増の 77 億円と想定すると，その船価増に伴う年間コスト増を数倍上回る．

第 4 章では，第 2，3 章の抵抗推定結果を確認するために行った模型試験について述べた．また，トリマランの斜航時の抵抗や，波浪中の運動を調べ，トリマランの特徴を明らかにした．
1)
Taylor-Chart を外挿して求めた剰余抵抗と Schoenherrの式を用いて求めた摩擦抵抗から計算したトリマランにかかる全抵抗の推定値は，模型実験により計測したトリマランの全抵抗とよく一致する．
2) トリマラン化することにより，28 ノット以上の高速になると抵抗削減効果はあるが，それまでの低速域～中速域では在来の単胴型 PCC とほぼ同じような抵抗値となった．
3) トリマランはデッキ数を少なくすることができるた
め，在来の PCC の問題点であった風圧力を減少でき，
また横流れ抵抗が大きくなるため，強風下での斜航角が大幅に小さくなることがわかった．
4) トリマラン型 PCC は在来の単胴型 PCC に比べ，短波長域では船首揺れに関しては良く似た傾向を示しているが，上下揺れはかなり大きくなっている．長波長域では，船首揺れも上下揺れもともに小さくなる傾向がある．

参 考 文 献1)2)池田良穂；特許 2006E33 号，トリマラン構造船，2006
池田良穂，曽根智宏：トリマラン型 PCC の可能性評
価に関する研究，日本船舶海洋工学会講演会論文集
第 4 号，p1-4
3) 真鍋 治：最近の PCC の特徴－運航者の視点から－，
PCC・PCTC シンポジウム，pp1－18
4) Lower operating costs with all-aluminum vessels，The
Motor Ship, January 20075)赤木新介；旅客用高速船の経済性評価と需要予測，
関西造船協会誌 第 220 号，平成 5 年 9 月
6)
西村里和，池田良穂；高速カーフェリーを用いた海上交通システムのフィージビリティスタディ，関西
造船協会誌 第 232 号，平成 11 年 9 月
7) 池田良穂，中林恵美子，伊藤藍；ペンタマラン型高速 RoRo バージ船のコンセプトデザイン，日本船舶海洋工学会論文集 第 1 号
8)
安川 宏紀，平田 法隆，小瀬 邦治：高速三胴船の性能に及ぼすアウトリガー配置の影響（第１報：
抵抗と曳き波）, 日本船舶海洋工学会論文集 第１号,
2005
9) 国安 常雄，他：船の主要寸法の決定に対する電子計算機の応用，日本造船学会論文集，第 123 号
10) A reanalysis of the original test data for the TAILOR－ 108 －

STANDARD SERIES : THE DAVID W. TAILORMODEL BASIN report.

3.3 ペンタマラン
大阪府立大学大学院

1. 緒

言

胴が 3 つ以上の船は珍しいが、4 胴船として水中観光船「オルカ」があり、また 5 つの「ペンタマラン」については、第 1 章でも紹介されている高速コンテナ船や PCCの提案、筆者らの高速 RORO バージの提案 1)4)がある。
ここでは、筆者らの提案するペンタマラン型 RORO バ
ージについてまとめる。この開発の目的は、一般的に効率の悪い小型内航船の欠点を克服する新形式高速船のコンセプトを開発し、最新の造船技術を駆使して新船型の諸性能の向上を目指し、新船型を活用した次世代型の内航海運システムの可能性をさぐることにある。
現状の内航船のデメリットとしては、小型であり、高速化が難しいことが挙げられる。さらに小型の単胴船ゆえに、耐航性や復原性が悪く、荒天時の欠航やスケジュ
ールの遅れなどが顕在化している。また、損傷時の安全性レベルが低く、甲板面積が限られるため低積載効率を強いられ、荷役効率もよくない。

池田良穂

リットが多いことに気づく。もちろん、それぞれのメリットの影には、種々のデメリットも存在している。例えば抵抗で言えば、浸水表面積の増加に伴う摩擦抵抗の増加が挙げられる。
新形式マルチハル船型のメリットを表にまとめると表
3.3.1 のようになる。

表 3.3.1

ペンタマラン型船のメリット

特徴

利点

1

低抵抗性能

高速化

2

高耐航性・
復原性性能

高就航率、安全性向上

3

高い損傷時の
安全性

海洋環境汚染の防止・経営リスク低減

4

広い甲板

高積載&荷役効率

写真 3.3.1
ペンタマラン型 PCC のイメージ(ワレニウスの提案)

2. ペンタマランの提案
こうした欠点を克服する方法として、ここでは多胴船を考えることとする。現在、多胴船としては、カタマラ
ンとトリマランが開発され実用化されている。しかしこ
れでは、新しい研究としては面白みに欠けるので、ペンタマランを対象として新しい船型を開発してみることとした。
基本的には、バージ状船体の下に 5 個の胴(デミハル)を配置することによって広い甲板面積を確保した「高速RORO バージ船」をイメージした。船長は 80m 程度で、速力は 24～26 ノットに設定した。この速力域では、小型単胴船ではフルード数が造波抵抗のラストハンプに近くなり、エンジン馬力を上げてもなかなか速力の向上は望めない。
まずペンタマランのメリットについて検討をしておきたい。多胴間の干渉効果と船体の細長化を利用した抵抗
推進性能向上の可能性がある。次に、多胴による復原性
能・耐航性能の向上も期待できる。衝突時等の損傷時の冗長性増加による安全性向上、広い甲板面積が確保されることによる積付効率向上なども可能である。意外にメFig.3.3.1 トリマラン RORO バージの概略図

2. 抵抗性能の最適化
周知のとおり、船体に働く抵抗は、造波抵抗と摩擦抵抗に大きく分けることができ、高フルード数域では造波抵抗が摩擦抵抗に比べると大きくなる。従って造波抵抗を削減することが必須となるが、造波抵抗軽減のためには船体の細長化と造波干渉の利用が考えられる。
多胴化すると、ひとつひとつのデミハルは細長化が可能となり、造波抵抗を大きく軽減できる。特にラストハ
ンプにおける造波抵抗係数が大幅に減少し、高速化の可能性が大きく広がる。
造波干渉に関しては、九州大学の安藤ら 5) によるトリ
マランの抵抗性能の研究の調査を行った。その結果、側胴配置が前でも後ろでも、干渉効果で造波抵抗が 50%以上低減されることが下の図のように確認されていることが分かった。

－ 109 －

フェリーやコンテナ船よりは馬力が小さくてすむことが分かる。また、L/B が 14 以上になると EHP はほとんど一緒になっていることから考えると、デミハルの L/B を
14 程度とするのが得策と考えられる。
図 3.3.4 は、L/B=16 の場合の摩擦抵抗と造波抵抗(全抵
抗と摩擦抵抗の差)の構成比率を示したものである。この
図から摩擦抵抗が 8 割以上を占め、造波抵抗は相対的に小さいことが分かる。

-3

×10

1.6
1.4
1.2
1
0.8
0.6
0.4
0.2
0

-1

-0.5

0
EXP

0.5

1
s/L

CAL

HP 6000
5000

図 3.3,2 トリマラン船の造波抵抗係数(安藤ら)。[S はサイドハルの前後位置を表し、0 がセンターハルと同位置、正がサイドハルが前方、負が後方にずれた配置]

4000
3000

全抵抗

2000

この結果は、ペンタマランのデミハルの配置を、先の配置図のようにすることの妥当性を示してくれている。
すなわち、前方の 2 つの側胴で中央船体の波を消し、中央船体で後方の 2 つの側胴の波を消すことが可能となる。
次にペンタマランの抵抗上のデメリットである、摩擦抵抗の増加について検討をしておこう。ペンタマランにすることによって浸水表面積は 50%近くも増加することが分かった。この増加は、デミハルを細長化するほど大きくなる。そこでペンタマランの抵抗特性シミュレーシ
ョンを行って、最適な細長比(デミハルの船長と幅の比)を求めることとした。
単胴 60m 級のカーフェリーを基準として、その速力を
14 ノットから 25 ノットに上げるとして、ペンタマランのデミハル形状はすべて相似と仮定した。その結果を図3.3.3 に示す。
6000
5500

摩擦抵抗

1000
0
0

0.2

0.4
EHPf

0.6

0.8

EHPt

1

1.2
∇s/∇m

図 3.3.4 デミハルの L/B が 16 の場合の抵抗成分の構成(25knot, Δ=1400t, L/B=16)

3. ペンタマランの船型
3. 1 デミハル船型
筆者らは 1)、デミハル船型に単純船型を採用した開発を実施した、しかし、同船型では抵抗および耐航性能に問題があることが判明したため、実在の多胴船のデミハル
船型とほぼ同じ、図 3.3.5 に示す船型を採用することとした。また、建造上の簡便さを考えて、5 つのデミハルを全て同じとした 4)。

5000
EHP

4500
4000
3500
Δ=1400(t)

3000
2500
2000
0
L /B=

8

0.2

0.4

10

12

0.6
14

0.8
16

18

1
∇s/∇m
20

図 3.3.3 デミハルの L/B の変化に伴う有効馬力の変化。
[∇m：メインハルの排水容積、∇s:サイドハルの排水容積、25knot, 排水量 Δ=1400t]
同図の横軸は、ペンタマランの中央船体(m の添字)と 4
つの外側の船体(s の添字)の排水体積の比であり、縦軸は摩擦抵抗と造波抵抗成分を足して出した実船スケールでの EHP である。L/B は 8～20 まで変化させてある。横軸が 0、すなわち単胴の場合の EHP が最も低いのは、摩擦抵抗成分が小さいせいであるが、単胴では L/B が小さい
船型(一般には 9 以下)を除くと復原力が小さくなって船としてなりたたない。L/B=4.6 の在来型カーフェリー船型(航海速力 14 ノット)を 25 ノットまで上げたとすると
EHP は 21000 馬力が必要となり、L/B=6.16 のコンテナ船型の場合には 12000 馬力が必要となる。同図のシミュ
レーションの結果からは、ペンタマランでは在来型カー

3 2 タイプシップおよびデミハルの配置
タイプシップとしては 60m 単胴型小型カーフェリー(航海速度 15 ノット、以下モデル船と呼ぶ)とし、その排水量は 1,300 トンである。本ペンタマラン船型では、この排水量を保持したままで、航海速力を 25 ノットに増加し、デッキ面積を大幅に増加せることを基本コンセプトとしている。今回のペンタマランのデミハルおよび全体の主要目を表 3.2 に示す。
また、図 3.3.5 および図 3.3.6 に示すようにデミハルの
幅方向の配置を若干変化させた 2 船型について検討を行うこととし、それぞれ Ship A および Ship B と呼ぶこととする。

図 3.3.5 デミハルの正面線図.

－ 110 －

表 3.3.2 ペンタマランの主要目

図 3.3.6

Full scale

Demihull

Pentamaran

Ld/LOA(m)70.45

105.84

B(m)

4.4

58.08

D(m)

4.081

4.081

d(m)

1.83

1.83

W(t)

258.3291291.6

Sd/S(m2)

329.6221648.11

図 3.3.8 に示す模型船の抵抗係数は、Fn の小さい領域において、Plandtle の式による摩擦抵抗係数の値に漸近しており、今回実験に用いた模型船の形状影響係数がほとん
ど無いことがわかる。抵抗係数は Fn=0.3 において高いピークをもち、モノハル船では Fn=0.5 付近に位置するラス
トハンプが Fn=0.6 付近に移動しているように見える。
また、図 3.3.9 に示す実船での換算値では、同ペンタマ
ラン船型の航海速力にあたる Fn=0.49 は、抵抗係数がラストハンプに差し掛かる前の領域に位置しており、比較
的輸送効率のいい点であるといえる。配置の異なる Ship
A と Ship B の抵抗係数を比較すると、Ship A よりもハル間隔の狭い Ship B の方が抵抗の計測値は小さく、本ペン
タマランの航海速力(25 knot)における Fn=0.49 において、約 6%の抵抗減となっており、ハル間の造波干渉影響があることがわかる。この事は、今後さらにハルの配置の最適化を行う必要があることを示している。
次に、同程度の排水量を持つ 2 隻の単胴船の有効馬力との比較を行った結果を図 3.3.10 に示す。なお、単胴船
は L/B=6.25 の高速コンテナ船型と、モデル船である
L/B=3.98 のカーフェリー船型である。航海速度が 18 ノッ
ト程度まではモデル船やコンテナ船型のほうが EHP の値
は小さくなっているが、高速域になると、本ペンタマラ
ンの方が EHP の値が小さくなっていることがわかる。その値は、航海速度 25 ノットにおいて、コンテナ船型が10,000 馬力程度であるのに対し、本ペンタマランは 7,000馬力程度となっており、本ペンタマランの輸送効率が良いことがわかる。また、幅広船型のモデル船については更に大きな馬力が必要なことが予想される。

[as 1/48 scale model]
Ship A のデミハル配置.

CT
0.006
Ship A

0.005

Ship B
Cf (Ship A)

0.004[as 1/48 scale model]

Cf (Ship B)

0.003

図 3.3.7

Ship B のデミハル配置.
0.002

4. 模型実験による性能分析

0.001

4. 1 模型船
本学曳航水槽においてペンタマランの 48 分の 1 縮尺の模型船を用いて実験を行った。なお、Ship A に比べて、Ship B は、4 つのサイドハルが 100mm ずつ内側に配置されている。なお、各デミハルには、スタッド等の乱流促進は行っていない。

Fn

0
0

0.1

0.2

0.3

0.4

0.5

0.6

0.7

図 3.3.8 全抵抗係数 CT の実験値.
[Fn=U/√(gLd), Ld: length of over all of demi-hull]

CT

0.006

Ship A

4. 2 抵抗試験による抵抗性能評価
本学曳航水槽にて、Ship A および Ship B の抵抗試験を行った。計測した抵抗値から求めた模型船と実船の抵抗係数をそれぞれ、Fig. 4、Fig. 5 に示す。実船の抵抗推定には 2 次元外挿法を用い、模型船の Rn 数が 4.5×105～2.7
×106 の範囲で、乱流促進を行わなかったため、摩擦抵抗係数には式(1)に示す Plandtle の遷移域における式を、実船の摩擦抵抗係数には Shoenherr の式を用いた。

Ship B

0.005

Cf (Ship A)
Cf (Ship B)

0.004
0.003
0.002
0.001

Fn

0

0.074

1700
−
CF =
1
Rn
Rn 5

(1)

0

0.1

0.2

0.3

0.4

0.5

図 3.3.9 実船スケールの全抵抗係数 CT－ 111 －

0.6

0.7

EHP(PS)
0.03

30,000N'
Fn=0.15

25,0000.025

Penatamaran Ship A
Penamataran Ship B

20,000Fn=0.20.02

Monohull ferry (L/B=3.98)
Monohull container ship (L/B=6.25)

M onohull Ferry Pred. by
Inoue's formula

0.015

15,0000.01

10,000

0.005

5,000
0

0

0

0

5

10

15

20

25

30

speed (knot)

4. 3 操縦性能評価
続いて操縦性能の簡単な評価を行うために、Ship A を用いて斜航試験を行った。曳航速度は Fn=0.15、0.20 の 2通りで行い、斜航角βを変化させて実験を行った。計測
された横力係数、回頭モーメントを(2)、(3)式により無次元化し、各デミハルの流体力を井上の推定式 2)を用いて求めて足し合わせた値、および単胴モデル船について井上の推定式 2)で求めた値との比較を行った。結果を図 3.3.11
に示す。

0.16

(2)
(3)

Y'
Fn=0.150.14

Fn=0.2
0.12

4

6

8

10

12
β(deg.)

図 3.3.12
トリマラン船の斜航試験による回頭モーメン
トの計測値と単胴モデル船の推定値との比較。

図 3.3.10 ペンタマランと単胴船の有効馬力の比較⎛1⎞
Y ' = Fy ⎜ ρLOAdU 2 ⎟
⎝2
⎠
⎛1
⎞
2
N' = M z ⎜ ρLOA dU 2 ⎟
⎝2
⎠

2

35

図 3.3.11 から分かるように、横力 Y’についてはβ=5°までは井上の横力推定式による線形値とよく一致するが、β>5°では実験値は大きく外れ、かつ強い非線形性が見られる。実験値は、推定値およびモデル船の値の約 2 倍となっており、大きい斜航角においては大きな横力が働くことがわかる。また、図 3.3.12 に示す回頭モーメント係数 N’についても、β=5°ではモデル船の推定値と一致するが、β>5°では非線形性が見られ、単胴のモデル
船の推定値に比べると高い。
次に、これらの計測値に基づいて、ペンタマランの直進性について検討を行うこととする。まず、斜航状態から舵による操舵によって直進に戻れるかの可否を検討するために、必要な舵面積を求め、それをモデル船の舵面積との比較を行うことで、その妥当性を検討した。舵に働く直圧力の算出には(4)、(5)式を用い 2)、舵アスペクト比ΛR は 1.8 とし、ペンタマランの船尾に舵を 2 つ取り付けるとした。本ペンタマランが、何らかの外力によって、船体がβ=5°斜航した時に、船体に働く回頭モーメントを相殺するために必要な舵面積を求めた。

Pred. by Inoue's formula0.1

M onohull ferry Pred. by
Inoue's formula

0.06

1
2
ρARU R sin αR ⋅ f α ( ΛR )2

0.04

f α ( ΛR ) =0.08

FN 0 =

0.02

2

4

6

8

10

(5)

FN0:舵にはたらく直圧力、AR:舵面積、UR:流速
αR:舵の仰角、ΛR:舵アスペクト比

006.13 ΛR
ΛR + 2.25(4)12β(deg.)

図 3.3.11
トリマラン船の斜航試験による横力の計測値と単胴モデル船の推定値との比較。

結果を表 3.3.3 に示す。この表から、舵角が 15 度の時、
ペンタマランではモデル船の舵面積とほぼ等しい 3.38m2の舵 2 枚が必要となる。モデル船の舵面積に比べると約 2倍の舵面積となるものの、2 枚舵にすれば斜航角 5°から直進に戻すための舵角は 15°で十分ということとなる。
今後、旋回性能等の操縦性能についての検討が必要である。

－ 112 －

表 3.3.3 25 ノットで航行するペンタマランが 10°斜航時の回頭モーメントを打ち消すのに必要な舵面積
Rudder angle(θ)

vertical acceleration/g
0.3

Rudder area
(AR)

Ship A

2

Monohull ferry

3.96m
15°
25°
35°

Pentamaran

Monohull ferry

0.25
0.2

3.38×2m2
1.3×2m2
0.74×2m2

0.15
0.1
0.05

4. 4 向波中運動計測による耐航性能評価
続いて、Ship A の向波中の運動を計測した。ペンタマ
ランのフルード数 Fn を 0.49(実船 25 ノット相当)、単胴モ
デル船のフルード数 Fn を 0.32(実船 15 ノット相当)とし、
波高 Hw を 0.82m とした。結果を図 3.3.13、図 3.3.14 に示す。両船で船長が異なるため、横軸は有次元の波長としている。
図 3.3.14 に示す縦揺れの結果から、波長が 100m 以下の短波長域ではペンタマランの方がかなり小さいが、波長が 100m 以上では両者の縦揺れ振幅はよく一致している
ことがわかる。また図 3.3.15 に示す上下揺れの結果は、両者の運動振幅は全波長域でよく一致している。これらの結果から、本ペンタマランは単胴モデル船の約 2 倍の航海速力において、縦波中ではモデル船と同じか短波長域ではより優れた運動性能を有していることがわかる。
θ/(kηw)
1.2
1
0.8

0
0

2

4

6

8

10

NO.
規 則 向 波 中 で の 上 下 加 速 度 の 比 較 .SS.[Wave

図 3.3.15
height : 1m, Wave period : 7.4sec, Pentamran : 25knot,
Monohull ship : 15knot]

図 3.3.15 には、船体各部での上下加速度の比較を示す。
単胴モデル船の分布形と違って、本ペンタマランは船尾部で上下加速度が大きく、船首で最も低い。これは、本ペンタマランでは排水量が船尾に集中していることによるものと考えられる。
上下加速度の推定値に基づいて MSI(Motion Sickness
Incidense)3)を求め、単胴モデル船の結果との比較をした結果を図 3.3.16 および図 3.3.17 に示す。なお、MSI の値は船体上の各部で異なるので、旅客室の配置されている SS.
2～8 の範囲の平均値を示している。
図 3.3.16 および図 3.3.17 の結果を比較すると、本ペン
タマランの方が、単胴モデル船よりも全般に大きくなっているが、これは主に航海速力の違いからペンタマランの方が出会周波数が大きくなるためである。

0.6

Wave height (m)

0.4

3

0.2

2.5

MSI(%)
80-90

Ship A (measured)
Monohull ferry (cal.)

0
0

50

100

150

200

70-80
60-70

2
1.5

250
λ(m)

1

50-60
40-50
30-40
20-30
10-20

図 3.3.14 規則向波中での縦揺れ振幅の比較
5.8

Za/ηw
1.4

6.4

7.4

8.2

9.0

9.7

10.4

11.0

0.5
11.6

0-10

Wave period (sec)

図 3.3.16
ペンタマラン Ship が 25 ノットで規則向波中を航行時の MSI の推定値
.

1.2
1
0.8
0.6
0.4

Ship A (measured)
Monohull ferry (cal.)

0.2
0

0

50

100

150

200

250
λ(m)

図 3.3.14 規則向波中での上下揺れ振幅の比較－ 113 －

Wave height (m)32.5

MSI (%)
50-60

2

40-50
30-40

1.5

20-30
10-20

1

5.8

6.4

7.4

8.2

9.0

9.7

10.4

11.0

0-10

0.5
11.6

Wave Period (sec)

図 3.3.17
ペンタマラン Ship が 15 ノットで規則向波中を航行時の MSI の推定値.

結言
小型でスピードの出しにくい内航船の問題点を解消するために、広いデッキの下に細い船体を 5 つ並べた形のペンタマラン船を対案し、その基本的性能と経済性を検討した。以下に、本研究で得られた結論を示す。
1) 本ペンタマランは、25 ノットの航海速力において、今回比較対象とした高速コンテナ船型に比べて、抵抗が約 30％低く、モデルとした単胴型カーフェリー船型に比べても、大幅に抵抗が小さくなることが確認された。
2) 斜航時に働く横力および回頭モーメントは、小斜航角では従来船型用の推定法で推定可能であるが、斜航角が増加すると非線形性が顕著となり、線形推定値に比べると大きくなる。
3) 本ペンタマランでは、直進性を確保するためには、単胴フェリーの 2 倍の舵面積が必要となる。
4) 本ペンタマランは 25 ノットの高速で向波中を航行した場合にも、15 ノットで航行する単胴フェリー船型とほぼ同等もしくは若干優秀な運動性能を有している。
5) 25 ノットの本ペンタマランの船酔率(MSI)は、15 ノッ
トの単胴フェリー船型よりも乗り心地の点で若干劣る
が、それは高速化したことによる出会い周波数の増加によるものである。

参考文献(1) 池田良穂,伊藤藍,中林恵美子：ペンタマラン型高速
RORO バージ船のコンセプトデザイン,日本船舶海洋工学会論文集, 第 1 号, 2005, pp.35－.42.
(2) 関西造船協会：造船設計便覧(第 4 版)，海文堂，1983.
(3) 辻本勝，池田良穂：船の環境としての波－実海域性能、シーマージン、乗り心地－，咸臨(日本船舶海洋工学会会誌)第 5 号，2006.3.
(4) 中林恵美子、長野真一郎、池田良穂:ペンタマラン型
高速 RoRo バージ船の実験的研究、日本船舶海洋工学
会講演会論文集、第 2k 号、PP.35-38(5) J. Ando, R. Yamashita, A. Yoshitake and K.
Nakatake: A calculation method for wave making
resistance of catamaran and trimaran, Proc. of New
S-Tec 2002, 2002

－ 114 －

第4章
経済性評価とフィジビリティスタディ

4.1

提言(2)最少抵抗双胴船(MRTH)の実用化への検討

4.2

双胴型高速カーフェリーの需要予測と経済性

4.3

ペンタマラン型フェリーの青函航路での需要予測

4.4

トリマラン型高速フェリーの青蘭航路での需要予測

4.1 提言(2) 最小抵抗双胴船(MRTH)の実用化への検討

マルチハル研究会委員

1．緒言

ＴＳＬの廃止や海外で成功した超高速船が国内の航路で撤退を余儀なくされる厳しい状況を目の当たりにして、わが国では、海運業界だけでなく造船業界においても、
超高速船の将来性について悲観的な見解がとられる傾向が強いのではあるまいか。事程左様に、わが国は、超高速船の成立条件が世界で最も厳しい国であることは間違いないであろう。しかし、その一方で、わが国には超高速船によって吸収されるべき大きな社会的ニーズが我々の周囲に幅広く分布していることを忘れてはなるまい。
まず、わが国には、平地が狭いが故に高速道路網を広い平面上に展開できないという環境上の大きな制約があり、このことが国内の物流事情を大変過酷なものとして
産業立地競争力を甚だしく阻害し、多くの製造業に支えられるこの国の経済を低迷させる大きな原因になっていることは明らかであろう。このような物流事情の改善を図るためには、海岸線が長いというわが国の特徴を充分に活かして地上の高速道路を海上に大々的に拡張した新しい海陸一体の交通システムの構築が望まれる。
次に、アジア圏では航空化率（貿易額全体に占める航空輸送のシェア）の著しい上昇により航空機と在来コンテナ船の間の運賃格差が大となり、また、省エネや温室効果ガスの問題が深刻化している。従って、その対策のために、また、不況脱出のためにも、航空輸送から海上輸送への大幅なシフトの実現が望まれる。そのためには、貨物の発注から調達に至るまでの所要日数(リードタイム)の大半を占める海上輸送の時間を低廉な運賃で大幅に短縮しなければならない。
また、小笠原航路の超高速化は、TSL によって実現できなかったが貴重な自然遺産に恵まれた離島の保護と繁栄を図るために是非とも達成しなければならない大切な課題であり早急な対応が望まれよう。その超高速化を理想的な形で実現するためには、時節柄、運航赤字の補填を補助金に頼るような対応ではなく、独立採算を前提とした健全な運営を目指すべきではないだろうか。そのためには、従来にない優れた抵抗推進性能を備えた新しい船型の選択と共に、その運用面についての検討も必要とされよう。
以上のような我々の周囲に存在する貴重なニーズに充分に応えることのできる超高速船として、電気推進方式の最小抵抗双胴船（MRTH)1）が挙げられる。この MRTH
は、最大級のウェィブピアサー程度の規模から国内の幹線物流を担う大型フェリーに匹敵する規模に至るまで充分にスケールメリットを追求できる幅広い適用領域を備えており、既に本格的な水槽実験を完了している。本稿
では、この MRTH の実用化に向けて、これまでに提案させていただいたもの等を含めて「超高速旅客用カーフェリー」、「近海域超高速コンテナ船」及び「近海域超高塩田浩平

速旅客船」の各航路におけるフィージビリティスタディ
についてまとめてみたい。

2．最小抵抗双胴船(MRTH)
最小抵抗双胴船(MRTH)1） は、極小造波抵抗理論(thetheory of minimum wave resistance) 2）に基づいて開発され、理論上これ以上抵抗を減じることのできない究極の船体形状を備えている。即ち、極小造波抵抗理論により数学的に決定された（船体横断面積が船体中央に向けて漸増する）形状を持つ中央船体に、その船首尾端の水面下にそれぞれ重心を置き理論的に与えられたほぼ等しい体積を持つ前後二つの流線型没水体が結合され、船底は前後方向に平坦状に形成される。このような船体形状により、MRTH は既存の超高速船（ウエイブピアサー等）より少なくとも 10％以上所要出力が低減化されている。その単胴部分のボディ・プランと船首及び船尾の形状の一例(参考文献 1 より転載)を Fig.1 に示す。

Fig.1

The body plan and the bow and stern profiles

この MRTH は、以下のような特徴を備えている。
（1)対環境性が良好で効率の高い二重反転式螺旋推進器(CRP)に適した船型を備えており、かつその推進プラ
ントに電気推進方式を好適に採用できること(2)電気推進方式の採用により、CRP の直後にラダーを設けないラダーレススターンとして高い推進効率を確保できること(3)船首の大きな没水体によりピッチングが抑制され航海性能に優れること(4)船体設計の自由度が高く、電気推進方式の採用と相まって、量産化、大型化及び各種船種への柔軟な適用が可能であること、等々の既存の超高速船にはない優れた特徴を備えている。
特に、CRP を適用してラダーレススターンを構成する
場合、推進器軸周りの伴流分布が周方向に均一化されている MRTH の特徴を充分に活かすことができ、キャビテーションの発生を効果的に抑制することができる。

－ 117 －

3．超高速旅客用カーフェリー（Very High Speed
Passenger Car Ferry）への適用
3.1 中近距離用の「超高速旅客用カーフェリー」
3.1.1 概 要中近距離用の「超高速旅客用カーフェリー」の計画仕様の一例を Table 1 に示す。
Table 1
船 種
旅客数
搭載能力
航海速度
航 路
海象条件

Planned Specifications
超高速自動車航送客船
1,000 名以上
8m(8t)truck×50＋car×100 以上
38kt(70km/h)程度
日本列島沿岸及び近海
風浪階級 6 程度まで航行可能「超高速旅客用カーフェリー」の概念図を Fig.2 に示し、要目を Table2 に示す。尚、Fig.2 の実線は MRTH 部分、仮想線は客室と車両甲板室を含む上部構造を示す。

Fig.2

ProfileTable 2 Particulars
Length overall(waterline)
122m(108m)
Breadth
28m
Draft
4.32m
Displacement
2,520tDesign speed (Max. speed)38kt(41.9 kt)t
Cruising range
400nm
Number of passengers
1,200pers.
Payload800t(12m(25t)truck/bus×28＋car×50
or 8m(8t)truck×60＋car×150)
EHP
19,491kW
Main Engine (MCR)
32,000kW
注 1）有効馬力（EHP）は MRTH の系統的な模型試験の結果から排水量，長さ，喫水，速力に対応する値を求めている。この点については以下の各例でも同様である。
注 2）電気推進方式の伝達効率は 90％とし、主機としての原動機(Ｖ型高速ディーゼル機関)の定格出力は常用
出力(NCR：MCR の 90％)に相当するとしている。
注 3）原動機は新潟原動機（株）製のＶ型高速ディー
ゼル機関 16V20FX 型〔MCR4,000kW、1,650rpm、L×B×H：
4,635×1,780×2,826mm、乾燥重量 13.8t〕を 8 基搭載する。
注 4）発電機は交流同期発電機を原動機に直結させて8 基（合計定格出力 30,720kW）、電動機は無整流子式交流同期電動機を 4 基（合計定格出力 28,800kW）搭載する。
(1) 船体構造
船体は、船首尾端に没水体を設けた中央船体を一対備えた双胴船とし、主要構成部材に高張力鋼を用いた堅牢な鋼船構造とし、このような船体に、例えば Fig.2 に仮想線で示すような上 2 層の客室と下 1 層の車両甲板室を含む上部構造を搭載することができる。

(2) 一般配置
客室は総床面積 3,500 ㎡を確保し旅客 1,200 名、乗組員15 名、サービス要員は 20 名まで収容可能とし、車両はト
ラック、バス及び普通車合計 800t まで搭載する。船尾側にランプゲートを設け、車両を船首側でＵターンさせる
ようにする。
(3) 推進プラント推進プラントは、大容量機が製作可能で厳しい環境条件に耐え保守管理が容易な常電導の無整流子式交流電動機
方式とする。同方式は、電動機の変速、逆転等の制御特性が良好で操作性に優れた特徴がある。
(4) ラダーレススターン
推進器の直後に舵を設けることなく没水体後部の伴流分布を周方向に均一化して船殻効率の向上を図ったラダーレススターンに効率の高いＣＲＰを適用することにより、高い推進効率（η＝0.75）を確保することができる。
(5) 減揺対策と航海性能
船首端水面下の大きな没水体によりピッチングを抑制できることと相まって、前後の没水体の両側に設けた４対（計８枚）の制御フィンにより、縦・横方向の姿勢制
御に必要なフィン面積を充分に確保できるため、優れた航海性能を確保することができる。
(6) 旋回内傾斜の実現
超高速航行での旋回動作時に必要とされる旋回内傾斜は、例えば Fig.3 に示すような操縦システムによって実現することができる。

Fig.3

Steering System

通常の旋回では、制御フィンにより船体を旋回方向の内側に向けて傾斜させると同時に、その時の操舵角と船速に応じて旋回する側の推進器の回転数を低下させればよく、その低下率は、予め記憶させておいたデータから
その時の操舵角と船速に対応する値を読み出せるようにする。このような旋回制御により、船体を旋回方向の内側に傾斜させて小さな旋回半径で安定に旋回することができる。また、低速時にも良好な操船性を得ることができ、その場回頭も容易である。尚、Fig.3 にて、各アクチ
ュエータ(ACT1，ACT2)は、各々一対（2 枚）の制御フィンを駆動するが、片方の制御フィンの図示は省略している。
3.1.2 福岡・釜山間航路（航路長 115nm）への適用 3）
福岡・釜山間航路には、単胴排水量型の RO/RO フェリ
ー1 隻と、7 隻のジェットフォイルが就航し、車両や貨物の輸送に加えて、旅客の高速渡航が実現されており、平－ 118 －

成 18 年度の渡航者数は 75 万人に達している。本航路では運航隻数が多いという問題がある。また、RO/RO フェ
リーは、主としてコンテナ貨物を輸送し、車両輸送は乗用車に限られ、トラックやバスを輸送できない点にも問題がある。また、省エネの問題や CO2 排出量の削減化の問題もある。
(1) 新しい運航体制
新しい運航体制の一例を現行の運航体制と比較してTable 3 に示す。
Table 3

Transportation Systems

現行の運航体制
RO/RO フェリー ：1 隻
(旅客 522 名＋220TEU＋乗用車) 1 日 1 便(5.5hr)
ジェットフォイル：7 隻(旅客 200 名)1 日 4～8 便(3hr)

新しい運航体制
超高速旅客用カーフェリー：2 隻(旅客 1,200 名＋トラック，バス，
乗用車) 1 日 2 便(3hr)
両港発 8:00
16:00
両港着 11:00
19:00(3) 新しい輸送システムの有利性
まず、旅客の運賃と車両の運賃が格段に安くなり、車両の所要時間が大幅に短縮され、 旅客の高速輸送量が倍倍以上になり必要に応じて増便が可能になるため客室スペースの拡大と相まって快適性が向上し、将来の需要増を促すことができる。そして車両の高速輸送の実現により、国際宅急便等の時間価値の高い貨物を能率よく輸送できる。また、観光バスによる国際観光ルートの設定も可能になる。従って、福岡・釜山間に高速道路を架設した場合と略同等の作用効果が得られ、利便性が顕著に向上し、日韓両国の交流の活発化を促すことができる。
そして、顕著な省エネ効果と CO2 排出量の削減効果を得ることができる。まず、CO2 排出量は、近似的に燃料消費量(t)に比例すると見做し、現行運航体制と新しい運航体制における年間燃料消費量とを比較して省エネ効果を求め Table 5 に示す。

尚、～便( )内は福岡・釜山間の所要時間を示す。

Table 5

新しい運航体制では「超高速旅客用カーフェリー」2隻で旅客とトラック，バス，乗用車等の高速輸送を行う
ため輸送システムを大幅に簡素化することができ、輸送経済性の顕著な向上と相まって維持管理運営が格段に容易になり採算性が著しく向上するものと判断される。尚、
1 日 3 便まで増便が可能である。
(2) 採算性と運賃
例えば、平成 18 年度と同程度の旅客と、積載率 20％の車両を航送する場合に、車両の運賃を現行運賃の 2/3 程度
として年間利益率 20％の採算性を確保するための旅客の運賃 X を求め、その平均運賃Ｘ円に基づいて好ましい運賃を設定する。尚、燃料費（Ａ重油）は、以下の各航路
全てにおいて、今日の価格 40,000 円/t に統一して再検討している。
(ⅰ) 運航条件
年間運航便数：1,360 航海(往復 680 便)、所要時間：
3 時間、燃料消費：6t/h、船価：8,000(百万円)、耐用年
数：15 年、船員数：15 名、サービス要員数：20 名、船員・部員数合計：85 名とする。
(ⅱ) 年間収入
752X＋1,305,600(千円)
旅客(75.2 万人)：752 X(千円)
車両：1,305,600(千円)(内訳:8m トラック 12 台、5m 普通車 30 台/1 航海)(ⅲ) 年間支出
3,828,133(千円)〔船舶経費〕
2,368,933(千円)（内訳：船員・部員費、修繕費、船用品、潤滑油費、保険料、税金、金利、減価償却費、その他）〔運航経費〕
1,459,200(千円)（内訳：燃料費，その他)(ⅳ) 旅客の平均運賃 X＝4,627 円
上記平均運賃から求めた新しい旅客の運賃を現行の運賃と比較して Table4 に示す。
Table 4
現行の運賃（片道）RO/RO フェリー特別室
20,000 円
特等
16,000 円
一等10,500 円
二等9,000 円5m 普通車30,000 円
ジェットフォイル 13,000 円

Fares
新しい運賃(片道)超高速旅客用カーフェリー
1st クラス(100 名) 8,000 円
2nd クラス(200 名) 6,000 円
E クラス(900 名) 4,000 円
12m トラック 40,000 円
8m トラック 30,000 円
5m 普通車20,000 円

Fuel Consumptions

現行の運航体制
RO/RO フェリーの年間燃料消費量：12,305t
ジェットフォイルの年間燃料消費量：19,176t
合計燃料消費量：31,481t

新しい運航体制
超高速旅客用カーフェリーの年
間燃料消費量：24,480t⇩
消費燃料削減量：7,001t
省エネ効果： 22.2％

新しい運航体制では、現行運航体制よりも年間 7,001tの燃料消費量が削減され、22.2％の省エネ効果が得られ、略同等の CO2 排出量の削減効果を得ることができる。
3.1.3 新潟－両津間航路（航路長 36nm）への適用 3）(1) 新しい運航体制
現行運航体制では、RO/RO フェリー 2 隻とジェットフ
ォイル 3 隻が運航され、運航隻数が多いことと航路長が短い割にジェットフォイルの旅客運賃と車両の運賃が高いという問題がある。本航路においても CO2 排出量の削減を図るための省エネの観点からは、ピーク時に充分な輸送量を確保できる無駄のない運航体制の設定が求められる。以上のような点を考慮した新しい運航体制の一例
を現行の運航体制と比較して Table 6 に示す。
Table 6

Transportation Systems

現行の運航体制
RO/RO フェリー(旅客 1,705
名＋トラック，バス，乗用車)2 隻：1 日 5 便(2.5hr)
ジェットフォイル(旅客 260名)3 隻：1 日 5～10 便(1hr)

新しい運航体制
超高速旅客用カーフェリー(旅客 1,200 名＋トラック，バス，
乗用車) 2 隻：1 日 4 便(1hr)
両港発 6:00 10:00 16:00 20:00
両港着 7:00 11:00 17:00 21:00

尚、～便( )内は新潟・両津間の所要時間を示す。
新しい運航体制では、「超高速旅客用カーフェリー」2隻で現行の RO/RO フェリー 2 隻とジェットフォイル 3隻を兼ねるため、前記航路と同様に、輸送システムを大幅に簡素化することができ、採算性が著しく向上するものと判断される。尚、1 日 8 便まで増便が可能である。
(2) 採算性と運賃「超高速旅客用カーフェリー」2 隻による新しい運航体
制にて、例えば、旅客及び車両を平成 18 年度と同程度に航送する場合について、車両の運賃を現行運賃の 1/2 として、利益率 20％の採算性を確保するための旅客の平均運
賃Ｘ円を求め、その平均運賃Ｘ円に基づいて好ましい旅
客の運賃を設定する。
(ⅰ) 運航条件－ 119 －

年間運航便数：2,720 航海(往復 1,360 便)、所要時間：
1 時間、船員・部員数合計：60 名とする。
(ⅱ) 年間収入
1,632Ｘ＋1,680,525(千円)
旅客(163.2 万人)：1,632Ｘ(千円)
車両：1,680,525(千円)〔141,518 台〕(ⅲ) 年間支出
3,319,977(千円)〔船舶経費〕
2,186,177(千円)〔運航経費〕
1,132,800(千円)(ⅳ) 旅客の平均運賃 X＝1,317 円
上記平均運賃から求めた新しい旅客の運賃を現行の運賃と比較して Table7 に示す。
Table 7
現行の運賃(片道)RO/RO フェリー
特別室
特等
一等
二等
12m トラック8m トラック
5m 普通車ジェットフォイル

15,380 円
6,590 円
3,480 円
2,440 円
40,000 円
30,000 円
20,000 円
6,340 円

Fares
新しい運賃(片道)超高速旅客用カーフェリー
1st クラス(100 名)2,900 円
2nd クラス(200 名)2,100 円
Ｅクラス(900 名)1,300 円
12m トラック8m トラック
5m 普通車20,000 円
15,000 円
10,000 円(3) 新しい輸送システムの有利性
まず、旅客のエコノミークラスの運賃が RO/RO フェリ
ーの二等運賃の半額程度になり、ジェットフォイルの運賃の 1/3 以下に低減される。また、車両の運賃が RO/RO
フェリーの 1/2 程度になる。次いで、旅客及び車両の所要時間がジェットフォイルと同程度となり、車両の所要時
間は片道 2 時間半から 1 時間に 1.5 時間短縮される。また、旅客の高速輸送量が倍以上になり、必要に応じて増便が可能になるため、客室スペースの拡大と相まって快適性が向上し、将来の需要増を促すこともできる。
そして「超高速旅客用カーフェリー」の優れた航海性
能により冬季でも欠航の少ない定時運航が可能になるため輸送システムの信頼性が顕著に向上し、新潟・両津間に高速道路を架設した場合と略同等の作用効果が得られる。これにより、利便性が顕著に向上し、離島の繁栄を促すことができる。
次いで、現行運航体制と新しい運航体制における年間
燃料消費量を比較して Table8 に示す。
Table 8 Fuel Consumptions
現行の運航体制
新しい運航体制
RO/RO フェリー の年間燃料 超高速旅客用カーフェリー
消費量：15,768tの年間燃料消費量：16,320t
ジェットフォイルの年間燃⇩料消費量：6,392t
消費燃料削減量：5,840t
合計燃料消費量：22,160t
省エネ効果：26.4％
新しい運航体制では、現行運航体制よりも年間 5,840tの燃料消費量が削減され、26.4％の省エネ効果が得られ、略同等の CO2 排出量の削減効果を得ることができる。尚、RO/RO フ ェ リ ー 「 お け さ 丸 」 ( 主 機 デ ィ ー ゼ ル
MCR17,000PS(12,504kW)）及び「おおさど丸」（主機ディーゼル MCR13,500PS(9,930kW)）の燃料消費率を 184g/
kWh とし 1 時間当りの燃料消費量を 2.07t/ h 及び 1.64t/ hとしている。また、ジェットフォイル(MCR7,600PS）の

１時間当り燃料消費量は 1.88t/ h としている。
3.1.4 大阪－高知間の航路（航路長 120nm）への適用
本航路は平成 17 年 6 月に廃止されたが関西圏と四国南部を結ぶ地上ルートが大きな迂回ルートになるため超高速海上ルートの開設による所要時間の短縮化が望まれる。
本航路には、輸送ニーズを勘案して規模を拡大した Table
9 の要目に示す「超高速旅客用カーフェリー」(図示省略)
を適用する。
Table 9 Particulars
Length overall (waterline)
160m(136m)
Breadth35.57mDraft
5.44m
Displacement
5,031tDesign speed (Max. speed)38kt(41.9 kt)
Cruising range
1,000nm
Payload1,900t(12m(25t)truck/bus×50＋5mcar(2t)×200
or 8m(8t)truck×100＋car×400))
Number of passengers
1,500pers.
EHP
26,798kW
Main Engine (MCR)
48,000kW
注 1）原動機は新潟原動機（株）製のＶ型高速ディー
ゼル機関 16V20FX 型を 12 基搭載する。
注 2）発電機は交流同期発電機を原動機に直結させて8 基（合計定格出力 46,080kW）、電動機は無整流子式交流同期電動機を 4 基（合計定格出力 43,200kW）搭載する。
「超高速旅客用カーフェリー」によれば、現行バス(片道運賃 6,000 円)の所要時間昼 5.3hr(夜 7.25 hr)より 2hr 以
上時間短縮され 2 隻で往復 3 便/日の運航体制が可能となる。損益分岐点となる年間平均消席率を 30％以下に抑えることのできる運賃を Table 10 に示す。
Table 10 Fares
運賃(片道)
1st クラス(100 名) 16,000 円
12m トラック 33,000 円
2nd クラス(200 名) 12,000 円
8m トラック 22,000 円
Ｅクラス(700 名)
5,000 円5m 普通車10,000 円「超高速旅客用カーフェリー」によれば、四国南部を関西圏と太いパイプで直結することができ現行バスよりも低廉な運賃で旅客と共に車両の高速輸送が可能になる
ため利便性が顕著に向上し、四国南部と関西圏相互の顕著な活性化を図ることができる。以下に採算性の検討結果を示す。
(ⅰ) 運航条件
年間運航便数：2,040 航海(往復 1,020 便)、所要時間：
3.16hr、燃料消費：9t/h、船価：13,000(百万円)、船員・部員数合計：100 名とする。
(ⅱ) 年間収入（消席率 100％）
22,797,000(千円)(ⅲ) 年間支出
6,781,400(千円)〔船舶経費〕
3,680,696(千円)（内訳：船員・部員費、修繕費、船用品、潤滑油費、保険料、税金、金利、減価償却費、その他）〔運航経費〕
3,100,704(千円)（内訳：燃料費，その他)(ⅳ) 損益分岐点となる年間平均消席率
29.7％
3.1.5 まとめ「超高速旅客用カーフェリー」（中近距離用）によれ－ 120 －

ば、何れの航路も成立の可能性が非常に高いと判断される。その他の航路についても、時間価値が高く評価される航路であれば､要目を適切に選択することにより「超高速旅客用カーフェリー」の適用が可能と考えられる。例
えば、ウェィブピアサーが廃止された青森-函館間航路等も再検討の余地が充分にあるのではないだろうか。
3.2 中長距離用の「超高速旅客用カーフェリー」
3.2.1 概 要
「超高速旅客用カーフェリー（中長距離用）」の計画
仕様の代表的な一例を Table 11 に示す。
Table 11
船 種
旅客数
搭載能力
航海速度
航 路
海象条件

Planned Specifications
超高速自動車航送客船
1,500 名以上
シャシーを除く車両 3,000t 以上(普通車最大 500 台程度)
38kt(70km/h)程度
日本列島沿岸及び近海
風浪階級 6 程度まで航行可能

同表に示すように、重量大なシャシーを搭載車種から外し航海速度を地上走行の車両と対抗できる程度に設定
して普通車の搭載能力を向上させ、現に国内の主要航路でシャシーを主に搭載する大型フェリーとの間に共存的競合を図れる新しい棲み分け状態の形成を目指す。「超高速旅客用カーフェリー（中長距離用）」の概念図を Fig.4に示し、要目を Table 12 に示す。

Fig.4

競合を図れる新しい棲み分け状態の形成を目指す。
3.2.2 温室効果ガス対策について
この「超高速旅客用カーフェリー（中長距離用）」は搭載能力に余裕があるので温室効果ガス対策を施すことが望まれる。即ち、CO2 は水に溶けやすいため、CO2 を含む燃焼ガスに水をシャワー状に噴霧することにより CO2を水と共に効果的に除去できるはずである。従って、左右２系統のディーゼル機関群の排気ガス通路にシャワー室を配設し、排気ガスに水シャワーを噴霧して CO2 を水と共に除去し、補集した CO2 は例えば再生利用可能な炭酸カルシウム等として回収し、水は濾過冷却後に再びシ
ャワー室に還流させるような CO2 除去装置が求められる。
このような CO2 除去装置を空きスペースに搭載することは充分可能であり是非その実現が期待される。
3.2.3 既存の超高速船との比較
Table 12 の要目に示す「超高速旅客用カーフェリー（中長距離用）」(MRTH)と既存の超高速船の性能を比較して Table 13 に示す。
Table 13 Comparative table of Particulars
MRTH
TSL
HSS1500 W-Piercer
LOA(m)
LWL(m)
B(m)
d(m)
▽(t)
総トン数(t)
旅客数(人)
ペイロード(t)搭載機関(注 1)
MCR(kW)
推進装置
航海速度(kt)

188
160
42.0
6.40
8,192
23,882
2,000
3,200
D×16
64,000
CRP×2
38

140

126.6

29.8
2.4/5.0

40
4.8
4,000
19,638
1,520
1,500
G×4
68,000W.JET×440

14,500
742
210
G2＋D4
66,000W.JET×2
38

112.6
105.6
30.5
3.9
3,000
10,712
900
1,380
D×4
36,000W.JET×4
36

注 1）搭載機関の D は高速ディーゼル機関、Ｇはガスタービンを示す。

ProfileTable 12 Particulars
Length overall (waterline)
188m(160m)
Breadth
42m
Draft
6.40m
Displacement
8,192tDesign speed (Max. speed)38kt(41.9 kt)
Cruising range
1,000nm
Payload3,200t(12m(25t)truck/bus×100＋5mcar(2t)×350
or 12m(25t)truck/bus×80＋5mcar(2t)×600)
Number of passengers
2,000pers.
EHP
38,106kW
Main Engine (MCR)
64,000kW
注 1）原動機は、新潟原動機（株）製のＶ型高速ディー
ゼル機関 16V20FX 型を 16 基搭載する。
注 2）発電機は、交流同期発電機を原動機に直結させて16 基（合計定格出力 61,440kW）、電動機は、無整流子式
交流同期電動機を 4 基（合計定格出力 57,600kW）、それ
ぞれ搭載する。
船体は、主要構成部材に高張力鋼を用いた堅牢な鋼船構造とし、上 1 層の客室と下 2 層の車両甲板室を含む上部構造をＭＲＴＨ部分に搭載する。上下の車両甲板室はスロープで接続し、船尾側にランプゲートを設け、車両は船首側でＵターンさせるようにする。そして、トラッ
ク／バス及び普通車と旅客を航送し、現に国内の主要航路に就航している大型フェリーとの間に好ましい共存的

MRTH の輸送効率を表す比出力 P/WV(PS/t・km/h)4）＝0.138（最大速度 41.7kt 時）の値は非常に低く、スケールメリットによる有利性が顕著に反映されていることが判る。この比出力 P/WV の値はカルマン-ガブリエリ線図 4）（図示省略）における地上走行の車両群の一角を占め対抗しうる超高速船は存在しない。
しかし、車両の中長距離の走行では、途中、必ず休憩を必要とすることや交通渋滞、交通事故、道路工事等により所要時間が不確定になり易く、また、雨天や降雪、路面の凍結等々によって走行性能が制限させられることも多い。従って、実用的な輸送効率は「超高速旅客用カーフェリー」の方が車両より優れていると判断される。
3.2.4.「超高速旅客用カーフェリー」に対するニーズ
航海速度 38kt(70km/h)は地上走行の車両に充分対抗しうるため、トラックの高速輸送だけでなくセールスやビジネス、サービス、小口輸送等に使用される普通車をも航送の対象にすることができる。従って、バランスのよいモーダルシフトを全国的規模で実現することができる。
3.2.5. 東京－大阪間の航路（航路長 324nm）への適用
地上の幹線道としての東名・名神高速道の利用車数は
１日 60 万台を超え、その中約１割程度が東京－大阪間を走行していると推定され、その 7 割が普通車、残りがトラックであり、定常的な超過密状態を呈している。第二東名の開発が破綻してしまったため、東京－大阪間の超高速幹線航路の早期開設が望まれる。尚、関東地区では東京湾横断道路の中間点(海ほたる)、関西地区では関空－ 121 －

連絡橋の中間点に、それぞれ拠点港 5）を設ける。
第二東名では、メートル当りの建設費が 2,000 万円にも達したが、超高速幹線航路を創設するために要する予算
は、東西の両拠点港の建設費を含めてもはるかに少ない額に納まる。従って、その絶大な費用対効果が運航シス
テムの有利性(採算性と運賃)に大きく反映されるはずであり、その有利性について検証してみたい。尚、東京湾
内に速度制限を緩和した高速航路帯が設定された場合について検討する。
（1）運航体制
ピーク時に必要な路線容量を確保することを課題として例えば Table14 に示すような運航体制の設定が可能であろう。
Table 14(2) 運賃と採算性(2-1) 運 賃
運賃は、例えば Table15 のように設定することができる。
トラックの運賃は同等距離での既存航路の運賃の半額程度であり、普通車の運賃も格段に安く、何れの運賃も地上走行に要する経費より安い設定である。
Table 15

Table 16

Fares

賃(片道)
12m トラック 49,500 円
8m トラック 33,000 円
5m 普通車15,000 円(2-2) 採 算
損益分岐点となる年間平均消席率(％)を求める。
(ⅰ) 運航条件
年間運航便数：5,440 航海(往復 2,720 便)、必要隻数：8隻、所要時間：8.5hr、燃料消費：12t/h、船価：17,000(百万円)、耐用年数：15 年、船員数：20 名、サービス要員
数：20 名、海ほたるの拠点港建設費 4,000(百万円)、関空連絡橋の拠点港建設費 6,000(百万円)、各耐用年数 30 年、
船員・部員数合計：420 名とする。
(ⅱ) 年間収入（消席率 100％）
146,178,240(千円)(ⅲ) 年間支出
43,878,539(千円)〔船舶経費〕
17,603,339(千円)（内訳：船員・部員費、修繕費、船用品、潤滑油費、保険料、税金、金利、減価償却費、その他）〔運航経費〕
26,275,200(千円)（内訳：燃料費，その他)(ⅳ) 損益分岐点となる年間平均消席率30.0％
上記運賃で損益分岐点となる年間平均消席率は 30.0％であり、例えば年間平均消席率 40％を確保すれば年間利益率 25.0％を確保することができる。この程度の消席率は充分に確保できるのではないだろうか。
(3) 絶大な費用対効果
この超高速幹線航路の創設に要する予算は、東西の両拠点港の建設費を含めて 1,460 億円程度と推定され、そのメートル当りの建設費は僅かに 23 万円以下(第二東名のFares

現行大洗－苫小牧間(片道)の運賃

東京－苫小牧間(片道)の運賃

スィート
35,000～39,000 円
スタンダード 14,500～18,000 円
エコノミー
8,500～11,000 円

1st クラス(100 名)40,000 円
2nd クラス(300 名)27,000 円
E クラス(1,100 名)12,000 円
12m トラック 160,000 円
8m トラック 106,000 円
5m 普通車23,000 円

12m トラック 219,580 円
8m トラック 146,390 円
5m 乗用車 26,000～32,000 円

Transportation System

運 航 体 制超高速旅客用カーフェリー(旅客 2,000 名＋トラック，バス，乗用車)8 隻、1 日 8 便(16 航海)、所要時間 8.5hr
両港発 7:00 8:00 9:00 10:00 22:00 23:00 24:00 1:00
両港着 15:30 16:30 17:30 18:30 6:30 7:30 8:30 9:30

運
1st クラス(100 名)24,800 円
2nd クラス(300 名)16,600 円
Ｅクラス(1,100 名) 6,600 円

1.2％以下)に納まる。従って、その絶大な費用対効果により車両の地上走行よりも経済性の高い驚異的な運航システムの実現が可能になることを確認することができた。
3.2.6. 東京－苫小牧間の航路（航路長 567nm）への適用
新しい運航体制では、海ほたるの拠点港を使用する場
合、所要時間は 14.9hr になる。現行の大洗－苫小牧間(航路長 409nm)の所要時間が 18～19hr であるから東京－大洗間の地上走行に要するやや不確定な所要時間約 2hr を勘案すると大幅な時間短縮になる。

例として「超高速旅客用カーフェリー」2 隻による 1
日 1 便の運航体制にて、損益分岐点での年間平均消席率
が 30％程度になる旅客及び車両の運賃を求め、現行の大洗－苫小牧間の運賃と比較して Table 16 に示す。同表より東京－苫小牧間の新航路ではトラックの運賃を現行大洗－苫小牧間の運賃より 3 割程度（等距離換算では 5 割程度）安く設定できることが判る。以下に採算性の検討
結果を示す。
(ⅰ) 運航条件
年間運航便数：680 航海(往復 340 便)、船員・部員数合
計：100 名とする。
(ⅱ) 年間収入（消席率 100％）
34,914,600(千円)(ⅲ) 年間支出
10,590,188(千円)(ⅳ) 損益分岐点となる年間平均消席率
30.3％
3.2.7 大阪－宮崎間の航路（航路長 273nm）への適用
本航路には、現在、単胴排水量型の大型フェリー2 隻(往復 1 便/1 日，所要時間 12.3hr)が運航されている。新しい運航体制では「超高速旅客用カーフェリー」2 隻 1 日 2往復の設定が可能となる。その場合、所要時間は 7.2hr で
5.1hr の大幅な時間短縮となる。損益分岐点での年間平均
消席率が 30％程度になる旅客及び車両の運賃を現行運賃と比較して Table 17 に示す。
Table 17
現行の運賃(片道)
特等24,700～30,000 円
１等19,600～22,000 円
２等10,800～12,000 円
12m トラック 86,400 円
8m トラック 53,400 円
5m 普通車 30,600～33,000 円

Fares
新しい運賃(片道)
1st クラス(100 名)24,000 円
2nd クラス(300 名)16,000 円
E クラス(1,100 名)6,000 円
12m トラック 56,000 円
8m トラック 37,300 円
5m 普通車12,000 円

新しい運航体制では、車両の運賃を現行運賃より 3 割
以上安く設定することができ、かつ路線容量を大幅に拡大できるため、九州南部と関西圏相互の顕著な活性化を期待することができる。以下に採算性の検討結果を示す。
(ⅰ) 運航条件
年間運航便数：680 航海(往復 340 便)、船員・部員数合
計：100 名とする。
(ⅱ) 年間収入（消席率 100％）
34,204,000(千円)(ⅲ) 年間支出
10,429,308(千円)－ 122 －

〔船舶経費〕
4,709,148(千円)〔運航経費〕
5,720,160(千円)(ⅳ) 損益分岐点となる年間平均消席率30.5％
尚､大阪－志布志間の航路も本航路と同様に成立の可能性が高い。
3.2.8 新潟・ウラジオストック間の航路（航路長 500nm）への適用
昨今、欧亜を結ぶ地上の大動脈としてシベリア鉄道(シベリア・ランドブリッジ,SLB )が注目されつつある。現状では、欧亜間でのシベリア鉄道によるコンテナ貨物の輸送量（2 万個）は、日欧間での海上コンテナの輸送量（36万個）よりかなり少ないが、海上では 40 日以上かかるのに対して、鉄道経由では 10 日余りで到着できるというス
ピードに大きな利点がある。最近では、このような利点を活かして鉄道経由での国産自動車の輸出も行われ、欧州からアジアへの鉄道経由による旅客も増加している。
また、我が国の自動車会社やその他の製造業がロシアでの現地生産を開始している。
このような事情を背景として、ロシア側では、将来に向けて鉄道輸送の需要や成長の可能性を見込んで鉄道によるコンテナ輸送の増強計画を進め、ボトルネックとなっている単線地区の複線化も検討されているようである。
従って、我が国においても将来に向けてシベリア鉄道に直結するウラジオストックと新潟を結ぶ新しい超高速航路について検討を進めてはどうであろうか。尚、本航路にはやや規模を縮小した Table18 の要目に示す「超高速旅
客用カーフェリー」(図示省略)を適用する。
Table 18 Particulars
Length overall (waterline)
174m(148m)
Breadth
39.2m
Draft
5.92m
Displacement
6,483tDesign speed (Max. speed)38kt(41.9 kt)
Cruising range
1,200nm
Payload2,500t(12m(25t)truck/bus×100
or 12m(25t)truck/bus×50＋5mcar(2t)×500)
Number of passengers
1,500pers.
EHP
32,923kW
Main Engine (MCR)
56,000kW
注 1）原動機は、新潟原動機（株）製のＶ型高速ディー
ゼル機関 16V20FX 型を 14 基搭載する。
注 2）発電機は、交流同期発電機を原動機に直結させて14 基（合計定格出力 53,760kW）、電動機は、無整流子式
交流同期電動機を 4 基（合計定格出力 50,400kW）、それ
ぞれ搭載する。
(1) 運航体制の現状と新しい運航体制
現行日露間の定期船航路は、富山県の伏木とウラジオストックを結ぶ航路のみであり、貨客船ルーシー号（全長 140ｍ、総トン数 12,798t、最大速度 18kt、乗客定員 400
名及び貨物、所要日数 2 泊 3 日）が運航されている。また最近では、新潟・ウラジオストック間にフェリー（韓国、大宇ロジスティクス）の運行が予定されており、中古車輸送とビジネス、観光客の輸送を兼ね、所要時間は 1
日（24hr）程度に短縮されるようである。
「超高速コンテナ船」による新しい運航体制の一例を
現行(及び予定)の運航体制と比較して Table 19 に示す。

Table19 Transportation Systems
現行(予定)の運航体制
貨客船（旅客 400 名＋貨物）1
隻:7～8 便／月、所要 39hr
(フェリー，旅客＋中古車，1
隻:2 日 1 便、所要 24hr)

新しい運航体制
超高速旅客用カーフェリー(旅客1,500 名＋トラック，バス，乗用車)2 隻:1 日 1 便、所要 13.2hr
両港発 7:00、両港着 21:00

同表より新しい運航体制では大幅な時間短縮と共に路線容量の大幅な拡大を図れることが判る。
(2）運 賃新しい運航体制にて損益分岐点となる年間平均消席率
が 30％程度になる旅客及び車両の運賃を求め現行の運賃と比較して Table 20 に示す。
Table 20 Fares
現行の運賃（片道）貨客船ルーシー号
デラックス
115,000 円
セミデラック 63,250 円
カテゴリ２
46,000 円
カテゴリ３54,450 円
カテゴリ４
57,500 円

新しい運賃(片道)
1st クラス(100 名) 43,000 円
2nd クラス(300 名) 32,000 円
E クラス(1,100 名)21,000 円
12m トラック 81,000 円
8m トラック 54,000 円
5m 普通車26,000 円

新しい運航体制では所要時間の大幅な短縮化と旅客運賃の大幅な低減化を採算性よく実現することができ、かつ路線容量の大幅な拡大を図ることができる。これにより日露間に高速道路を架設した場合と同等の作用効果を期待することができる。以下に採算性の検討結果を示す。
(ⅰ) 運航条件
年間運航便数：680 航海(往復 340 便)、燃料消費：10.5t/h、
船価：15,000(百万円)、船員・部員数合計：100 名とする。
(ⅱ) 年間収入（消席率 100％）
29,070,000(千円)(ⅲ) 年間支出
8,854,755(千円)(ⅳ) 損益分岐点となる年間平均消席率
30.5％
3.2.9 まとめ「超高速旅客用カーフェリー」（中長距離用）の各航路にて提示した運賃で年間平均消席率 30％以上の確保は充分可能と判断され、何れの航路も成立の可能性が非常に高い。従って、現に国内の主要航路に就航している大型フェリーとの間に好ましい共存的競合を図れる新しい棲み分け状態の形成が可能になる。これにより、東京・大阪間の航路を基軸として、表日本側では、北は北海道、
南は九州へ、裏日本側では、隣国ロシアへと高速道路網を広く拡張することができ、わが国の物流環境を飛躍的に改善向上させることができる。また、効果的な温室効
果ガス対策を期待することもできる。尚、「超高速旅客用カーフェリー」（中長距離用）のその他の航路への適用については、上記以外の国内の主要航路は勿論のこと、大量性の要件や良好な航海性能が求められる中国、台湾、香港等々との間の航路にも広く適用が可能であろう。
因みに、今回の経済性評価とフィージビリティスタデ
ィを通じて実現の可能性を検証した MRTH による「海陸一体の交通システム」5）を実際に構築することによって得られる作用効果については以下のように考えている。
即ち物流環境の顕著な改善により多くの製造業に支えられる我が国の産業立地競争力の回復と強化が促進され、これにより国内産業の拡充を推進して雇用環境、所得環
境を改善し、併せて消費マインドを活性化させて内需の拡大を促すことができる。以て日本経済を新たな発展軌－ 123 －

道に乗せることができ、ひいては財政再建への確かな道を開くこともできる。また、地域の活性化、環境保全、
交通安全、防災体制の強化等々を図ることもできる。要すれば、中長期的な展望とクローバルな視座をもった苦境脱出のための先見性のある強力な施策が是非共必要とされる逼迫した状況下にあって、MRTH を適用した従来にない新しい技術的思想の導入により他国の追随を許さぬ程の揺るぎない戦略基盤を少ない予算で比較的早い機会に形成できるものと確信している。

4．近海域超高速コンテナ船（Very High Speed
Coastal Service Container Ship）への適用
6)

4.1 近海域コンテナ輸送の超高速化 を促す背景
近年、我が国主要港湾の国際競争力を強化するために輸入手続における所要時間（リードタイム；Lead time）の短縮化が課題とされ、コンテナターミナルの 24 時間フルオープン化や従来平均 3 日を必要としたリードタイム
を 1 日に短縮することを目的として手続きの簡素化と I T化等が推進されるようになった。
このようなリードタイムの短縮化と定時性の向上とによって、海上輸送によるジャストインタイム物流(J I T 物流)が可能となり、或る半導体メーカーでは、アジアで生産した部品を従来航空輸送で輸入していたが、これを海上輸送に切り換えることによって、半導体部品(年間 60～70 万トン)の輸送コストの大幅な削減化（20％程度）を実現している 7)。
しかし、航空輸送から海上輸送への大幅なシフトを実現するためには、港湾手続の時間短縮だけでなく、貨物の発注から調達に至るまでの所要日数(本来のリードタイム)の大半を占める海上輸送の時間を低廉な運賃で大幅に短縮しなければならない。世界の産業・経済の主体が中国を中心とするアジアなどの発展途上の国々に移行しつつある今日では、このような課題の重要性は、かつて TSL が計画された時点よりも更に顕著になっていると判断される。
4.2 近海域超高速コンテナ船の概要
発展途上の東南アジアを含む広い海域でコンテナ輸送の超高速化を滞りなく円滑に実現するためには、充分なペイロードと航続距離を確保できる従来にない新しいコンセプトの「近海域超高速コンテナ船」が求められる。
その計画仕様を Table 21 に示す。
Table 21
船 種
航海速度
ペイロード
航続距離
航 路
海象条件

Planned Specifications
超高速フルコンテナ船
35kn
3,000t(300TEU)程度
3,000nm 以上
近海域
風浪階級 6 程度まで航行可能

超高速化を計画するに際して、まず、航海速度の設定が重要な課題になるであろう。その航海速度の設定値如
何は、採算性と直結するペイロードに大きな影響を与えるが、リードタイムにはそれほど大きく影響するものではない。例えば横浜－基隆間(航路長 1,140nm)では、航海速度 35kt と 40kt の航海時間の差は僅かに 4hr であり日数単位のリードタイムは両者共に 3～4 日になり、航空機に対する競争力は略同等と見做せるであろう。
これに対して、ペイロードの変化は大きくなる。例えば満載排水量▽7,600t, 航海速度 35kt の「超高速コンテナ船」では同航路にてペイロード 3,200t 程度を確保できるのに対して、同一機関出力で航海速力を 40kt に増加させると満載排水量▽が 4,200t になるためペイロードは
1,760t 以下に半減してしまう。そのため運賃高となり利益幅が圧縮され採算性や競争力も低下する。
従って、航路安定成立の可能性を高めるためには、
Table21 に示すように、航海速度は航空輸送と競合しうる
リードタイムを確保できる限度内（Table 23 参照）に低く抑え、航空機と在来コンテナ船の中間領域間に幅広く分布する輸送ニーズを充分に吸収できるだけのペイロードと必要な航続距離を確保できる大量性の要件を充分に満たすことのできる設定が好ましいであろう。
このような要件を満たす「近海域超高速コンテナ船」の概念図を Fig.5 に示し、要目を Table22 に示す。その船体は、主要構成部材に高張力鋼を用いた堅牢な鋼船構造とし、甲板上に、例えば 40ft コンテナ 150 個を積載する。
また、温室効果ガス対策のために前述した CO2 除去装置を搭載することが望まれる。

Fig.5

ProfileTable 22 Particulars
Length overall(waterline)
184m(156m)
Breadth
40.95mDraft
6.24m
Displacement
7,593tDesign speed (Max. speed)35kt(38.6 kt)
Cruising range
3,000nm
Payload3,200 t (300TEU)
EHP
28,554kW
Main Engine (MCR)
48,000kW
注 1）Design speed 35kt におけるフルード数は 0.46 であり、MRTH の適用範囲であるフルード数 0.40 以上の条件を満たしている。
注 2）原動機は、新潟原動機（株）製のＶ型高速ディー
ゼル機関 16V20FX 型を 12 基搭載する。
注 3）発電機は、交流同期発電機を原動機に直結させて12 基（合計定格出力 46,080kW）、電動機は、無整流子式
交流同期電動機を 4 基（合計定格出力 43,200kW）、それ
ぞれ搭載する。
4. 3 運賃及び採算性の検討
最近では、港湾手続の時間短縮化の一環として、定曜
日・定時でスケジュールを固定して通関業務などを最優先で行い、本船荷役開始後 2～3 時間で貨物の引き渡しを可能にするホットデリバリーサービス(HDS)が在来コン
テナ船の日中航路を中心に展開されている。
このような港湾事情を背景として、「近海域超高速コンテナ船」の各航路では、搭載全コンテナについて HDS扱いと同等の引き渡し時間の短縮化を図ることを前提とし各港での停泊時間は 12 時間以内とする。そして以下の各航路での採算性の計算では、コンテナの運賃に HDS チ－ 124 －

ャージと同等の割り増し運賃を加算し、損益分岐点となる年間平均積載率が 30％程度になる運賃の値を求める。
4.3.1 神戸－上海（航路長 787nm）① 航海時間：22.5hr② 所要日数（ドアツードアサービスでのリードタイ
ム）：22.5 hr＋24 hr⇒46.5 hr÷24 hr＝1.94 日⇒2～3 日③ 運賃：250,000 円/TEU(1.7～2.5 万円/t)〔運航条件〕
便数：往復 2 便/週(4 航海/7 日)〔採 算〕（ⅰ）年間収入（積載率 100％）21,857,714(千円)（ⅱ）年間支出
6,550,714(千円)
船舶経費2,755,003(千円)(船員・部員費、修繕費、船用品、潤滑油費、保険費、税金、金利、減価償却費、その他)
運航経費
3,795,711(千円)（燃料費、入港費、岸壁使用料、クレーン使用料、通関料、HDS チャージ）(ⅲ）損益分岐点となる積載率
30.3％
4.3.2 横浜－基隆（航路長 1,140nm）① 航海時間：32.6hr② 所要日数：3～4 日③ 運賃：330,000 円/TEU(2.2～3.3 万円/t)〔運航条件〕
便数：往復 2 便/週(4 航海/7 日)〔採 算〕(ⅰ)年間収入（積載率 100％）19,234,286(千円)（ⅱ）年間支出
5,881,149(千円)(ⅲ) 損益分岐点となる積載率
30.6％
4.3.3 横浜－香港（航路長 1,602nm）① 航海時間：45.8hr② 所要日数：3～4 日③ 運賃：390,000 円/TEU(2.6～3.9 万円/t)〔運航条件〕
便数：往復 2 便/週(4 航海/7 日)〔採 算〕（ⅰ）年間収入（積載率 100％） 22,731,429(千円)（ⅱ）年間支出
6,910,104(千円)(ⅲ) 損益分岐点となる積載率
30.4％
4.3.4 横浜－ホーチミン（航路長 2,419nm）① 航海時間：69hr② 所要日数：4～5 日③ 運賃： 550,000 円/TEU(3.7～5.5 万円/t)〔運航条件〕
便数：往復 3 便/2 週(3 航海/7 日)〔採 算〕（ⅰ）年間収入（積載率 100％） 24,042,857(千円)（ⅱ）年間支出
7,151,674(千円)(ⅲ) 損益分岐点となる積載率
29.7％
4.3.5 横浜－シンガポール（航路長 2,904nm）① 航海時間：83hr② 所要日数：5～6 日③ 運賃：630,000 円/TEU(4.2～6.3 万円/t)〔運航条件〕
便数：往復 4 便/3 週(8 航海/21 日)〔採 算〕（ⅰ）年間収入（積載率 100％） 24,480,000(千円)（ⅱ）年間支出
7,410,927(千円)(ⅲ) 損益分岐点となる積載率
30.3％

4.3.6 横浜－バンコック（航路長 3,015nm）① 航海時間：86hr② 所要日数：5～6 日③ 運賃：650,000 円/TEU(4.3～6.5 万円/t)〔運航条件〕
便数：往復 4 便/3 週(8 航海/21 日)〔採 算〕（ⅰ）年間収入（積載率 100％） 25,257,143(千円)（ⅱ）年間支出
7,558,087(千円)(ⅲ) 損益分岐点となる積載率29.9％
尚、上記各航路において、コンテナ積載率 40％を確保できれば 20％以上の利益率を得ることができる。
4.3.7 要 約
「近海域超高速コンテナ船」の各航路における所要日数(リードタイム)と運賃を TSL 及び航空機と比較してTable 23 に示す。
Table 23 Comparative table of lead times and container fares
所要日数(リードタイム)
運賃(万円/トン)
仕向地*
TSL
MRTH
AIR
TSL MRTH
AIR**

シンガポール

3～4
3～4
3～6---6～9

バンコック

6～9

上 海
基 隆
香 港
ホーチミン

2～3
3～4
3～4
4～5
5～6
5～6

2～4
4
3～4
5～7
3～4
4～7

----4～5
5～6----------

1.7～2.5
2.2～3.3
2.6～3.9
3.7～5.5
4.2～6.3
4.3～6.5

62
62
62
112
85
85

注*)上海のみ神戸を基点とし他は横浜を基点とする。
注**) AIR の運賃は定額運賃を示す。
(1)上海－神戸間の航路
上海への航路では、海上輸送時間の短縮化を図るために、博多、下関からトラック積替えの RO/ RO フェリーや
RO/ RO コンテナ船が就航し、陸送を加味することによってトータルとしてのリードタイムの短縮化が実現されている。しかし、関西以東の地区との間では、博多、下関までの陸送運賃が嵩むことと環境保全の問題や道路混雑の問題があり、リードタイムについても神戸を基点とす
る「近海域超高速コンテナ船」の方が断然有利になる。
ちなみに、RO/ RO フェリーによる博多－上海航路では航海時間 28hr で運賃 230,000 円/TEU(1.5～2.3 万円/トン)であるが、「近海域超高速コンテナ船」では航海時間 22.5hr
で運賃 250,000 円/TEU(1.7～2.5 万円/トン)になる。一方、航空輸送では、最近、従来よりもリードタイムを 1 日短縮したサービスも出現しており激しい競合が予想されるが、「近海域超高速コンテナ船」は運賃面で絶対的な優位性を確保できるであろう。
(2)横浜－台湾、香港間の航路
両航路では、「近海域超高速コンテナ船」の運賃を TSLで試算された運賃よりもかなり安く設定することができる。また、航海速力 35kt の「近海域超高速コンテナ船」のリードタイムが航海速力 50kt の TSL よりも短くなっているのは「近海域超高速コンテナ船」には昨今の港湾手続の時間短縮化を反映させたことと航続距離 500nm のTSL は途中給油に時間を要するためと推測される。この点については上海-神戸間の航路でも同様である。
(3)横浜－ベトナム、シンガポール、タイ間の航路
航路長が 2,000nm を超えるベトナム、シンガポール、
タイ間等の航路では航続性能のよい「近海域超高速コン－ 125 －

テナ船」の有利性が遺憾なく発揮され航空機とのリード
タイムの差を僅少に抑えることができる。特に、ベトナ
ムは、最近、中国プラス１の投資先として注目され、経済・貿易も活発化し港湾も整備されつつあり、中国からベトナムに工場を移転する邦人企業も多く、タイやシンガポールと共に、我が国との直行便による今後の輸送ニーズを期待することができよう。
(4)以上のように「近海域超高速コンテナ船」によれば、近海全域で航空機とのリードタイムの差を僅少に抑えることができ、かつ航空機よりも格段に安い運賃の設定が可能になるため、航空機と在来コンテナ船の中間領域に幅広く分布する輸送ニーズを充分に吸収することができる。即ち、現に航空輸送されている貨物の多くを海上輸送にシフトさせることができると共に、現に在来コンテナ船で輸送されている貨物の中で比較的に時間価値の高い各種工業製品や生鮮食料品群等の大量のシフトを期待することができる。また、損益分岐点となる積載率を低く抑えることができるため原油価格の変動に対しても安定した採算性を維持できると予測される。
(5)次いで、アジア圏での効果的な省エネ対策と温室効果ガス対策を実現することができる。例えば横浜－基隆間(1,140nm)では、ボーイングジャンボ 747Ｆ型(巡航速度900km/hr,貨物 100t 搭載)の燃費を 9t/hr(0.08 km/ℓ)程度とす
ればトン・キロメートル当たりの燃料消費量率(消費燃料量/輸送貨物量×距離)は 0.0995kg/t・km になる。一方、「近海域超高速コンテナ船」(貨物 3,200t 搭載) の燃料消費量
率 は 0.0434kg/t・km であり 747Ｆ型の 1/2 以下に過ぎない。従って、747Ｆ型から「近海域超高速コンテナ船」にシフトすれば 50％以上の省エネが達成される。また、温室効果ガス排出量については、CO2 除去装置を搭載した「近海域超高速コンテナ船」では省エネ効果以上の CO2削減効果を得られるであろう。
4.4 近海域コンテナ輸送の超高速化実現への道
冒頭にも述べたように、今日では、国内の港湾手続の時間短縮によって、かつて TSL が計画された時点よりもリードタイムの短縮化を実現するための環境条件が整いつつあると言えよう。従って、これを契機として、Table 22の要目に示すような「近海域超高速コンテナ船」によって低廉な運賃で航空輸送との間のリードタイムを大幅に短縮することにより、まず、第一段階での超高速化を採算性よく着実に実現すべきであろう。そして、この第一段階の超高速化により我が国を基点とする超高速航路網
を近海全域に形成した後においては、特定の航路でのニーズに応じた第二段階以降の更なる超高速化を実現してゆくように段階的に超高速化を進めて行けばよいのではないだろうか。

5. 近海域超高速旅客船（Very High Speed Coastal
Service Passenger Boat）への適用
5.1 小笠原航路の検討 8)
小笠原諸島は東京から南南東約 1,000 ㎞に位置し東京都との間の交通機関として、現在、新おがさわら丸（旅客数 1,031 名，航海速度 22.5kt，所要時間 25.5hr，年間 59便）が就航しているが、利便性の向上を図るために高速化による増便が求められている。しかし、本航路は、オンシーズンとオフシーズンでの需要差が著しいため、安定した採算性を確保するには、オフシーズンにおける小笠原便の空き時間を有効に活用するための対策が是非共必要とされよう。そこで、その空き時間に多方面へのク
ルージングを実施してはどうであろうか。
5.2 「近海域超高速旅客船」の概要「近海域超高速旅客船」の開発目標を明確にするために
Table 24 に計画仕様を示す。

4.5 まとめ
今日、世界の産業・経済の主体は、日米欧の先進国か
ら中国を中心とするアジアなどの発展途上の国々に移行しつつある。従って、これらの国々を含む広範な近海域での海上輸送の重要性はますます顕著になっていると判断される。その海上輸送を支える造船業も韓国や中国の躍進が著しく、これらの国々から激しい追い上げを受ける我が国造船業が将来にわたり国際競争力を維持してゆくためには、満たされるべき大きな社会的ニーズに充分に応えることのできる独自の技術開発による高付加価値

Table 25 Particulars of MRTH I
Length overall(waterline)
114m(100m)
Breadth26.19mDraft
4.00m
Displacement
2,000tDesign speed(Max. speed)
40kt(41.9 kt)
Cruising range (no container)
1,200nm (2,500nm)
Number of passengers
800pers.
Payload200t
EHP
19,000kW
Main Engine (MCR)
32,000kW船への特化が必須の課題とされよう。この「近海域超高速コンテナ船」によれば、現に航空輸送されている貨物の多くを海上輸送にシフトさせて物流コストの低減化を実現できるだけでなく、省エネ対策、温室効果ガス対策を施すこともできる。これにより、再びアジアの活力が取り戻され、不況脱出のためにも大きく寄与することができるであろう。
4.6「超高速コンテナ船」の他の適用分野
MRTH を適用した「超高速コンテナ船」のその他の適用例として「遠距離用超高速コンテナ船」が挙げられる。
即ち、わが国と北米及びオーストラリア間等での高付加価値商品群や冷凍・冷蔵を要する生鮮食料品群等の高速輸送のために、例えば、航海速度 36kt、 満載排水量▽
12,000t、ペイロード 5,500t 程度の規模が求められよう。

Table 24
船 種
旅客数
航海速度
航続距離
航 路
海象条件

Planned Specifications
超高速旅客船800 名以上
35kt 以上
1,200nm 以上
小笠原航路及び近海域
風浪階級 6 程度まで航行可能

本稿では、航海速度を優先させた MRTHⅠ型と航海速度を抑えて規模の拡大を図った MRTHⅡ型の 2 つの船型について検討する。
5.3 MRTHⅠ型
MRTHⅠ型の要目を Table 25 に示し、概念図を Fig.6 に示す。尚、Fig.6 の実線は MRTH 部分、仮想線は上部構造を示す。

－ 126 －

注１）原動機は、新潟原動機（株）製のＶ型高速ディーゼル機関 16V20FX 型を 8 基搭載する。
注２）発電機は、交流同期発電機を原動機に直結させて 8 基（合計定格出力 30,720kW）、電動機は、無整流子式交流同期電動機を 4 基（合計定格出力 28,800kW）、そ
れぞれ搭載する。

Fig.6 Profile
船体は、主要構成部材に高張力鋼を用いた堅牢な鋼船構造とし、例えば仮想線で示すような３層の客室層を含む上部構造を搭載することができる。上部構造における室内総床面積は 6,000 ㎡を確保し、旅客 800 名、乗組員15 名、サービス要員は 80 名まで収容可能とする。
客室スペースは、例えばファーストクラス:50 名（2 名
1 室）26 ㎡×25＝650 ㎡、セカンドクラス：150 名（2 名 1室）20 ㎡×75＝1,500 ㎡、エコノミークラス：600 名（リクライニング式の独立型椅子座席）1 ㎡×600＝600 ㎡、合計客室床面積 2,750 ㎡、乗組員室 180 ㎡、サービス要員室(4 名 1 室)520 ㎡とし、船首及び船尾のデッキに 20ft.コン
テナ 10 個（カーゴ載貨重量 200t 程度)を積載する。その他、展望室、ホール、談話室、売店、食堂、バー、ジム、遊戯室等の各種施設を充実させることができる。
5.4 MRTHⅡ型
MRTHⅡ型は、Ⅰ型と同一出力としⅠ型よりも航海速度を抑えて規模の拡大を図っている。その概念図は省略
するが MRTH 部分はⅠ型と略相似形であり、一般配置についてもⅠ型と略同様とする。その要目を Table26 に示す。
Table 26 Particulars of MRTH II
Length overall(waterline)
130m(114m)
Breadth31.72mDraft
4.56m
Displacement
2,965tDesign speed(Max. speed)36kt(37.7 kt)
Cruising range
3,000nmNumber of passengers
1,000pers.
Payload600t
EHP
19,180kW
Main Engine (MCR)
32,000kW
注１）推進プラントについての注記事項は MRTHⅠ型と同じである。
注２）上部構造における３層の室内総床面積は 7,800㎡を確保し、旅客 1,000 名、乗組員 15 名、サービス要員
は 100 名まで収容可能とする。客室スペースは、例えばファーストクラス:100 名（2 名 1 室）26 ㎡×50＝1,300 ㎡、
セカンドクラス：200 名（2 名 1 室）20 ㎡×100＝2,000 ㎡、
エコノミークラス：700 名（リクライニング式の独立型椅
子座席）1 ㎡×700＝700 ㎡、合計客室床面積 4,000 ㎡、乗組員室 180 ㎡、サービス要員室(4 名 1 室)650 ㎡とし、船首及び船尾のデッキにコンテナ 600t を搭載する。その他、各種施設を充実させることができる。
5.5. 既存の超高速船との比較
MRTHⅠ型及びⅡ型と TSL 及び 112m(最大級)ウエイ
ブピアサーの要目を比較して Table 27 に示す。

Table 27 Comparative table of Particulars
MRTH II W-Piercer
MRTH ITSL
LOA(m)
LWL(m)
B(m)

114
100
26.19

d(m)
▽(t)
旅客数(人)
搭載機関(注 1)
MCR(kW)
推進装置
航海速度(kt)

4
2,000
800
D×8
32,000
CRP×2
40

140
29.8
2.4/5.0742
G2＋D4
66,000W.JET×2
38

130
114
31.72

112.6
105.6
30.5

4.56
2,965
1,000
D×8
32,000
CRP×2
36

3.9
3,000
900(注 2)
D×4
36,000W.JET×4
36

注１) 搭載機関欄の D はディーゼル機関、G はガスタービンを表す。
注２) W-Piercer は 355cars or 193cars+35trucks も搭載する。
5.5.1 MRTH I 型と TSL
MRTH I 型と TSL は共に純客船であり航海速度と旅客数は同程度であるが機関出力(MCR)に大きな差がある。
また、MRTH I 型は、3 層の広い客室床面積を確保して船上泊ができるゆとりのある客室設計が可能な点も異なる。
5.5.2 MRTHⅡ型 とウエイブピアサー
純客船の MRTHⅡ型と RO/RO 船の 112m ウエイブピア
サーは満載排水量と航海速度が同程度であるが、機関出力(MCR)は MRTHⅡ型の方が１割以上低い。従って、ウ
エイブピアサーを純客船に設計変更しても燃費経済性の面で MRTHⅡ型には及ばないであろう。また、MRTHⅡ
型は、軽量小型のディーゼル機関を総合できる電気推進
方式の推進プラントを採用しているため船体設計の自由度が著しく高い。従って、MRTHⅡ型を RO/RO 船に設計変更する場合、広い車両甲板面積を無理なく確保でき無駄のない合理的な車両配置が可能になる。また、車両甲板の高さを低く設定して Depth を小にできる利点もある。
5.6 運航形態
MRTHⅠ型及びⅡ型について小笠原便の空き時間に多方面へのクルージングを実施する場合につき検討する。
5.6.1 小笠原便(東京－小笠原間：航路長 570nm)
所要時間は MRTHⅠ型では 14.3 時間(Ⅱ型では 15.8 時間)となり、新おがさわら丸より 11.2 時間(9.7 時間)の短縮となる。従って、オンシーズン(3，8，12 月）には週往復３便の設定が可能となるため充分に需要に応えることができるであろう。
そして、上記以外の月では、適切な減便を行い、その空き時間をクルーズ便で埋め尽くすような運航形態を採ることができよう。尚、小笠原便は、下記の運航計画では年間 184 便(往復 92 便)の設定が可能になる。
(1) 週往復３便：3,8,12 月 (空き時間 1 日/週）
(2) 週往復２便：4～7,9 月(空き時間３日/週）(3) 週往復 1 便：1,2,10,11 月(空き時間５日/週）
5.6.2 クルーズ便
例えば空き時間半日：ランチクルーズ、ディナークルーズ、房総半島半日クルーズ、相模湾半日クルーズ、空き時
間 1 日：伊豆諸島 1 日クルーズ等、空き時間２日：北海
道往復クルーズ、九州往復クルーズ等、空き時間３日：
沖縄往復クルーズ、上海往復クルーズ等、空き時間４日：
台湾（基隆）往復クルーズ、日本一周クルーズ等、空き
時間５日：サイパン、グァム往復クルーズ、香港往復クルーズ等々、適宜、適切な航路を選択できるであろう。

－ 127 －

5.7.運賃と採算性の検討
MRTHⅠ型及びⅡ型の運賃の一例を Table28 に示す。
Table 28 Fares
東京－小笠原クルーズ便(日)
1st クラス
40,000 円
64,000 円
2nd クラス
30,000 円
48,000 円
E クラス
20,000 円
32,000 円
注)クルーズ便の運賃には食事費が含まれる。
MRTHⅠ型又はⅡ型により小笠原便を年間 184 便(往復92 便)設定すれば年間運航便数 340 日中に空き時間が 156日発生する。その空き時間に Table 28 に示す運賃でクルーズ便を実施する場合について損益分岐点となる年間平均消席率を求める。尚、小笠原便、クルーズ便共に年間平均消席率が等しいと仮定する。
5.7.1 MRTHⅠ型(1) 小笠原便
航路長：570nm(1,050km)、旅客数：800 名、年間運
航便数：184 便(往復 92 便)、必要隻数：MRTHⅠ型１隻、航海速度：40kt、所要時間：14.3 時間、燃料消費：
6t/h、総トン数：9,206t、船価：8,000(百万円)、耐用年
数：15 年、船員数：15 名、サービス要員数：10～20名、船員・部員数：50 名とする。
年間収入（消席率 100％）
3,404,000(千円)
年間支出
1,430,833(千円)〔船舶経費〕
671,953(千円)（内訳：船員・部員費、修繕費、船用品、潤滑油費、保険料、税金、金利、減価償却費、その他）〔運航経費〕
758,880(千円)（内訳：燃料費，その他)(2) クルーズ便
航路長：１日当たり小笠原便と同等、旅客数：800
名、年間運航日数：156 日、サービス要員数：10～80
名船員・部員数：100 名(平均)とする。
年間収入（消席率 100％）
4,617,600(千円)
年間支出
1,659,967(千円）〔船舶経費〕
684,944(千円)（内訳：小笠原便と同じ）〔運航経費〕
975,023(千円）（内訳：燃料費、食材費、入港費、岸壁使用料、その他)(3) 損益分岐点(ⅰ) 年間収入の合計（消席率 100％）8,021,600(千円）(ⅱ) 年間支出の合計
3,090,800(千円)(ⅲ) 損益分岐点となる年間平均消席率
38.6％

5.7.2 MRTHⅡ型(1) 小笠原便
旅客数：1,000 名、年間運航便数：184 便(往復 92 便)、
必要隻数：MRTHⅡ型１隻、航海速度：36kt、所要時間：
15.8 時間、燃料消費：6t/h、総トン数：13,639t、船価：9,000(百万円)、耐用年数：15 年、船員数：15 名、サービス要員数：10～20 名、船員・部員数：50 名とする。
年間収入（消席率 100％）
4,416,000(千円)
年間支出
1,567,543(千円)〔船舶経費〕
738,773(千円)〔運航経費〕
828,770(千円)(2) クルーズ便
航路長：１日当たり小笠原便と同等、旅客数：1,000
名年間運航日数：156 日、サービス要員数：10～100 名
船員・部員数：100 名(平均)とする。
年間収入（消席率 100％）
5,990,400(千円)
年間支出
1,876,963(千円）〔船舶経費〕
741,664 (千円)
〔運航経費〕
1,135,299(千円）(3) 損益分岐点(ⅰ) 年間収入の合計（消席率 100％） 10,406,400(千円）(ⅱ) 年間支出の合計
3,444,506(千円)(ⅲ) 損益分岐点となる年間平均消席率 33.1％
5.8 まとめ両船共に、航海性能に優れ、ゆとりのある客室や充実した諸施設を備えているので、何れを選択しても高い集
客力を得られるであろう。従って、経営努力次第で、上述の年間平均消席率（Ⅰ型 38.6％、Ⅱ型 33.1％）を充分にクリアできるのではないだろうか。尚、採算性の計算には貨物の収入を算入していないが、Ⅱ型ではペイロー
ド 600t を確保できるので将来の貨物の需要増に充分対処できるため採算性が更に向上する。また、運航形態については柔軟に変更が可能であり先々小笠原諸島が繁栄す
れば小笠原便を適宜増便すればよいのは言うまでもない。
5.9 「超高速旅客船」の他の適用分野
MRTH を適用した「超高速旅客船」のその他の適用例
として「超高速クルーズ客船」が挙げられる。即ち、パナマ運河の拡張に伴う 50 日間世界一周早回りクルーズや
ハワイ、グァム、サイパン等の航路用として、例えば、満載排水量▽12,000t、旅客数 1,500 名、航海速度 36kt、MCR 64,000kW 程度の規模が求められよう。

6．結言

今日までに実用化された超高速船の多くは、船体及び駆動推進系統の軽量化に主眼をおいてコンパクトにまとめられているが、ウォータージェット推進器のレイアウ
ト上の制約もあり、スケールメリットを充分に追求できるコンセプトを備えていない。これに対して、電気推進
方式の MRTH は設計の自由度が高く優れた燃費経済性を備えているので、「超高速旅客用カーフェリー」、「近海域超高速コンテナ船」及び「近海域超高速旅客船」の各航路で航路成立の可能性が充分にあることを確認する
ことができた。
特に、中長距離用の「超高速旅客用カーフェリー」では、高い輸送効率と大量性の要件が求められるためスケ
ールメリットを充分に追求した結果、陸上交通機関を凌ぐ驚異的な採算結果を得ることができ新しい海陸一体の交通システムを採算性よく構築できることを検証することができた。また「近海域超高速コンテナ船」によれば、近海全域においてコンテナ輸送の超高速化を安い運賃で円滑に実現して現に航空輸送されている貨物の多くを海上輸送にシフトさせることができることを検証することができた。そして「近海域超高速旅客船」では、クルーズ便の併設により小笠原航路の高速化を健全に実現できることを検証することができた。
これら何れの課題も既存の高速船では到底対処しえな
い大きな社会的要請（社会的ニーズ）に基づくきわめて重要な課題であり、MRTH の高い実用性が改めて評価さ－ 128 －

れるべきであろう。冒頭にも述べたように、MRTH は既に本格的な水槽実験を完了しており、不況脱出のための切り札としても、できるだけ早い機会にその実用化が推進されることを期待したい。

謝辞

本稿の作成に際し、横浜国立大学名誉教授丸尾孟先生より多大の助言を賜り、また、MRTH の抵抗試験結果を含む資料をご提供いただきました。文末になり恐縮ではございますが、ここに厚く御礼を申し上げます。

参考文献
1) Seiko Ogiwara and Hajime Maruo：Development of a
New Concept on a Fast Ship Form，The International Marine
Design Conference，May 2003, Athens2) 丸尾孟：「超高速多胴船の馬力に関する若干の考察」，
日本船舶海洋工学会講演論文集第 2 号(平成 18 年 5 月)
3) 塩田浩平:「福岡・釜山間航路及び新潟・両津間航路への最小抵抗双胴船(MRTH)の適用について」，日本船舶海洋工学会講演論文集第 7 号(平成 20 年 11 月)
4) 赤木新介:「新交通機関論」，コロナ社(1995 年 11 月)
5) 塩田浩平:「海陸一体の国内交通システム」，日本船舶海洋工学会講演論文集第 3 号(平成 18 年 11 月)
6) 塩田浩平:「近海域コンテナ輸送の超高速化への提案」，
日本船舶海洋工学会講演論文集第 5K 号(平成 19 年 11 月)
7)（株）野村総合研究所:「輸入手続の所要時間短縮がもたらす経済効果等に関する調査」(平成 16 年 3 月)
8) 塩田浩平:「小笠原航路の検討」，日本船舶海洋工学
会講演論文集第 6 号(平成 20 年 5 月)

－ 129 －

－ 130 －4.2 双胴型高速カーフェリーの需要予測と経済性
大阪府立大学大学院
大阪府立大学大学院(現川崎造船)1. 緒

言

本章では犠牲量モデルを用いた高速カーフェリーの需要予測と、2 つの採算計算の方法について報告する。さらにそれらの方法を、離島航路である隠岐航路と海峡航路である青函航路にそれぞれ適用させた場合の計算結果についても報告する。

2. 犠牲量モデルを用いた需要予測
2.1 犠牲量モデル(Sacrificed Value Model)
犠牲量モデルとは、ある出発地からある目的地までを移動する場合に、利用者が移動にかかる運賃や所要時間を、犠牲量として金額の単位に換算することにより、犠
牲量の最も小さい交通機関を選択するとして需要を予測する方法である。犠牲量は①式で表され、Gi は交通機関
i の犠牲量、Fi は交通機関 i の運賃、Ti は交通機関 i の所
要時間、R は利用者(もしくは貨物)の時間価値である。

Gi = Fi + Ti × R … ①①式から分かるように、犠牲量モデル G は、運賃 F を切片とし、所要時間 T を傾きとする時間価値 R の一次関数である。
ここで、3 つの交通機関、交通機関 A 、交通機関 B、
交通機関 C を想定した場合について検討する。仮に交通機関 A を船舶、交通機関 B を新幹線、交通機関 C を航空機として、出発地から目的地までの運賃と所要時間をそれぞれ求め、縦軸に犠牲量 G、横軸に時間価値 R をとってグラフを描くと Fig.1 のように、3 つの直線が交差したグラフが得られる。一般に、船舶、新幹線、航空機の順に運賃が高いことが R=0 のときの切片に現れ、航空機、
船舶、新幹線の順に輸送速度が速いことが傾きの違いとして現れる。
2.2 時間価値分布
時間価値分布とは、時間の節約によって受ける何らかの利益(時間便益という)を金額で評価したものであり、すなわち、時間節約の評価額である。時間価値分布には利用者それぞれの特性があり、利用者の種類によって大きく変化する。本研究では需要予測を主に貨物と旅客に分別して行ったため、時間価値分布についても貨物と旅客の二通りを用いた。それらについて説明する。
(1) 貨物の時間価値分布
貨物の時間価値分布は、海上技術安全研究所によって
平成 7 年度貨物純流動調査データから得られたものを用いた。時間価値の累積分布関数は②式で表され、貨物の種類によるμとσの値は Table 1 に示す通りである。本研
究では貨物の時間価値分布として軽工業品の値を用いた。
P( ω* ) = ∫ * p( ω )dω = ∫1(log ω − μ 2 )exp( −
)dω
2σ 2
2 πσω

…

池田 良穂
中林恵美子

μ:限界代替率の対数の平均値
数標準偏差。

σ:限界代替率の対(2) 旅客の時間価値分布
旅客の時間価値の評価方法としては所得接近法と費用接近法の 2 つがあり、本研究では所得接近法を用いることとした。所得接近法とは節約された時間を所得の稼得にあてた場合に得られるであろう所得の増分を評価値とする方法である。本研究で用いた旅客の時間価値分布は
平成 13 年度給与階級別分布より求めた時間価値分布である。今回需要予測を行う青函航路は海峡航路で、利用者に離島航路と似た特性が期待できることから、離島航路にあわせて若干の修正を施した時間価値分布を用いることとした。本研究で用いた旅客の時間価値分布を Fig.2 に示す。
2.3 犠牲量モデルを用いたシェア計算
犠牲量モデルを用いたシェア計算の方法を、旅客の時間価値分布を例にとって説明する。
Fig.1 と Fig.2 の横軸が同じ時間価値分布 R であることからこれらを同じ平面に描くと、Fig.3 のようになる。なお、ここでは同一平面上で表すため、犠牲量の値は 2500
分の 1 の値で示し、時間価値分布は旅客のものを用いている。ここで、犠牲量モデルは前述したように、その犠牲量が最小となる交通機関が利用者に選択される、という定義に基づいている。そのため、犠牲量モデルの交点
において需要の時間価値分布を区切ると、需要の時間価
値分布の全面積に占める区切られた時間価値分布の面積比が、その部分で犠牲量が最小となる交通機関のシェア
となる。
(JPY)
50000
45000

Transportation A

40000
35000
30000
25000
20000

Transportation C

15000
10000

Transportation B

5000
0
0

2500

5000

7500 10000 12500
Time value (R)Fig. 1 Diagram of generalized costs models for threetransportation systems as a function of time value.

②－ 131 －

り交通機関の選択に影響が出ると考えられる旅客に対してのみ、需要予測を行う際にこの値を考慮することとした。乗り心地を考慮した犠牲量モデルは③式で表すことができ、MSI の重みｗの値には離島航路の調査から得られた値 5)を用いることとした。Table 2 にｗの値を示す。

(％)
20
18
16
14

Gi = Fi + Ti × R + w × MSI

12
10

…

③

3. 採算計算の方法

8

3.1 損益分岐運賃解析法
損益分岐点とは収入と支出が一致する点のことである。
即ち、年間総収入と年間総コストが一致するように設定した運賃を損益分岐運賃と呼び、④式で表すことができ
る。

6
4
2
0
0

2500

5000

7500

10000

12500

Break Even fare =Time value (R)Annual cost
Share × Annual demand × Fare…

Fig. 2 Diagram of the density function of time value ofpassengers.

( ％ ) (JPY/2500)
20
18Transportation A

16
14
12
10
8

Transportation C

6
4Transportation B

2
0
0

2500

5000

7500

Share ofTransportation A

Share ofTransportation B

10000 12500
Time value (R)Share ofTransportation C

Fig. 3
Methodology to calculate the share of eachtransportation using a generalized cost model and the density
function of time value of users.
2. 4 MSI(Motion Sickness Incidence)
MSI とは Motion Sickness Incidence の略で船酔い率のことである。この MSI は船の運動の上下方向の加速度とその周期から Fig. 4 の O’Hanlon のグラフを用いて推定することができる。この MSI の値を犠牲量モデルに加えることにより、運賃と所要時間だけでなく、乗り心地も考慮
した需要予測が可能となる。本研究では、乗り心地によ④

この損益分岐運賃は、船主が損をしないという前提での最低の運賃である。そのため、④式の Annual cost に、ある値を適正利潤として掛け合わせてこの計算を行うと、船主にとっての適正利潤を確保した上での、旅客にとっての最低運賃を決定することが可能となる。ここで年間総コストは Table 3 のような、コスト計算表に基づいて積算する。この損益分岐計算と先に述べた犠牲量計算を Fig.
5 に示すフローチャートに基づいて繰り返し計算を行うと、解である運賃が次第に収束し、損益分岐運賃を求めることができる。この計算により、オペレーターの適正利潤を確保した上で、利用者にとって一番安い運賃を設定することが可能となる。
3.2 利益率解析法
損益分岐解析と繰り返し計算では前項で述べたように、旅客にとってできる限り安い運賃を設定することが可能となる。しかしながら、船主の側からすると高利益を見込む運航形態を議論できないというデメリットがある。
船会社にとって採算性を議論する場合にはその利益率が非常に重要となることから、利益率を一定値として採算計算を行うのではなく、利益率が最大となる運賃と所要時間を知ることも必要となる。
そこで、運航会社側からの視点として、運賃と所要時間をパラメータとしてシェア計算と採算計算を行い、それぞれの場合の利益率を等高線として示すことを試みた。
なお利益率は⑤式で計算され、年間総収入は⑥式で計算される。

Annual income
Annual cost…

⑤

Annual income = Share × Fare × Total demand…

Ratio of benefit =－ 132 －⑥

Table 1

Values obtained by NMRI for the definition of the density function of time value for cargo.

Average
Agricultural amd fresh products
Metal and mechanical industry produc
Chemical industry productsLight industry products
Miscellaneous industry products

Variance

μ
8.593
8.901
8.647
7.376
7.135

σ
3.325
3.202
2.784
3.364
7.111

Corelation
function
r
0.674
0.736
0.814
0.704
0.455

Sample
n
35
40
55
78
17

Average of timevalue (yen/10t・h)
exp(μ)
5,393
7,336
5,700
1,597
1,255

Input the initial value of fare, F1
Construction of generalized cost model

100 M SI（％）

Calculation of generalized cost

80

F1=(F1+F2)/2

60

Calculation of operating cost
Calculation of share40
20

Calculation of fare, F2

020
Period（sec）

6

3

2 0.025

0.1
5

0.3

0.4
5

No

|(F1–F2)/F1|<0.005?

Vertical Acceleration/g

Yes
Output : F2 as a solution

Fig. 4

Experimental results of MSI obtained by O’Hanlon.

Table 2

Coefficient to translate riding comfort into money(Weight of riding comfort)
Private0.075×F
Business
0.109×F

Table 3 Table for calculation of annual cost.
Crew Cost
8,000,000×Crew
Maintenance Cost
Ship Price×2.27%
Insurance Cost
Ship Price×0.57%
Depreciation Cost
Ship Price×0.97／15
Property Tax
Ship Price×0.75%
Office Cost
75,000,000
Interest
Ship Price×3.2%
Fuel Cost
9.5/kW/hPort Charge
31,161,000
Additional Cost
13,800,000

Fig. 5

Flowchart of repetitive calculation.

4. 実航路への適用
4.1 損益分岐運賃解析法の隠岐航路への適用
隠岐航路は島根県と隠岐島を結ぶ航路であり、在来型
カーフェリーと全没翼型の水中翼船が就航している。両者は同じ隠岐汽船により運航されており、競合相手としては出雲空港と隠岐空港を結ぶ航空機がある。全没翼型
水中翼船は 1 日 8 便(4 往復)、在来型カーフェリーは 1 日
12 便(6 往復)運航されている。総需要は Table 4 に示すとおりである。また、それぞれの交通機関の運賃、所要時
間、MSI は Table 5 に示すとおりである。この隠岐航路に、先に述べた、損益分岐解析と繰り返し計算による採算計
算方法を適用した。全没翼型水中翼船の代わりに INCAT
製ウェーブピアシング型高速カーフェリーを導入するとし、便数を変化させ、現行運賃と繰り返し計算により得られた運賃との比較を行った。高速カーフェリーの計算に必要な値は Table 6 に示すとおりである。
Table 4

Annual demand in Oki area.

Passengers
Cars
Table 5

Fare, required time and value of MSI of eachtransportation in Oki area.

Conventional Car Ferry
Hydrofoil
Airplane－ 133 －

782,21140,377F (yen)2,530(pssengers)
13,130(cars)
4,990
10,250T (h)2.3

MSI (%)
5.9

1.1
0.5

2.1
0

Table 6 Data of High speed car ferries for calculation.

(1) 高速カーフェリー単独の採算性評価
高速カーフェリーと在来型カーフェリーの船主が違い、二者が競争関係にある場合の高速カーフェリーのフィー
ジビリティスタディを行った。結果を Fig. 6 に示す。ただしここでは、車両運賃は現在の在来型カーフェリーと同じと仮定し、全需要の 80%を高速カーフェリーが獲得できるとした。便数が減少するに伴い、運賃が低くなっていることが分かるが、これは便数減少による燃料費減
少の影響が大きいと考えられる。いずれの解も現状の水中翼船よりも安い運賃が得られているものの、96m 型と81、78、74m 型では現在の便数を確保することができな
いという結果になった。これには大型の船舶の場合はその船価の高さが、小型の船舶ではその乗り心地の悪さが原因になっていると考えられる。
また、便数を減らすことにより採算は取りやすくなる
が、その消席率は増加する。隠岐航路においては観光客の影響もあり、シーズンごとの需要が大きく変化することから、平均消席率は 50%以下に留める必要がある。

Type
96m
91m
86m
81m
78m
74m

Engine（kW×set) Ship Price(100millionyen) Speed(knot）
7080×460
387080×454.3
427080×448.6
407080×442.9
384320×439.5
354050×4
34
35

Type
96m
91m
86m
81m
78m
74m

Passengers
750
900
900
900
600
600

Sailing Time(h)
1.1
1
1
1.1
1.2
1.2

Fare of high speed car ferry (yen)

MSI
3.7
3.9
4.2
4.5
4.6
4.9

Present fare of Hydrofoil in Oki Route

5500
5000
4500

(2) 最適フリートの決定
次に在来型カーフェリーと高速カーフェリーの両方が同じ船主によって運航されている場合の採算計算を行った。在来型カーフェリーは現在隠岐航路に就航しているタイプのものとし、計算に必要なデータは Table 7 に示すとおりである。また、高速カーフェリーについては前項で仮定したものと同じとし、高速カーフェリーの運賃は在来型カーフェリーの運賃の 2 倍であるという仮定を設けた。従って、結果は在来型カーフェリーの運賃で示しており、高速カーフェリーの運賃は縦軸に示す数値の 2倍となる。なお、高速カーフェリーの隻数は 1 隻(最大 1
日 8 便 4 往復)とし、在来型カーフェリーの隻数は 1 隻から 3 隻(1 隻最大 1 日 4 便 2 往復)まで変化させている。結果を Fig. 7～Fig. 9 に示す。
在来型カーフェリーを 3 隻用いて運航する場合には、
91m 型と 86m 型でのみ、解が得られる結果となった。しかしながらその運賃は既存の運賃よりも高く、また高速
カーフェリーの便数も 3 から 4 便以下と、利便性に欠けてしまうことが分かる。その他の船型について解が得られない理由としては前項と同様、96m 型はその船価の高さのため、81m、78m、74m 型はその乗り心地の悪さのためであると考えられる。
また、在来型カーフェリーを 2 隻にすると 3 隻のときよりも多くの解が得られており、既存の運賃よりも安い
運賃設定が可能となる解も得られている。しかし、その便数は既存の 8 便に比べると少なく、利便性が悪くなってしまうことが分かる。また、96ｍ型や 86m 型では解が得られているのに対し、78m 型と 74m 型では解が得られていないことから、船価の影響よりも MSI、即ち乗り心地の影響のほうが大きいことがわかる。
さらに在来型カーフェリーを 1 隻にした場合、91m 型と 86m 型で、既存の便数を確保したまま、既存の運賃よりも安い料金設定が可能であるということが分かる。在来型カーフェリー1 隻に対して、91m 型、もしくは 86m
型の高速カーフェリーを導入することが、現状の運賃よりも低い運賃で採算が取れることとなり、最適な高速カーフェリーのタイプと船隊構成といえる。

96ｍ Type

4000

91ｍ Type

3500

86ｍ Type
81ｍ Type

3000

78ｍ Type
74ｍ Type

2500
2000
1500

81

7

63

5

54

3

27

1

Frequency of a high speed car ferry in a day

Fig. 6

Calculated results in terms of fare of high speed car
ferries.

Table 7

Data of conventional car ferry for calculation.

EnigineShip price
Speed
Passengers
Required time

5888kW×1set
1000million yen
18.9knot985
2.3hours

3 conventional car ferries

Fare of high speed car ferry (yen)

5500
5000
4500
4000
3500
3000

91m type
86m type

2500
2000
1500
1000

Present fare of conventional car ferry in Oki

500
0

81

72

63

54

45

36

27

81

Frequency of a high speed car ferry in a day

Fig.7－ 134 －

Results for a high speed car ferry operating with three
conventional car ferries in Oki route.

2 conventional car ferries

Fare of high speed car ferry (yen)

5500
5000
4500
4000
3500
3000

96m type
91m type
86m type

2500
2000
1500
1000
500
0

存の運賃比、旅客運賃：トラック運賃：乗用車運賃=1：
17：9 を設定し、旅客運賃で等高線を示すこととした。しかしながら、この比率では旅客運賃を高めに設定した場
合に、トラック運賃、乗用車運賃が極端に高くなってしまうため、1：10：5 という比率での計算も行った。変化させた運賃、所要時間、所要時間に応じた速度(knot)をTable 11、12 に示す。

81m type(2) 旅客旅客は青函航路を利用する船舶利用者、青函トンネルを利用する鉄道利用者、航空機利用者の 3 種類があり、その OD は様々であるため、総需要の把握が非常に困難である。そこで今回は旅客総需要を、約 500,000 人と約1,000,000 人の 2 通りで計算を行った。競合相手は青函トンネルを通る鉄道とし、OD は青森駅から函館駅とした。
なお、運賃は 5,340 円、所要時間は 1.98 時間である。

Present fare of conventional car ferry in Oki

18

27

3
6

45

54

36

27

18

Frequency of a high speed car ferry in a day

Fig.8

Results for a high speed car ferry operating with twoconventional car ferries in Oki route.
1 conventional car ferry

Fare of high speed car ferry (yen)

5500
5000
4500

(3) トラックトラックの競合相手としては青函フェリーを設定し、OD は青森－函館とした。青函フェリーの運賃は 30,420円、所要時間は 3.83 時間である。なお、上記の運賃は正規運賃から 4 割引した運賃である。また、トラックの総需要は平成 16 年度の青函航路の統計から、243,346 台とした。

Present fare of conventinal car ferry in Oki

4000
3500
3000
2500
2000
1500

96m type
91m type
86m type
81m type
78m type
74m type

1000
500
0
65
8

66
7

67
6

68
5

69
4

70
3

71
2

72
1

Frequency of a high speed car ferry in a day

Fig. 9 Results for a high speed car ferry operating with aconventional car ferry in Oki route.
4.2 利益率解析法の青函航路への適用
続いて利益率を本州と北海道を結ぶ青函航路に適用した結果について示す。青函航路は青森－函館間を結ぶ短距離航路であり、その距離は約 113km、航海時間は 3 時
間 45 分前後である。東日本フェリー、北日本海運、共栄
運輸、道南自動車フェリーの 4 社が競合しており、現在、
北日本海運と共栄運輸は共同運航を行っている。青函航路は本州と北海道間の貨物の運搬には欠かせない航路となっており、年間約 25 万台の貨物トラックを運搬している。利用者別の過去 4 年間の年間総需要を Table 8 に示す。
4 社ともカーフェリーを用いた運航を行っており、各社所
有・運航しているフェリーは Table 9 に示す通りである。
今回は、4 社の中でも最大の輸送量を誇る東日本フェリーの利益率の計算を行った。
この青函航路に高速カーフェリー(オーストラリア
AUSTAL 社製トリマラン)を導入したとして計算を行った。ただし、在来型カーフェリーは 1 日 5 便(2.5 往復・
現行どおり)、高速カーフェリーは 1 日 10 便(5 往復)運航
するものとした。AUSTAL 社製トリマランの主要目をTable 10 に示す。
(1) 運賃設定
今回の等高線図作成においては⑥式にも示したように、
旅客、トラック、乗用車それぞれの運賃設定が利益率を大きく左右する。そこで運賃を系統的に変化させ、利益率の変化を確かめる必要があるが、そのためには 3 者の運賃設定に何らかのパラメータが必要となる。そこで既(3) 乗用車
乗用車の競合相手としても、トラックと同様、青函フェリーを設定した。OD も同様に、青森－函館とした。青函フェリーの運賃は 16,050 円である。乗用車の総需要は
平成 16 年度の青函航路の統計から 126,385 台とした。
(4) 運賃設定の比率が 1：17：9 の場合の計算結果
高速カーフェリー1 隻の場合の利益率計算結果を Fig.
10 に示す。
旅客の運賃を 1,660 円から 1,780 円付近で設定した場合に、利益率 350％以上を上げられることがわかる。さらに運賃を 1,780 円に設定した場合には、航海時間を半分にまで減らすことができ、利用者にとっての満足度を上げられることも考えられる。
主な収入源はトラックドライバーからの収入となっており、トラックドライバーの総需要が旅客の総需要の半分以下であるにも関わらずそのような結果になった原因
は、トラックの運賃が旅客の運賃の約 17 倍であることにある。しかし、旅客の運賃を上げていくと、トラックの運賃が青函フェリーと比較して格段に高くなってしまい、
シェアは激減するため、収入が急激に減ってしまい、利益率も大きく減少することがわかる。
また、所要時間を短くしてもその差は殆ど変わらない
ため、シェア獲得のためには所要時間以上に、運賃設定が重要であることがわかる。
(5) 運賃設定の比率が 1：10：5 の場合の計算結果
運賃設定を変化させた場合の結果を Fig. 11～Fig. 14 に示す。なお、運航する船を 1)在来型カーフェリー2 隻＋
高速カーフェリー1 隻、2)高速カーフェリー1 隻、3)高速
カーフェリー2 隻、4)高速カーフェリー3 隻の 4 通りで、また旅客の総需要を約 50 万人、約 100 万人の 2 通りで計算を行った。
全体を通して旅客の運賃を 3,020 円に設定した場合に、－ 135 －

最大の利益を得られるということがわかる。この原因にもトラックドライバーのシェアが大きく関係しており、
3,020 円付近で、トラックドライバーを総需要のほぼ100％獲得できるようになるということが上げられる。これ以上運賃を上げるとトラックドライバーのシェアが減
少し、これ以上運賃を下げると単純に収入が減少してしまうため、3,020 円で最大の利益を上げられることが考えられる。
また、在来型カーフェリー2 隻＋高速カーフェリー1 隻を導入した場合と、高速カーフェリー3 隻を導入した場合
では、高速カーフェリーを 3 隻導入した場合のほうが全体として利益率が小さくなっていることがわかる。これは、高速カーフェリーの船価と運航の燃料費が大きく関係している。しかし、在来型カーフェリーは現在 1 日 5便(2.5 往復)運航されており、高速カーフェリーの所要時
間がその半分であることから、高速カーフェリーの便数が 2 倍になると考えると、在来型カーフェリー2 隻＋高速
Table 9Company

Table 10
LOA(m)
B(m)
D(m)
d(m)

Table 8

Trucks
Cars
Passengers
Buses

Annual demand in Aomori-Hakodate route in past
four years.
H16
H15
H14
H13
Average
243,346
255,812258,106
252,257
255,392
126,385
131,072
144,014150,892
141,993
280,718
296,885
309,285
328,023
311,398
1,385
1,531
1,827
1,877
1,745

Ships operated in Aomori-Hakodate route.

Ship Name Gross Tonnage

Vanir
Higashi-Nihon Virgo
Ferry
Vena
Horus
Donan-Jidosya Esan
Ferry
Esan2000
Kita-Nihon Asakaze
Kaiun & Kyoei Asakaze#5
Unyu (Seikan Hayabusa
Ferry)
Hayabusa#3

カーフェリー1 隻の場合には 1 日 20 便、高速カーフェリ
ー3 隻を導入した場合には 1 日 30 便の運航が可能となり、利便性が大きく向上することが期待される。また、来型
カーフェリー2 隻＋高速カーフェリー1 隻の場合の便数を維持しようと考えた場合には、高速カーフェリー2 隻で同じ便数を運航することが可能となり、在来型カーフェリーを導入する場合よりも大きな利益率が期待できる。

5,110
6,706
2,290
7,192
1,998
2,367
1,134
1,958
1,777
2,107

Capacity
Service Speed(knot)
Passengers Cars
Tracks
20.9
520
15
20.0
600
20
18.6
456
20.0
600
20
17.5
78
17.5
78
18.0
55
18.0
103
18.0
80
18.7
105

98
96
35
95
42
51
37
47
43
44

Principal particulars of trimaran.
126.7
30.4
8.2
4.2

Passengers
1,291
Vehicles35
Heavy Vehicles
450
Engine8200kW×4
Speed(knot)
40.5

Table 12

Table 11 Fare for passengers, tracks and cars in
Aomori-Hakodate route.
1:10:5
1:17:9Passengers
Tracks
Cars
Passengers
Tracks3,420
34,20017,1003,420
58,1403,220
32,200
16,1003,220
54,7403,020
30,20015,1003,020
51,3402,820
28,20014,1002,820
47,9402,620
26,20013,1002,620
44,5402,420
24,20012,1002,420
41,1402,220
22,200
11,1002,220
37,7402,020
20,20010,1002,020
34,3401,820
18,2009,100
1,820
30,9401,780
17,8008,900
1,780
30,2601,740
17,4008,700
1,740
29,5801,700
17,0008,500
1,700
28,9001,660
16,6008,300
1,660
28,2201,620
16,2008,100
1,620
27,5401,420
14,2007,100
1,420
24,140Cars
30,78028,98027,18025,38023,58021,78019,98018,18016,38016,02015,66015,30014,94014,58012,780－ 136 －

Required time in Aomori- Hakodate routedepending on the service speed.

Velocity (knot) Required time (h)
40
1.9
39
1.95
38
2
37
2.05
36
2.1
35.3
2.15
34.5
2.2
33
2.3
32
2.37
31
2.45
30
2.53

Sailing cost : 1 high speed car ferry

Total demand : Passengers : 524,064
Trucks : 243,346
Cars : 126,385
Fare of tracks = Fare of passengers×17
Fare of cars = Fare of passengers×9
2.2
2.15
2.1
2.05
1.95

1.9
3420 3220 3020 2820 2620 2420 1820 1780 1740 1700 1660 1620 1420

Fare for passengers(yen)Rate of benefit=Income/Sailing cost

Fig. 100-50

50-100100-150150-200

200-250250-300

300-350

350-400

Rate of benefit when 1 high speed car ferry is
operated in the Aomori- Hakodate route.
(Fare of passengers:tracks:cars=1:17:9)
Sailing cost : 1 high speed car ferry+ 2 Conventional car ferries

Total demand : Passengers : 524,064
Trucks : 243,346
Cars : 126,385
Fare of tracks = Fare of passengers×10
Fare of cars = Fare of passengers×5

Sailing cost : 1 high speed car ferry+ 2 Conventional car ferries

2.53

2.53
2.45
2.37
2.3
2.2
2.15
2.1
2.05
2
1.95
1.9
3420 3020 2620 2220 1820 1740 1660 1420

Sailing time(h)2.37

Fig. 110-50

50-100100-150

Sailing time(h)

2.2
2.1
2
1.9
3420 3020 2620 2220 1820 1740 1660 1420

Fare for passengers(yen)Fare for passengers(yen)Rate of benefit=Income/Sailing cost

Total demand : Passengers : 1,048,128
Trucks : 243,346
Cars : 126,385
Fare of trucks = fare of passengers×10
Fare of cars = fare of passengers×5

150-200

Rate of benefit=Income/Sailing cost200-2500-50

50-100100-150150-200

200-250250-300

Rate of benefit when 1 high speed car ferry and 2 conventional car ferries are operated in the Aomori-Hakodate route.
(Fare of passengers:tracks:cars=1:10:5)

Sailing cost : 1 high speed car ferry

Total demand : Passengers : 524,064
Trucks : 243,346
Cars : 126,385
Fare of tracks = Fare of passengers×10
Fare of cars = Fare passengers×5

2.53
2.45
2.37
2.3
2.2
2.15
2.1
2.05
2
1.95
1.9
3420 3020 2620 2220 1820 1740 1660 1420

2.53

Sailing time(h)2.37

Fig. 12

Sailing time(h)

2.2
2.1
2
1.9
3420 3020 2620 2220 1820 1740 1660 1420

Fare for passengers(yen)Rate of benefit=Income/Sailing cost

Total demand : Passengers : 1,048,128
Trucks : 243,346
Cars : 126,385
Fare of trucks = fare of passengers×10
Fare of cars = fare of passengers×5

Sailing cost : 1 high speed car ferry

0-50

50-100100-150150-200

250-300

300-350

350-400

400-450200-250

Fare for passengers(yen)Rate of benefit=Income/Sailing cost

0-50

50-100100-150150-200

200-250250-300

300-350

350-400

400-450

450-500

Rate of benefit when 1 high speed car ferry is operated in the Aomori-Hakodate route.
(Fare of passengers:tracks:cars=1:10:5)－ 137 －

Sailing cost : 2 high speed car ferries

Sailing cost : 2 high speed car ferries

Total demand : Passengers : 524,064
Trucks : 243,346
Cars : 126,385
Fare of trucks = fare of passengers×10
Fare of cars = fare of passengers×5

2.53
2.45
2.37
2.3
2.2
2.15
2.1
2.05
2
1.95
1.9
3420 3020 2620 2220 1820 1740 1660 1420

2.53
2.45
2.37
2.3
2.2
2.15
2.1
2.05
2
1.95
1.9
3420 3020 2620 2220 1820 1740 1660 1420

Sailing time(h)Fig. 13

Sailing cost : 3 high speed car ferries

0-50

50-100100-150

Fig. 14150-200

Rate of benefit=Income/Sailing cost200-2500-50

50-100100-150200-250250-300

300-350150-200

Rate of benefit when 2 high speed car ferries are operated in the Aomori-Hakodate route.
(Fare of passengers:tracks:cars=1:10:5)

Sailing cost : 3 high speed car ferries

Total demand : passengers : 524,064
Trucks : 243346
Cars : 126,385
Fare of trucks = fare of passengers×10
Fare of cars = fare of passengers×5

2.53
2.45
2.37
2.3
2.2
2.15
2.1
2.05
2
1.95
1.9
3420 3020 2620 2220 1820 1740 1660 1420

Fare for passengers(yen)Rate of benefit=Income/Sailing cost

Sailing time(h)Fare for passengers(yen)Fare for passengers(yen)Rate of benefit=Income/Sailing cost

Total demand : Passengers : 1,048,128
Trucks : 243,346
Cars : 126,385
Fare of trucks = fare of passengers×10
Fare of cars = fare of passengers×50-50

50-100

2.53
2.45
2.37
2.3
2.2
2.15
2.1
2.05
2
1.95
1.9
3420 3020 2620 2220 1820 1740 1660 1420

Sailing time(h)100-150

Total demand : Passengers : 1,048,128
Trucks : 243,346
Cars : 126,385
Fare of trucks = fare of passengers×10
Fare of cars = fare of passengers×5

Sailing time(h)Fare for passengers(yen)150-200

Rate of benefit=Income/Sailing cost

0-50

50-100100-150150-200

Rate of benefit when 3 high speed car ferries are operated in the Aomori-Hakodate route.
(Fare of passengers:tracks:cars=1:10:5)－ 138 －

200-250

4.3 ペンタマラン型フェリーの青函航路での需要予測
大阪府立大学大学院
大阪府立大学大学院(現川崎造船)4.3.1. 緒言

ペンタマラン型フェリーを青函航路に導入した場合の需要予測を行った結果を示す。ペンタマランを導入した
場合の青森－函館間の航海時間は 45 分減少することとなる。ここでは所要時間を一定とし、ペンタマランを導入した場合の青森－函館間の運賃を変化させてそのシェアの変化を求めた。
需要は 1)貨物トラック、2)一般旅客、3)乗用車の 3 つに分けて議論を行った。なおそれぞれの需要予測は、貨物トラックについては東京－札幌、仙台－札幌、秋田－
札幌の 3 つの OD において、旅客については東京－函館、
青森－函館において、乗用車については青森－函館において青函フェリーとの競合として計算を行った。
なお貨物トラックについては人件費を 3300 円/時として計算を行った。燃料費は 23(円/km)とし、計算には陸路において主に一般道を利用した場合、主に高速道路を利用した場合の 2 通りで計算を行った。それぞれの既存の犠牲量・運賃については Table A-4.1～Table A-4.5 に示す通りである。

4.3.2 貨物トラック
貨物トラックは 1)東京－札幌、2)仙台－札幌、3)秋田－札幌について議論を行った。これらの犠牲量を用いて計算を行ったところ、1)東京－札幌では現行の通り、仙台－苫小牧航路を利用するルートと鉄道に大きくシェアを奪われるため、シェアを殆ど獲得できないという結果になった。これは、青森－函館航路利用するルートを選択した場合に、高速化による人件費の削減が、陸上移動中の燃料・修繕費による犠牲量の増加をカバーしきれな
いことが原因である。
また、2)仙台－札幌間においても同様に、仙台－苫小牧を利用するルートと鉄道にシェアを奪われてしまうた
め、シェアを獲得することはできないという結果になった。
続いて、3)秋田－札幌間の貨物トラックについては、移動距離が短く、青森－函館間の移動が大半を占めることになるため、その料金設定はトラックドライバーのルート選択に大きな影響を及ぼすと考えられる。Fig. 1 に
主に高速道路を利用した場合のシェア獲得ルートとそのシェアを、Fig. 2 に主に一般道を利用した場合のシェア獲得ルートとそのシェアを示す。陸路において主に高速道路を利用した場合には、設定運賃が 45,800 円以上になると急激にシェアが減少する結果となった。この原因としては、シェア獲得の可能性のある青森－室蘭航路を利

池田 良穂
中林恵美子

用するルートや、秋田－苫小牧東航路を利用するルートと所要時間が殆ど変わらないため、わずかの運賃の変化
により、シェアが大きく移動してしまうことが考えられる。また、陸路において主に一般道を利用した場合には、
八戸－苫小牧航路との競合となるが、ほぼ 100％のシェアを獲得できるという結果になった。この理由としてはその料金の安さが影響していると考えられる。わずかだが八戸－苫小牧航路がシェアを獲得できる理由としてはその所要時間の短さによると考えられる。

4.3.3 旅客
旅客に関しては 1)青森－函館、2)東京－函館の 2 つのOD について需要予測を行った。なお、東京－函館の航空
機運賃については通常割引運賃を用いている。
結果を Fig. 3、Fig. 4 に示す。青森－函館の旅客については運賃が 2,150 になると鉄道よりもシェアが少なくなることがわかる。しかしながら、現状でのシェアの獲得は 30%程度であることから大きなシェア増加が見込め
ることが分かる。また、東京－函館の旅客に関してはほぼ全てのシェアが航空機に獲得されているものの、青森－函館航路の料金設定次第では鉄道からシェアを獲得できることがわかる。東京－函館は年間 150 万人が利用する巨大マーケットであることから、わずかなシェア増加
も大きな収入増加につながる可能性がある。

4.3.4 青函航路にペンタマランを導入した場合のコスト計算
青函航路において、ペンタマランを導入した場合のコスト計算を行った。
現在青函航路には 1 日 18 便(9 往復)が運航されており、ペンタマラン 1 隻で 1 日最大 7 便、運航可能になることからペンタマランを 3 隻導入すると、現在の利便性が確保できることになる。現在の青函航路のコストと、青函航路にペンタマランを 3 隻導入した場合のコストの比較を行った。なお、ペンタマラン 1 隻の船価を3,000,000,000 円として計算し、燃料費には実験より得られた EHP(本論文において Ship B)を 1.4 倍して DHP とし、計算に取り入れた。減価償却費は 15 年としている。結果
を Table 6 に示す。
その結果、現在の青函航路の年間総コストより 4%ほどコストが削減できることとなり、その採算性が検証された。

－ 139 －

Table 1

Generalized cost and required time for tracks of each route between Tokyo-Sapporo.

Road
Personnel cost (yen/h)

Aomori-Hakodate
Aomori-MuroranHachinohe-Munoroan
HachinoheTomakomai
Sendai-Tomakomai
Oarai-Tomakomai
Tokyo-Tomakomai
Akita-Tomakomai
higashiTrain
Air plane

Table 2

Generalized cost
Required time
Generalized cost
Required time
Generalized cost
Required time
Generalized cost
Required time
Generalized cost
Required time
Generalized cost
Required time
Generalized cost
Required time
Generalized cost
Required time
Generalized cost
Required time
Generalized cost
Required timeHigh way
General road
3,300
1,500
3,300
1,500
142,226
110,695
144,180
94,47317.51817.51827.61527.615
143,573
112,577
149,547
99,66017.22017.22027.71527.715148,018
115,386
152,631102,631
18.12918.12927.77827.778138,943
109,642
143,71498,557
16.27916.27925.08825.088129,026
92,866129,289
84,53720.08920.08924.86324.863
218,205
180,003
216,813
174,89621.22421.22423.28823.288251,270
211,065
250,428
209,379
22.33622.33622.80522.805
146,150
110,031
146,444
96,22020.86320.86327.90327.903160,000
160,000
160,000
160,000
18.00018.00018.00018.0002,000,000 2,000,000 2,000,000 2,000,000
1.500
1.500
1.500
1.500

Generalized cost and required time for tracks of each route between Sendai-Sapporo.

Road
Personnel cost (yen/h)

Aomori-Hakodate
Aomori-MuroranHachinohe-MuroranHachinoheTomakomai
Sendai-Tomakomai
Train

Generalized cost
Required time
Generalized cost
Required time
Generalized cost
Required time
Generalized cost
Required time
Generalized cost
Required time
Generalized cost
Required timeHigh way
3,300
1,500
116,548
92,45313.38613.386
117,894
94,33513.08913.089122,340
97,14413.99813.998108,219
87,787
11.35111.351
101,388
73,04915.74415.744
146,250
146,250
14.00014.000－ 140 －

General road
3,300
1,500
114,888
81,04818.80018.800120,225
86,23518.90018.900123,330
89,20218.96018.960114,414
85,12816.27016.270100,61271,39316.23316.233
146,250
146,250
14.00014.000Table 3

Generalized cost and required time for tracks of each route between Aomori-Hakodate.

Road
Personnel cost (yen/h)

Aomori-Hakodate
Aomori-MuroranHachinohe-MuroranHachinoheTomakomai
Akita-Tomakomai
higashi
Train

Generalized cost
Required time
Generalized cost
Required time
Generalized cost
Required time
Generalized cost
Required time
Generalized cost
Required time
Generalized cost
Required timeHigh way
3,300
1,500
105,208
82,86812.41212.412
106,554
84,75012.11412.114
115,525
88,52315.00115.001
106,451
82,77813.15313.151
101,02276,70213.51113.511
103,875
103,875
14.00014.000

Table 4 Generalized cost and required time forpassengers of each route between Aomori-Hakodate.
Generalized cost
1850
5340

Aomori-Hakodate
Train

General road
3,300
1,500
99,29573,90114.10814.108104,662
79,08914.20814.208
114,591
85,197
16.33016.330105,675
81,12313.64013.640100,180
75,01613.98013.980103,875
103,875
14.00014.000Share (%)
120

Required time (h)
3.8
1.98

100
80

60

Generalized cost
13,21822,80018,750

Aomori-Hakodate
Air plane (Normal fare)

Train

Aomori-Hakodate

40

Table 5 Generalized cost and required time forpassengers of each route between Tokyo-Hakodate.

Hachinohe-Tomakomai
20

Required time (h)
14.1
2.3
7.15

0
30,80035,80040,80045,80050,80055,800

Fare for tracks of Aomori-Hakodate routeFig. 2

Share of each route for track drivers whomoves between Akita and Sapporo.
[Personnel cost : 3,300 (yen/h), Fuel cost : 23
(yen/km), General road]
Share (%)

Share (%)

120

120
100

100

Aomori-Hakodate route
Train

80

80
60

Aomori-Hakodate
60

Akita-Tomakomai higashi
40

Aomori-Muroran
40

20

20
0
1,450

0

30,80035,80040,80045,80050,80055,800Share of each route for track drivers whomoves between Akita and Sapporo.
[Personnel cost : 3,300 (yen/h), Fuel cost : 23
(yen/km), High way]

2,450

2,950

3,450

Fare of Seikan-Hakodate route (yen)Fare for tracks of Aomori-Hakodate routeFig. 1

1,950

Fig. 3－ 141 －

Share of each route for passengers who moves
between Aomori and Hakodate.

Share (%)
100
90
80
70
60
50
Aomori-Hakodate route

40

Train
30

Air plane

20
10
0
1,350

1,850

2,350

2,850

3,350

Share of Aomori-Hakodate routeFig. 4

Share of each route for passengers who moves
between Tokyo and Hakodate.

Table 6Comparison of annual cost when three pentamarans are operated in Aomori-Hakodate route to the one
at present.
在来型フェリー

隻数
船員数
機関馬力
船価

0
20
13,386

ペンタマラン
3
20
23,5003,000,000,000
青函

運航費

total

旅客現行需要3 乗用車現行需要
20 トラック現行需要
23,500pentamaran
pentamaran
備考113,534,000
113,534,000
21,634,000
21,634,000
8,797,000
8,797,000
63,180,000
63,180,000
614,020,821
1,578,910,683
433,032,000
433,032,000
20,143,000
15,107,250

旅客費
旅客代理店料
自動車航送費
車両代理店費
燃料油費
港料
船舶雑費

113,534,000
21,634,000
8,797,000
63,180,000
1,124,218,000
433,032,000
20,143,000

船員費
船員引当金
船用品
潤滑油費
船舶修繕費
船舶保険料
船舶税金
船舶減価償却費
その他船費

1,077,495,000
84,976,000
13,770,000
63,734,000
333,255,000
50,874,000
8,902,000
776,000,000

1,077,495,000
84,976,000
13,770,000
63,734,000
333,255,000
50,874,000
8,902,000
194,000,000

808,121,250
63,732,000
10,327,500
47,800,500
249,941,250
38,155,500
6,676,500
582,000,000

委託手数料

111,541,000

111,541,000

111,541,000

費用合計

4,305,085,000

3,212,887,821

4,152,490,433

費用up率(%)－ 142 －

96.46

296758128557120546

機関に応じて
3/4
3/4
3/4
3/4
3/4
3/4
3/4
3/4
トン数と船価に応じて

4.4 トリマラン型高速フェリーの青蘭航路での需要予測
大阪府立大学大学院
大阪府立大学大学院(現川崎造船)1. 緒論
青森－室蘭航路にトリマラン型高速カーフェリー(オースタル製 127m 型を想定)を導入した場合の需要予測結果について報告する。

2.

青蘭航路利用時のトラックの犠牲量

トラックの犠牲量の計算については、OD ごとにルート検索を行い、各ルートにおける所要時間および費用を積算した。陸上においては、走行距離に応じた燃料消費(23(yen/km))、高速道路料金、海上においてはトラック航走料金、また、トラックドライバーの人件費(3,300(yen/h))についても積算した。陸路においては主に高速道路を利用した場合と、主に一般道を利用した場
合の 2 通りを設定しており、その移動速度は高速道路において 80km/h、一般道において 40km/h とした。
また、今回の比較では無人航走は考慮せず、高速カー
フェリーを導入したとして、青蘭航路の航海時間を現在の半分とした。運航料金に関しては現状料金と高速料金(現状料金の 30%)の場合を考え、計算を行った。
OD については、1)東京－札幌、2)仙台－札幌、3)秋田－札幌の 3 通りを設定した。

2.1 東京－札幌
2.1.1 高速道路利用時
陸路において主に高速道路を利用し、トラック航走料
金を現状のままとした場合の犠牲量の比較を Fig. A-2.1に、その拡大図を Fig. A-2.2 に示す。また、トラック航走の高速料金として現状の 30%を課した場合の犠牲量の比較を Fig. A-2.3 に、その拡大図を Fig. A-2.4 に示す。
時間価値のかなり高い領域では航空が、時間価値の低い領域では仙台－苫小牧航路を利用するルートが、中間域では青森－室蘭航路を利用するルートが、最も低い犠
牲量となっている。このときの青蘭航路を利用するルートのシェアを計算すると 68.9%となり、青蘭航路フェリー
が最も競争力があることがわかる。また、時間価値 650円以上を青蘭航路を利用するルートが、それ以下では仙台－苫小牧を利用するルートがシェアを獲得することがわかる。
また、高速料金として現行の 30%をトラック航走料金に課すと、時間価値が 2500 円以下では仙台－苫小牧航路を利用するルートが、2,500 円～5,000 円まででは八戸－苫小牧航路を利用するルートが、5,000 円～150,000 円まで
で青森－室蘭航路を利用するルートが、それ以上のかな
り高い領域では航空機がシェアを獲得するという結果になった。このときの青蘭航路のシェアを計算すると 26.6%となっており、高速料金を取らずに現状料金とした場合と比較するとシェアは低くなるが、それでも良好な結果
と言える。

池田 良穂
中林恵美子

2.1.2 一般道路利用時
陸路において主に一般道を利用し、トラック航走料金を現状のままとした場合の犠牲量の比較を Fig. A-2.5 に、その拡大図を Fig. A-2.6 に示す。また、トラック航走の高速料金として現状の 30%を課した場合の犠牲量の比較とその拡大図を Fig. A-2.7、Fig. A-2.8 に示す。
現状のトラック航走運賃では時間価値の高い領域では航空機が、低い領域では仙台－苫小牧航路を利用するルートが、その間の広い領域で鉄道がシェアを獲得できる結果となり、運航時間を短縮しても青森－函館航路を利用するルートはシェアを獲得できないという結果になった。これは高速道路を利用していないため、トラックの走行時間が長くなることによって、人件費が大きく増加したためと思われる。
また、高速料金を設定すると犠牲量は大きくなってしまうため、現状料金の場合の結果と同様、青蘭航路を利用するルートはシェアの獲得できない結果となった。

2.2 仙台－札幌
2.2.1 高速道路利用時
陸路において主に高速道路を利用し、トラック航走料
金を現状のままとした場合の犠牲量を比較した結果をFig. A-2.9 に、高速料金として料金を 30%アップした場
合の犠牲量を比較した結果を Fig. A-2.10 に示す。高速道路利用時、現状トラック航走料金の場合の東京－札幌間の結果とよく似た結果となり、時間価値の低い領域では仙台－苫小牧航路を利用するルートが、時間価値の高い領域では青蘭航路を利用するルートが絶対的な競争力を持っている。このときのシェアは 60.5%となり、高速カーフェリーの導入により青蘭航路がかなりのシェアを獲得できる結果となった。
また、航走料金を 30%アップした場合、ここでも同条件の東京－札幌間と同様の傾向が見られ、八戸－苫小牧航路を利用するルートが 1,800 円～10,800 円の間で競争力が高くなっている。このときのシェアは 14.1％であり、青蘭航路のシェアは大幅に減ってしまう。

2.2.2 一般道路利用時
陸路において主に一般道路を利用し、トラック航走料
金を現状のままとした場合の犠牲量の比較結果を Fig.
A-2.11 に、高速料金としてトラック航走料金を 30％アップした場合の犠牲量の比較結果を Fig. A-2.12 に示す。
時間価値 15,500 円～22,500 円までの間では、青蘭航路を利用するルートが 3.4％のシェアを獲得できることが分かるが、多くのシェアを獲得するのは困難であると言える。
高速料金を付加すると、犠牲量が大きくなってしまう
ため、青蘭航路を利用するルートがシェアを獲得するのは困難となる。

－ 143 －

2.3 秋田－札幌
2.3.1 高速道路利用時
陸路において主に高速道路を利用し、トラック航走料
金を現状のままとした場合の犠牲量を比較した結果をFig. A-2.13 に、高速料金として料金を 30%アップした場
合の犠牲量を比較した結果を Fig. A-2.14 に示す。トラ
ック航走料金が現状のままの場合、青蘭航路がどの時間価値においても最も低い犠牲量となっており、秋田－札幌間の貨物トラックは青蘭航路に高速カーフェリーを導入することにより、青蘭航路を利用するルートが 100％のシェアを獲得できる結果となった。これは現状の犠牲量比較において、競争力にあまり大きな差がないため、青蘭航路の運行時間を半分にすると、大幅なシェア獲得が可能となるためである。
また、高速料金を設定した場合には、時間価値の低い
領域では秋田－苫小牧航路を利用するルートにシェアを奪われるが、青蘭航路を利用するルートは 39.5%のシェアを獲得できることがわかる。

2.3.2 一般道路利用時
陸路において主に一般道路を利用し、トラック航走料
金を現状のままとした場合の犠牲量の比較結果を Fig.
A-2.15 に、高速料金としてトラック航走料金を 30％アップした場合の犠牲量の比較結果を Fig. A-2.16 に示す。
現状料金の場合、高速道路利用時と同じ結果となり、秋田－札幌間の貨物において 100%のシェアを獲得できる
ことがわかる。高速料金を付加した場合も高速道路利用時と似た結果となり、青蘭航路を利用するルートのシェ
アは 31.9%と減少してしまうが、高速道路利用時と異なるのは、残りのシェアが青函航路を利用するルートに獲得されるという点である。これは、わずかではあるが、時間価値の低い部分においては青函航路を利用するルートの犠牲量が、秋田－苫小牧航路を利用するルートの犠牲量より低くなるためである。

2.4 青蘭航路における高速化による貨物トラックのシェア
シェア計算の結果を Table A-2.1 に示す。以上より、
以下のように結論をまとめた。
1) 東京－札幌発着トラックについては、青蘭航路に高速船を導入すると高速道路を利用するトラックの大幅なシェアの増加が見込まれる。仙台－苫小牧航路の戦略的な低運賃のため、時間価値の低いトラックに対する競争力は多少劣るが、それでも十分なシェアを獲得することが可能となる。東京－札幌間だけ
見れば、高速フェリーに高速料金を設定しても高速道路を利用するトラックはある程度獲得できる。
2) 表東北－札幌間のトラックについても、東京－札幌間と似た結果となった。高速船の導入によって、高速道路利用のトラックのシェアが増加することが期待できる。
3) 裏日本－札幌間のトラックについては、高速船を導入することにより、かなりのシェア獲得ができる。
一般道を利用するトラックのシェアもかなり期待できるので高速化はかなり有効な戦略と思われる。
4) トラックの犠牲量の比較の上では青蘭航路の高速化によって良好な結果が得られた。トラックはより安いほうを選ぶ傾向がかなり強いと思われるので、シェアを獲得するという視点からは現状フェリー運賃のままでの高速化が望ましい。ただし、高速カーフ
ェリーに搭載できるトラックの数が限られていること、重量トラックをたくさん搭載すると航海速力が減少することなどを考えると、高速料金を課して運賃負担能力のあるトラックだけを高速カーフェリーに誘導し、シェアの拡大のみを目指すよりは、イールド(利益率)の最大化を目指すほうが、戦略的には適当と考えられる。
3

青蘭航路利用時の旅客の犠牲量
青蘭航路を利用する旅客に対しては、OD を 1)青森－室蘭、2)青森－札幌、3)東京－札幌の 3 つに分けて、分析を行った。

3.1 青森－室蘭
青森－室蘭間の犠牲量を比較した結果を Fig. A-2.17に示す。なお計算に犠牲量モデル作成に用いた各交通機
関の犠牲量と所要時間は Table A-2.2 に示すとおりである。青森－室蘭間のフェリーの犠牲量が圧倒的に小さく、競争力があることがわかる。
また、青森－室蘭航路の所要時間、および運賃を変化させた場合の、同航路のフェリーのシェアを推定した結果を Fig. A-2.18 に示す。現在の航海時間および料金におけるシェアは図中の赤い菱形で示すように、70%以上のシェアを獲得しており、航海時間を半分にした場合には限りなく 100%に近いシェアを獲得することができる。また、その場合に高速料金として運賃を 2 倍に設定しても、99%のシェアは確保できる。
しかし、船舶は利便性に欠けるなどの問題点もあり、それは船舶が敬遠される大きな理由の一つとなっている。
そのため、青森－室蘭間の旅客需要に関しては、フェリーの所要時間が短く、料金が安いことを利用者にアピールすることがとても重要となる。また、青蘭航路は現在、
フェリーは 1 日に 1 便しか運航させていないため、実際にその利便性はあまり良いとは言えない。便数を増加させて利便性の向上を図ることも重要であると考えられる。

3.2 青森－札幌
青森－札幌における各交通機関の犠牲量を比較した結果を Fig. A-2.19 に示す。なお、犠牲量モデル作成に用いた犠牲量と所要時間は Table A-2.3 に示すとおりである。時間価値 2,500 円以上では航空機の犠牲量が圧倒的に小さく、航空機が強い競争力があることがわかる。
2,500 円以下では鉄道、青函航路、青蘭航路の犠牲量には殆ど差がない。鉄道および青函航路に対する優位性を持つためには、所要時間の短縮、料金の低減によって犠牲量を下げる必要がある。
また、青森－札幌航路の運賃、所要時間を変化させた
場合の、同航路のフェリーのシェアを推定した結果を Fig.
A-2.20 に示す。現在の航海時間および料金におけるシェ
アは、図中の赤い菱形で示すように 20%であり、料金をそのままで航海時間を半分にすると約 75%のシェアを獲得できる。また、航海時間を半分にした場合、料金を 5,230円まで上げてもシェアは 70%を確保できることとなる。

3.3 東京－札幌
東京－札幌間の犠牲量を比較した結果を Fig. A-2.21に示す。また、青蘭航路の航海時間を半分にした場合の犠牲量の比較を Fig. A-2.22 に示す。なお、それらの場－ 144 －

合の犠牲量モデルの作成に用いた犠牲量と所要時間を
Table A-2.4、Table A-2.5 に示す。
時間価値 1,000 円以上では航空機が圧倒的に小さく、強い競争力があることがわかる。1,000 円以下では、現行のままでは鉄道(特急乗り継ぎ)がシェアを、青蘭航路の航海時間を半分にすると青蘭航路がシェアを獲得できることが分かる。
青森－室蘭航路の所要時間および運賃を変化させた場
合の、札幌－東京間の旅客需要に占める同航路のフェリーのシェアを推定した結果を Fig. A-2.23 に示す。現在の航海時間および料金におけるシェアは、図中の赤い菱形で示すように 0%であり、全く競争力が無いことが分かる。運賃を現行のままとして、航海時間を 5 時間以下にすると、ようやくシェアが得られるようになる。また、
現行運賃で航海時間を半分にした場合には 10%のシェアが得られ、総需要を現状航空機の 1,000 万人と仮定すると、青蘭フェリーの需要は 100 万人ということになる。
また、料金を下げるとシェアは増加する傾向も見られる。
以上のシェア推定シミュレーションは航空運賃を正規運賃(片道 28,000 円)として行ったものなので、実際価格を仮定して、航空運賃を 25,000 円まで引き下げた場合のシミュレーションも実施した。犠牲量の比較を Fig.
A-2.24 に、青蘭航路の運賃と所要時間を変化させた場合の札幌－東京間の旅客需要に占める同航路のフェリーのシェアを推定した結果を Fig. A-2.25 に示す。現状の運賃では、航海時間を 3.5 時間に短縮して 3%強のシェアとなり、旅客が 30 万人ほど増えることとなる。この数値は、航空運賃を正規料金とした時の 100 万人に比べると大幅に落ちている。このように、青蘭航路のシェアは、高速
フェリーを投入してシェア獲得が可能になるものの、航空運賃のレベルの変化によって、かなり敏感に変化する
ことがわかる。
このため、航空機に比べて、画期的に安い価格で、利便性のある交通モードを提供して初めて、航空機のシェ
アの一部を獲得することができるものと思われる。その一例としての、札幌－東京間直行夜行バスの提案を行うこととした。
近年、全国的に高速バス網が展開されて、経済的な旅を志向する若年層(犠牲量モデルにおいては時間価値の低い領域に位置する需要層)を中心にその需要は年々拡大している。そこで、航空機で年間 1,000 万人以上が移動している東京－札幌間に高速バスを導入することができ、かつその料金が航空機に比べて十分に低い料金設定が可能であれば、大きな需要を生む可能性が大きい。今まで、東京－札幌間に高速バスが導入されていなかった
理由は、フェリーの航海時間がかかり過ぎ、かつ、バスの航走費以外にも旅客運賃をとるため、運賃が高くなりすぎてしまうことが考えられる。
現在、東京－青森間には夜行バスが運行されており、料金は 10,000 円である。また、室蘭－札幌間の高速バスの料金は 2,000 円となっている。これらのバスを利用することとし、青蘭フェリーを利用すると、フェリー料金
3,460 円が加わり、総計 15,460 円となる。
青蘭航路に航海時間を半減できる高速フェリーが導入されると、東京を夜に出発するバスが昼前には札幌に到着し、札幌を夕方に出発したバスが朝、東京に到着することが可能となる。スケジュール案を Fig. A-2.25 に示す。

料金低減の問題点はフェリーであるが、バスの航走料
金 57,600 円をバスの乗客数 40 名で割ると、一人当たり
1,440 円となる。トラックの場合と対比して考えると、バスの航走料金 57,600 円のみを徴収すれば十分とも考えられる。こうすると、東京・札幌間直行バスの料金は 13,440円となる。さらに、東京－青森、室蘭－札幌間のバスについてのコスト削減を行えば、12,000 円程度の運賃が実現する可能性は大きいものと思われる。
この時の、青蘭航路の高速フェリーのシェアは、航空
運賃が 25,000 円とした場合のシェア計算結果を示す図中
において、運賃が 1,730 円付近に位置すると考えられ、10%以上のシェアを獲得することができると予測される。
年間総需要で 1,000 万人の 10%、年間 100 万人が利用するとすると、1 日 2,740 人の利用となり、片道ベースで 1,370
人、バス換算で 34 台が乗船することとなる。この数字はAUTO EXPRESS127 型船で大型車スペースを全て埋める数である。
バス旅客は、船上での飲食をすることを考えると(もしくは戦略的に船上での飲食に誘導する)、収入は更に上乗せすることが可能となる。

3.4 犠牲量モデルを用いた青蘭航路分析のまとめ
青森－室蘭航路は、現状で在来型カーフェリーの運航
は 1 日 2 便(1 往復)となっており、室蘭発の深夜便の需要をメインターゲットとした運航になっている。青森発の深夜便も望まれるが、1 隻の運航分程度の需要しかない現状においては、2 隻投入による 1 日 2 便体制は採算的に困難である。
主要マーケットである首都圏－札幌間のトラックについては、地理的特性から、八戸－苫小牧間を運行するフェリーに対抗することは難しいことが、犠牲量モデルを用いた解析によって明らかになった。この解析結果によると、トラックにより運ばれる貨物の OD は東北－北海道が主となるが、裏日本側では秋田－苫小牧航路と、表日
本側では仙台－苫小牧航路との競合が激しく、唯一、青蘭航路の優位性が出てくるのは、OD が東北地方の裏日本
海側(秋田)－札幌間における、時間価値が 4,000 円～
6,000 円程度の貨物トラックのみとなっている。しかし、高速化を図り航海速度を半減することで秋田－札幌間の貨物トラックのシェアは 100%にまで拡大できるという結果も得られており、フェリーの高速化が、本航路におけるトラック需要拡大の可能性を示している。
また、旅客、バス需要については、現状ではほとんど期待できないが、高速化して航海時間を半減し、かつ夜行バスとのタイアップを行えば、年間 1,000 万人の総需要を抱える東京－札幌間航空機需要から、最大で 10%程度を獲得する可能性があることを示した。また、青森－室蘭間の旅客需要については、犠牲量モデルによれば、現状の運航でも 70%を超えるシェアが獲得できるはずであるが、現実には、これほどのシェアは獲得できていないと考えられる。(統計データが無いため確証はないが、一般徒歩客の数の少なさからそう考えられる)。これは 1 日
1 便という、便数が少ないことからの利便性の悪さ、また、「安く・速い」という青蘭航路フェリーの特性のアピー
ルが一般に浸透していないことなどが原因と考えられる。

4 アンケートに見る青蘭航路の高速化への要望と船隊の提案－ 145 －

青森－函館航路において、約 1 週間、旅客に対するアンケートを行った。アンケート結果の中から、高速化への要望をまとめたものを Table A-2.6 に示す。
徒歩客、乗用車客、商用車客需要については、現状の航海時間である 7 時間程度を望む声と、高速化を望む声とが拮抗した状態にある。一方、トラックドライバーは90%程度が現状の航海時間を望んでおり、高速化を望む声
は下り便の 10%程度である。現状程度の航海時間を望む声の理由は、乗船中の睡眠時間を確保したいことから来るものと思われる。また、現状の同航路の運航スケジュー
ルにもよっていると考えられる。すなわち、下り便は夜、室蘭に到着するため、その後の移動時間を確保するために高速化を望む声が若干高いが、上りの夜行便は睡眠時間を確保するために高速化を必ずしも望まないことによるものと考えられる。このアンケートを見る限りでは、在来型カーフェリーと高速カーフェリーの両方のニーズが存在することとなり、両ニーズを満足させるためには、
高速カーフェリーと在来型カーフェリーの両タイプの併用運航が必要となる。
以上の考察から、同航路には高速カーフェリーと在来型カーフェリーの各 1 隻の投入が必要と考えられる。高速カーフェリーの投入は、同航路の地理的条件から需要の少なさを克服する唯一の解決策と考えられる。同航路に高速カーフェリーを投入することによって、航空機を除くと、首都圏－北海道を結ぶ最速のモードとなりうる。
札幌－東京間の夜行直通バスの運行等を積極的に行うことで、時間価値の低い旅客需要(学生等の若年者、年金生活者等)を中心に、最大 100 万人程度(ただし、航空運賃
を正規運賃とした場合)の需要が創生される。また、航空運賃を割引運賃とした仮定した場合には 30 万人程度の需要が創生されることが見込まれる。
高速化による乗用車需要の拡大については未知数だが、青函航路における「ゆにこん」の実績によれば、16%程度の需要増加は見込まれ、団塊の世代の現役引退に伴う観光需要の拡大、青函航路と青蘭航路を巡回する回遊型のドライブ＆フェリー需要等の新規需要の可能性も大きい。
トラック需要については、高速カーフェリーの就航によって、東京－札幌間における、夜発、昼前到着便が可能となる。この利用需要拡大のためには、宅配便などを中心として、時間価値の高い路線トラックにターゲットを絞り、固定客を確保する戦略が必要となると考えられる。高速カーフェリーは載貨重量によって速力が変化し、かつ海象の影響も受けやすいので、トラックの数を制限することとし、一般雑貨を中心とする路線トラックや生鮮食品等の時間価値の高い需要に限定し、他は在来型カーフェリーへ乗船するような対策が必要となる。
高速カーフェリーの運航については、36 ノット級であれば 1 日 4 便(2 往復)の運航が可能となり、上り下り共に、
東京－札幌間において、夜発・昼前到着便が可能となる
発着時間が可能となる。

ため、運航コストは現状の 142%アップとなった。
また、収入については需要予測の結果に基づき、青森－室蘭間の旅客増加を 23%、東京－札幌間の旅客増加を
30 万人とした。乗用車、バスについては、青函航路での高速カーフェリー「ゆにこん」の実績からそれぞれ、16%、
17%の需要増加を仮定し、またトラックについては総需要が変化しないとして、そのうちの 5%が高速カーフェリー
を利用するとした。高速料金としては、乗用車、トラッ
ク、バス共に、現行運賃の 30%とし、旅客には高速料金を課さない(これには、東京－札幌間の直通バスで需要を獲得するためには、現行運賃の据え置きが必要なため)とした。
収入予測の結果は 97%アップとなり、上述の運航コストの上昇をカバーできない結果となった。即ち、高速カー
フェリーと在来型カーフェリーの 1 日 3 便運航は、経済的にはかなり難しいことがわかる。

Generalized costTokyo-Sapporo
Personnel cost:3300(yen/h), Fuel cost:23(yen/km),
High way, Half of present sailing time, Present fare

2,500,000

2,000,000

1,500,000
1,000,000

500,000

00

20,00040,00060,00080,000100,000 120,000 140,000

Time value(yen/h)

Aomori-Hakodate
Aomori-MuroranHachinohe-MuroranHachinohe-Tomakomai
Sendai-Tomakomai
Oarai-Tomakomai
Tokyo-Tomakomai
Akita-Tomakomai Higashi
Train
Air plane

Fig. A-2.1
Diagram of generalized cost models of
tracks between Tokyo and Sapporo.
[High way, Half of present sailing time, present fare]

5 提案した船隊に対する採算計算
前項で提案したように、高速カーフェリー1 隻と在来型
カーフェリー1 隻を投入し、高速カーフェリーは 1 日 4便(2 往復)、在来型カーフェリーは 1 日 2 便(1 往復)とした場合の採算計算を実施した。高速カーフェリーは、オーストラリア AUSTAL 製の 127m トリマラン型船とし、在来型船は既存の 5,000t 級とした。また、高速カーフェリ
ーの船価は 70 億円、減価償却は 15 年とした。
高速カーフェリーの燃料費および減価償却費が大きい－ 146 －

Tokyo-Sapporo
Personnel cost:3300(yen/h), Fuel cost:23(yen/km),
Generalized cost High way, Half of present sailing time, Present fare

Generalized cost

250,000

350,000

200,000

250,000

150,000

150,000

Tokyo-Sapporo
Peronnel cost:3300(yen/h), Fuel cost:23(yen/km)
High way, Half of present sailing time, 30%up of present fare

50,000100,000
0

2,000

0

4,000

2,000

4,000

6,000

Time value(yen/km)

Gneralized cost

10,000Time value(yen/km)

Aomori-Hakodate
Aomori-MuroranHachinohe-MuroranHachinohe-Tomakomai
Sendai-Tomakomai
Oarai-Tomakomai
Tokyo-Tomakomai
Akita-Tomakomai Higashi
Train
Air plane

Fig. A-2.2

8,000

Aomori-Hakodate
Aomori-MuroranHachinohe-MuroranHachinohe-Tomakomai
Sendai-Tomakomai
Oarai-Tomakomai
Tokyo-Tomakomai
Akita-Tomakomai Higashi
Train
Air plane

Extended figure of Fig. A-2.1.

Fig. A-2.4

Tokyo-Sapporo
Personnel cost:3300(yen/h), Fuel cost:23(yen/km),
High way, Half of present sailing time, 30%up of present fare

Generalized cost

Extended figure of Fig. A-2.3.

Tokyo-Sapporo
Perssonel cost:3300(yen/h), Fuel cost:23(yen/km)
General road, Half of present sailing time, Present fare

5,000,000

2,500,000

4,500,000
4,000,000

2,000,000

3,500,000
3,000,000

1,500,000

2,500,000
2,000,000

1,000,000

1,500,000
1,000,000

500,000

500,000
00
0

20,00040,00060,00080,0000100,000 120,000 140,000

20,00040,00060,00080,000100,000 120,000 140,000

Time value(yen/h)Time value(yen/h)

Aomori-Hakodate
Aomori-MuroranHachinohe-MuroranHachinohe-Tomakomai
Sendai-Tomakomai
Oarai-Tomakomai
Tokyo-Tomakomai
Akita-Tomakomai Higashi
Train
Air plane

Aomori-Hakodate
Aomori-MuroranHachinohe-MuroranHachinohe-Tomakomai
Sendai-Tomakomai
Oarai-Tomakomai
Tokyo-Tomakomai
Akita-Tomakomai Higashi
Train
Air plane

Fig. A-2.3
Diagram of generalized cost models of
tracks between Tokyo and Sapporo.
[High way, Half of present sailing time, 30%up ofpresent fare]Fig. A-2.5
Diagram of generalized cost models of
tracks between Tokyo and Sapporo.
[General road, Half of present sailing time, present
fare]－ 147 －

Generalized costTokyo-Sapporo
Personnel cost:3300(yen/h), Fuel cost:23(yen/km),
General road, Half of present sailing time, Present fare

Generalized cost

500,000

450,000

450,000

400,000

400,000

350,000

350,000

300,000

300,000

250,000

250,000

Tokyo-Sapporo
Personnel cost:3300(yen/h), Fuel cost:23(yen/km)
General road, Half of present sailing time, 30%up of present fare

200,000

200,000

150,000

150,000

100,0000

100,000
0

2,000

4,000

6,000

8,000

6,000

8,000

10,000

Aomori-Hakodate
Aomori-MuroranHachinohe-MuroranHachinohe-Tomakomai
Sendai-Tomakomai
Oarai-Tomakomai
Tokyo-Tomakomai
Akita-Tomakomai Higashi
Train
Air plane

Aomori-Hakodate
Aomori-MuroranHachinohe-MuroranHachinohe-Tomakomai
Sendai-Tomakomai
Oarai-Tomakomai
Tokyo-Tomakomai
Akita-Tomakomai Higashi
Train
Air plane

Generalized cost

4,000Time value(yen/h)Time value(yen/h)

Fig. A-2.6

2,000

10,000Fig. A-2.8

Extended figure of Fig. A-2.7.

Extended figure of Fig. A-2.5.

Tokyo-Sapporo
Personnel cost:3300(yen/h), Fuel cost:23(yen/km)
General road, Half of present sailing time, 30%up of present fare

Gneralized cost

Sendai-Sapporo
Personnel cost:3300(yen/h), Fuel cost:23(yen/km)
High way, Half of present sailing time, present fare

200,000

5,000,000
4,500,000
4,000,000
3,500,000
3,000,000

150,000

2,500,000
2,000,000
1,500,000
1,000,000
500,000

100,000

00

20,00040,00060,00080,0000100,000 120,000 140,000

2,000

4,000

Time value(yen/h)Time value(yen/h)

Aomori-Hakodate
Aomori-MuroranHachinohe-MuroranHachinohe-Tomakoma
Sendai-Tomakomai
Train

Aomori-Hakodate
Aomori-MuroranHachinohe-MuroranHachinohe-Tomakomai
Sendai-Tomakomai
Oarai-Tomakomai
Tokyo-Tomakomai
Akita-Tomakomai Higashi
Train
Air plane

Fig. A-2.9 Diagram of generalized cost models of
tracks between Sendai and Sapporo.
[High way, Half of present sailing time, present fare]Fig. A-2.7
Diagram of generalized cost models of
tracks between Tokyo and Sapporo.
[General road, Half of present sailing time, 30%up ofpresent fare]－ 148 －

Generalized cost

Sendai-Sapporo
Personnel cost:3300(yen/h), Fuel cost:23(yen/km),
High way, Half of sailing time, 30%up of present fare

Generalized cost

400,000

Sendai-Sapporo
Personnel cost:3300(yen/h), Fuel cost:23(yen/km),
General road, Half of present sailing time, 30%up of present fare

1,000,000
900,000

350,000

800,000
700,000

300,000

600,000

250,000

500,000
400,000

200,000

300,000

150,000

200,000
100,000

100,000

0

50,000

0

0

5,000

10,00015,00020,00030,000

Aomori-Hakodate
Aomori-MuroranHachinohe-MuroranHachinohe-Tomakoma
Sendai-Tomakomai
Train
Fig. A-2.10 Diagram of generalized cost models of
tracks between Sendai and Sapporo.
[High way, Half of present sailing time, 30%up ofpresent fare]

40,00050,000Time value(yen/h)Time value(yen/h)

General road

10,00020,000

Aomori-Hakodate
Aomori-MuroranHachinohe-MuroranHachinohe-Tomakoma
Sendai-Tomakomai
Train
Fig. A-2.12 Diagram of generalized cost models of
tracks between Sendai and Sapporo.
[General road, Half of present sailing time, 30%up ofpresent fare]

Sendai-Sapporo
Personnel cost:3300(yen/h), Fuel cost:23(yen/km),
General road, Half of present sailing time, persent fare

Generalized cost

Akita-Sapporo
Personnel cost:3300(yen/h), Fuel cost:23(yen/km),
High way, Half of present sailing time, present fare

230,000

700,000
600,000

180,000

500,000
400,000

130,000

300,000
200,000

80,000100,000

0

2,000

4,000

6,000

8,000

10,000Time value(yen/h)

0
0

5,000

10,00015,00020,00025,00030,000Time value(yen/h)

Aomori-Hakodate
Aomori-MuroranHachinohe-MuroranHachinohe-Tomakoma
Sendai-Tomakomai
Train
Fig. A-2.11 Diagram of generalized cost models of
tracks between Sendai and Sapporo.
[General road, Half of present sailing time, present
fare]

Aomori-Hakodate
Aomori-MuroranHachinohe-MuroranHachinohe-Tomakomai
Akita-Tomakomai Higash
Train
Fig. A-2.13 Diagram of generalized cost models of
tracks between Akita and Sapporo.
[High way, Half of present sailing time, present fare]－ 149 －

Generalized cost

Akita-Sapporo
Personnel cost:3300(yen/h), Fuel cost:23(yen/km),
High way, Half of present sailing time, 30%up of present fare

Generalized cost

Akita-Sapporo
Personnel cost:3300(yen/h), Fuel cost:23(yen/km)
General road, Half of present sailing time, 30%up of psesent fare

250,000

200,000

230,000
210,000
190,000
170,000

150,000

150,000
130,000
110,000
90,000100,000

0

0

2,000

2,000

4,000

6,000

8,000

4,000

10,000Time value(yen/h)Time value(yen/h)

Aomori-Hakodate
Aomori-MuroranHachinohe-MuroranHachinohe-Tomakomai
Akita-Tomakomai Higash
Train
Fig. A-2.14 Diagram of generalized cost models of
tracks between Akita and Sapporo.
[High way, Half of present sailing time, 30%up ofpresent fare]

General road

Aomori-Hakodate
Aomori-MuroranHachinohe-MuroranHachinohe-Tomakomai
Akita-Tomakomai Higash
Train
Fig. A-2.16 Diagram of generalized cost models of
tracks between Akita and Sapporo.
[General road, Half of present sailing time, 30%up ofpresent fare]

Generalized cost

Akita-Sapporo
Personnel cost:3300(yen/h), Fuel cost:23(yen/km)
General road, Half of present sailing time, present fare

350,000

400,000

300,000

350,000

250,000

300,000

200,000

250,000

150,000

200,000

100,000

150,000

50,000100,000

Aomori-Muroran
Aomori-Hakodate
Train
Air plane + express
Air plane + local train0050,0000

5,000

10,00015,000

2,000

4,000

6,000

8,000

Time value(yen/h)

Aomori-Hakodate
Aomori-MuroranHachinohe-MuroranHachinohe-Tomakomai
Akita-Tomakomai Higash
Train
Fig. A-2.15 Diagram of generalized cost models of
tracks between Akita and Sapporo.
[General road, Half of present sailing time, present
fare]

10,00012,000Time value (yen/h)

20,000Fig. A-2.17 Comparison of generalized costs forpassengers who moves between Aomori and Muroran.

Table A-2.2 Generalized costs and required times forpassengers who moves Aomori and Muroran.
Car ferry

Air plane－ 150 －

Aomori-Muroran
Aomori-Hakodate
Train
Express (Muroran-Chitose)
Local (Muroran-Chitose)

Generalized cost
3,710
5,670
10,80022,70020,890Required time (h)
7.75
14.43
6.05
4.55
5.27

fare of ferry (JPY)6,980

Generalized cost
350,000

Aomori-Muroran + Bus
Aomori-Muroran + super express
Aomori-Hakodate + Bus + express
Aomori-Hakodate + local train + bus
Train
Air plane

5,980

300,000

10%

4,980

250,000
20%

200,000

3,980

150,000

30%

present

2,980

90%

100,000

40%
60%

70%

80%

50%

50,000

1,980
5

6

7

8

9

10
sailing time (h)00Fig. A-2.18 Estimated share of Aomori-Muroran routefor passengers who moves between Aomori and Muroranwhen fare and sailing time of Aomori-Muroran route aresystematically varied.

2,000

4,000

6,000

10,000Time value (yen/h)

Fig. A-2.21 Comparison of generalized costs forpassengers who moves between Tokyo and Sapporo.
Generalized cost

Generalized cost

350,000

350,000

250,000
200,000

Aomori-Muroran + Bus
Aomori-Muroran + super express
Aomori-Hakodate + Bus + express
Aomori-Hakodate + local train + bus
Train
Air plane

300,000

Aomori-Muroran + express
Aomori-Muroran + local train
Aomori-Hakodate + express
Aomori-Hakodate + local train
Train
Air plane

300,000

250,000
200,000
150,000

150,000

100,000

100,000

50,00050,000

0

0
0

2,000

4,000

6,000

8,000

10,0000

12,000

2,000

4,000

6,000

Time value (yen/h)

Express (Muroran-Sapporo)
Local (Muroran-Sapporo)
Express (Hakodate-Sapporo)
Aomori-Hakodate
Local (Hakodate-Sapporo)Train
Air plane
Aomori-MuroranRequired time (h)
9
11.13
8.88
15.85
6.28
3.15

fare of ferry (JPY)

Table A-2.4 Generalized costs and required times forpassengers who moves Tokyo and Sapporo.
Bus (Aomori-Tokyo)
Super express (Aomori-Tokyo)
Bus (Aomori-Tokyo)
Car ferry
Express (Hakodate-Sapporo)
Aomori-Hakodate
Bus (Aomori-Tokyo)
Local (Hakodate-Sapporo)
Train (with transfer)
Air plane
Aomori-Muroran

Generalized cost Required time (h)19,921
18.5
26,511
14.11
21,50918.38

18,46925.35

19,12030,26017
3.37

Table A-2.5 Generalized costs and required times forpassengers who moves Tokyo and Sapporo.
[Aomori-Muroran : Half of sailing time]

6,230
5,730
5,230

Bus (Aomori-Tokyo)
Super express (Aomori-Tokyo)
Bus (Aomori-Tokyo)
Car ferry
Express (Hakodate-Sapporo)
Aomori-Hakodate
Bus (Aomori-Tokyo)
Local (Hakodate-Sapporo)
Train (with transfer)
Air plane

4,730

Aomori-Muroran

4,230
3,730
present

10%

3,230
2,730

60%

20%

40%

2,230

80%

70%

50%

30%

1,730
3.5

10,000Fig. A-2.22 Comparison of generalized costs forpassengers who moves between Tokyo and Sapporo.
[Aomori-Muroran : Half of sailing time]

Table A-2.3 Generalized costs and required times forpassengers who moves Aomori and Sapporo.
Generalized cost
9,921
7,661
11,5098,469
12,80020,4008,000

Time value (yen/h)

Fig. A-2.19 Comparison of generalized costs forpassengers who moves between Aomori and Sapporo.

Car ferry

8,000

4.5

5.5

6.5

7.5

8.5

9.5

sailing time (h)Fig. A-2.20 Estimated share of Aomori-Muroran routefor passengers who moves between Aomori and Sapporo
when fare and sailing time of Aomori-Muroran route aresystematically varied.

－ 151 －

Generalized cost Required time (h)19,921
15
26,511
14.11
21,50918.38

18,46925.35

19,12030,26017
3.37

Share(%)

share(%)
20

12

fare forpassengers
1730
2230
2730
3230
3460

18
16
14
12
10

fare forpassengers
1730
2230
2730
3230
3460

10
8
6

8
4

6
present sailingtime

4
present
fare2

present
fare

20

present sailing
time

0

3.5

4.5

5.5

6.5

7.5

8.5

9.5

10.5

3.5

4.5

5.5

6.5

7.5

8.5

9.5

sailing time (h)Fig. A-2.24 Estimated share of Aomori-Muroran routefor passengers who moves between Tokyo and and Sapporo
when fare and sailing time of Aomori-Muroran route aresystematically varied.
[Fare of air plane is 25,000 yen]Fig. A-2.23 Estimated share of Aomori-Muroran routefor passengers who moves between Tokyo and and Sapporo
when fare and sailing time of Aomori-Muroran route aresystematically varied.
Departure
Tokyo
20:00

Arrival
Tokyo
08:00

Departure
Aomori
06:00

ArrivalMuroran

Arrival
Sapporo

09:30

11:30

Arrival
Aomori
14:00

10:30
Departure
Muroran

15:00
Departure
AomoriArrivalMuroran
18:30

Arrival
Aomori
23:00

19:30
Departure
MuroranDeparture
Sapporo17:30

Fig. A-2.25 Diagram of schedule for high speed car
ferry in Aomori-Muroran route.
Table A-2.6

Results of questionnaire for the factor of sailing speed carried out in Muroran route.

青森-室蘭行き 13：30出港■青蘭航路の航海時間について
今の6.5時間程度が良い
4.5時間程度が良い
3.5時間程度が良い
短ければ短いほど良い計
室蘭-青森行き 23：25出港■青蘭航路の航海時間について
今の6.5時間程度が良い
4.5時間程度が良い
3.5時間程度が良い
短ければ短いほど良い
計
往復便トータル■青蘭航路の航海時間について
今の6.5時間程度が良い
4.5時間程度が良い
3.5時間程度が良い
短ければ短いほど良い
計

徒歩
件数
36

%
22.1

13 36.1
6 16.73
8.3
14 38.9
36 100.0
徒歩
件数
46

%
15.8

23 50.0
5 10.93
6.5
15 32.6
46 100.0
徒歩
件数
82

%
18.0

36 43.9
11 13.4
6
7.3
29 35.4
82 100.0

乗D
件数
37

%
22.7

14 37.8
4 10.8
5 13.514 37.8
37 100.0
乗D
件数
59

%
20.2

27 47.43
5.3
3
5.3
24 42.1
57 100.0
乗D
件数
96

%
21.1

41 43.67
7.4
8
8.5
38 40.4
94 100.0

乗W
件数
51

商D
件数
4

%
31.3

15 30.0
6 12.04
8.0
25 50.0
50 100.0
乗W
件数
83

%
28.4

%
29.5

%
2.5

2 50.01 25.00
0.0
1 25.04 100.0
商D
件数
636 43.4
16 19.3
2
2.4
29 34.9
83 100.0
乗W
件数
134

10.5

Sailing time (h)%2.1

2 33.3
1 16.700.0
3 50.06 100.0
商D
件数
10

51 38.3
22 16.56
4.5
54 40.6
133 100.0－ 152 －%
2.2

4 40.02 20.00
0.0
4 40.010 100.0

TD
件数
33

%
20.2

26 78.8
3
9.1
1
3.0
3
9.1
33 100.0
TD
件数
49

%
16.8

47 97.9
1
2.1
0
0.0
0
0.0
48 100.0
TD
件数
82

%
18.0

73 90.1
4
4.9
1
1.2
3
3.7
81 100.0

他
件数
2

%
1.2

total
件数
%
163 100.0

1 50.000.0
00.0
1 50.02 100.071 43.8
20 12.3
13
8.0
58 35.8
162 100.0

他
件数
49

%
16.8

total
件数
%
292 100.0

13 28.3
6 13.02
4.3
25 54.3
46 100.0

148 51.7
32 11.2
10
3.5
96 33.6
286 100.0

他
件数
51

%
11.2

14 29.17
6 12.52 4.167
26 54.17
48
100

total
件数
%
455 100.0
219
52
23
154
448

48.88
11.61
5.134
34.38
100

付録 1 マルチハル（多胴）船のフィージビリティー検討委員会の活動記録
第一回マルチハル（多胴）船のフィージビリティー検討委員会
日時：2006 年 5 月 25 日
場所：大阪大学コンベンションセンター第 3 会議室
第二回マルチハル（多胴）船のフィージビリティー検討委員会
日時：2006 年 9 月 07 日
場所：ホテルサンルート熊本
第三回マルチハル（多胴）船のフィージビリティー検討委員会
日本船舶海洋工学会秋季講演会オーガナイズドセッション
日時：2006 年 11 月 16 日
場所：神戸国際会議場
第四回マルチハル（多胴）船のフィージビリティー検討委員会
日時：平成 19 年 03 月 13 日
場所：日本造船技術センター会議室（海上技術安全研究所 2 号館 3F）
第五回マルチハル（多胴）船のフィージビリティー検討委員会
日本船舶海洋工学会春季講演会オーガナイズドセッション
日時：2007 年 5 月 25 日
場所：池袋サンシャインシティ文化会館
第六回マルチハル（多胴）船のフィージビリティー検討委員会
日本船舶海洋工学会秋季講演会オーガナイズドセッション
日時：2007 年 11 月 13 日
場所：大阪大学コンベンションセンター
第七回マルチハル（多胴）船のフィージビリティー検討委員会
日時：2007 年 11 月 21 日～22 日
場所：東日本フェリー 函館フェリーターミナル内会議室
第八回マルチハル（多胴）船のフィージビリティー検討委員会
日時：2008 年 9 月 22 日
場所：大阪府立大学学術交流会館
第九回マルチハル（多胴）船のフィージビリティー検討委員会
日時：2009 年 2 月 26 日
場所：琵琶湖汽船 トリマラン型クルーズ船｢ megumi ｣船上ઃ㍳2 付録2(␠)ᣣᧄ⦁⥾ᶏᵗᎿቇળ䊶䊙䊦䉼䊊䊦⎇ⓥળ&㑐⷏ᡰㇱ KFR ౒௅ ȞȫȁȏȫᑔǷȳȝǸǦȠ   ഏɭˊᑔᑑƱƠƯƷȞȫȁȏȫᑔƷࢫлǛᎋƑǔ!!

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2009 ᐕ 3 ᦬ 25 ᣣ(᳓)

12:30 䈮ᄢᵤ᷼䈮䈩ਸ਼⦁䇯(੩㒋ᵿᄢᵤ㚞䈎䉌ᓤᱠ 3 ಽ䇮JR ᄢᵤ㚞䈎䉌䊋䉴 5 ಽ)
13:00-17:00 ℚℛḓᴁ⦁䈱䊃䊥䊙䊤䊮ဳ䉪䊦䊷䉵⦁䇸megumi䇹⦁਄
17:30-19:00 ℚℛḓᴁ⦁䈱ᄖベ⦁䇸䊚䉲䉧䊮䇹⦁਄䈪ᙣⷫળ䉲䊮䊘䉳䉡䊛(ਸ਼⦁ᢱ䇮⾗ᢱ⾌䉕฽䉃) : 3000 ౞㩷 (ᣣᧄ⦁⥾ᶏᵗᎿቇળળຬ)䇮㩷 5000 ౞(ળຬએᄖ)ᙣⷫળ : 5000 ౞᳁ฬ䇮ᚲዻ䇮ㅪ⛊వ䉕᣿⸥䈱䈉䈋䇮ᙣⷫળ䈻䈱ෳട䈱᦭ή䉅฽䉄䈩
E-mail 䉅䈚䈒䈲 FAX 䈪䈍㗿䈇䈇䈢䈚䉁䈜䇯䋨 వ⌕ 100 ฬ᭽ 䋩
䇾599-8531 ႓Ꮢቇ࿦↸ 1-1 ᄢ㒋ᐭ┙ᄢቇ㩷 ᶏᵗ䉲䉴䊁䊛Ꮏቇ⑼䊙䊦䉼䊊䊦⎇ⓥળ੐ോዪ㩷 ᩶ᧁ㩷 ീ
Fax. 072-254-9914,㩷 Email 䋺 momoki@marine.osakafu-u.ac.jp㩷 㩷 㩷 㩷 㩷 ℚℛḓᴁ⦁䈱䇸㫄㪼㪾㫌㫄㫀䇹㩷㩷 䉲䊮䊘䉳䉡䊛䉴䉬䉳䊠䊷䊦 : 13:00-17:00
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石田造船建設株式会社

Ｇ.Ｔ１９Ｔ型 水中展望船

オルカ

平成１０年６月竣工
LBD=22.90×8.40×1.85

総トン数：１９トン

最大搭載人員：２０２名

150ＰＳ×2・１２ノット

記名者ご指名：石田造船建設㈱
電話：(0845)22‑0482（番号のある項目は、該当するものを○で囲んでください。
）

事業社名 ウエストマリン(株)船名< 設備の特徴 >

オルカ

◇船体部

造 船 所 石田造船建設(株)31 ｼﾞｮｲｽﾃｨｯｸｺﾝﾄﾛｰﾙ装置

32 バウスラスター

航路 那覇港を起点に１.０Ｈ未満

33 スタンスラスター

34 ｱﾝﾁﾛｰﾘﾝｸﾞﾀﾝｸ進

水 平成１０年５月２６日

35 スタビライザー

36 可変ﾋﾟｯﾁﾌﾟﾛﾍﾟﾗ

竣

工

平成１０年６月

37 ウォータージェット

38 エレベーター

船種

01 純客船02 貨客船39 エスカレーター

40 RCS(動揺軽減装置)

04 自動車航送船

05 旅客船兼自動車渡船

１日
03 高速船41 バリアフリー設備：

06 貨客船兼自動車渡船
ト ン 数

総トン数

船

11 鋼

質

・車椅子用ﾄｲﾚ/洗面所/浴室/ｴﾚﾍﾞｰﾀｰ/ｴｽｶﾚｰﾀｰ/階段ﾘﾌﾀｰ

１９ トン 満載排水トン
12 高張力鋼

13 軽合金14 ＦＲＰ

23 沿海

24 近海

航行区域

21 平水

主 機 関

メーカー：三菱重工業(株)種

22 限定沿海

最高

主要寸法

全長

基数：２基

(ＭＢ)

54 インマルサット

55 レーダー

56 ＧＰＳ
58 携帯電話 59 自動車電話

61 その他((ＦＤ))
61 運輸施設整備事業団共有船

うち

２等

名

名

名

名

名

ドライバー室名

名

サービス乗員名

備考：

２名
うち運航乗員載貨重量

53 ＶＨＦ無線電話

１.１６ｍ

１７３名

乗 組 員

52 ＭＦ無線電話

57 電子海図装置

満載喫水

(ＭＤ)

51 船舶電話

８.４０ｍ

１.８５ｍ
旅客定員

１１ノット

型幅
２２.９０ｍ型深)◇通信装置・航海計測等

１３ノット 航海

(ＬＯＡ)

その他(
42 その他(

類：ディーゼル機関力・通路階段等の手すり ・点字案内板 ・点字ﾌﾞﾛｯｸ)出力／１基：４５０ＰＳ
速73.83 トン

１４.８８トン

航送能力 ８ﾄﾝﾄﾗｯｸ◎本船が代替船の場合、廃船(売船)の名称をご記入下さい。

台（被代替船名：

乗用車

台

又は(8ﾄﾝﾄﾗｯｸ･乗用車)換算

バス

台※8ﾄﾝﾄﾗｯｸ換算の場合、ﾊﾞｽは8ﾄﾝﾄﾗｯｸ1.5台分）

台

乗用車は8ﾄﾝﾄﾗｯｸ0.5台分として換算(協会記入欄)
受付

年

整理番号
月

日

掲載誌No.

３胴型高速艇
LBD=19.00×6.20×2.15"まつかぜ"

平成１７年３月竣工
総トン数：４５トン
旅客定員：８８人

１５５０PS・２３.５ノット

要目表
Builder 建造所名：(英文)；ISHIDA SHIPBUILDING & CONSTRUCTION CO.,LTD. (和文)；石田造船建設株式会社(非掲載項目)本件に係る連絡担当者殿：(非掲載項目)連絡先 TEL：広島県因島市三庄町字宝崎2931番地の4
Owner 船主：(英文)；0845‑22‑0482(日本船主は和文も記入)；厚生労働省 国立療養所 大島青松園

国籍：日本
船名(英語)：−
船名(フリガナ又は日本語)：まつかぜ
船番：Ｓ.ＮＯ ８５８船種：旅客船Keellaid 起工年月日：２００４年１２月２４日
Launched 進水年月日：２００５年３月１日
Delivered 竣工年月日：２００５年３月２４日
Class 船級：ＪＧ
Nav.Area 航行区域：平水区域
Loa 全長 ｍ：１９.１５ｍ
Lpp 垂線間長

ｍ：１７.６５ｍ

Bleadth 型幅ｍ：６.００ｍ

Depth 型深 ｍ：２.１５ｍ
Draft(dmld(design)) 満載喫水(計画)
dralt(dext) 満載喫水(夏期)ｍ：０.９５ｍｍ：−

Full Load displacement 満載排水量(計画)(dext=d extrameの略)
ｍ：(非自航船のみ記載願います)４０.３２３ｔ

GT 総トン数(国際) Ｔ：−
JG 総トン数(ＪＧ) Ｔ：４５Ｔ
NT 純トン数

Ｔ：−

Deadweight 載貨重量(計画)ｔ：８.７１ｔ

Deadweight 載貨重量(夏期)ｔ：−

Cargo Hold Capacity(Bale) 貨物艙容積(ベール)：−Cargo Hold Capacity(Grain) 貨物艙容積(グレーン) ：−
Car＆Truck No. 車輌搭載台数：−
Container No. コンテナ搭載数：−
Cargo Tank Capacity 貨物槽容積
Fuel Oil Tank 燃料油槽：−：３.５ｔFresh Water Tank 清水槽（含む、飲料水） ：０.３ｔ
Max.Trial Speed 試運転最大速力 ｋｎ：２３.５
Sea Speed 航海速力 ｋｎ：２０.５
Endurance 航続距離 ＳＭ：１２０
Fuel Consumption 燃料消費量t/day：１.４／ｄａｙ

Main Engine 主機関 メーカー型式×基数：コマツディーゼル㈱ ６Ｍ１４０ＡＰ−５×２基
Output(Ｍ.Ｃ.Ｒ) 出力(連続最大)：７７４ＰＳ×２１３２ＲＰＭ
Output(Ｎ.Ｏ.Ｒ) 出力(常用)：６５８ＰＳ×２０２０ＲＰＭ
Propeller プロペラ 翼数×軸数：５翼×２軸(CPP etc.) プロペラの種類：固定ピッチプロペラ
１

要目表
Main Aux.Boiler 主補汽缶 形式×台数：−
Engine(原動機) メーカー形式×出力×台数：

Electric Generator

いすゞ自動車㈱発 電Generator(発電機) メーカー形式×出力×台数：

機

大洋電気㈱

ＵＭ４ＪＢ１Ｅ×２６.５ｋｗ／１８００ｒｐｍ×１台

ＴＷＹ２０Ｃ×２５ＫＶＡ／ＡＣ２２５Ｖ×１台

Type of Ship 船型：３胴型
Officer ＆ Crew No. 乗組員：２人
Passengers 旅客数：８６人
Route 航路：(フェリーのみ記入願います) 大島−庵治港

大島−高松港Same Ship 同型船：−
特記事項 (必ずご記入願います) ：

本船の特徴
本船は、ハンセン病療養施設のある国立療養所、大島青松園と映画で大ヒットした「世界の中心で愛をさけぶ」のロケ地として有名になりました庵治町と高松を結ぶバリアフリー旅客船として当社の特許であります３胴型旅客船としてデビューすることとなりました。
船内はバリアフリーとして段差を無くし、身体障害者にも優しいレイアウトとし、乗下船時の対応として、電動式エレベーター並びに電動式タラップの２方式を兼ね備え、航海速力も２０ノットでそれぞれの港を結ぶことができるようになりますので、従来船と比較して総トン数も約２倍となっています。
就航後は３胴型のため、横揺れがほとんど無く、波に大変強い船型のため、エレベーターを作動させても、ほとんど傾斜がありませんし、また身障者用車椅子スペースや座席、通路も広く取れ、約９０人の旅客定員を確保し、最大スピードも２３.５ノット出て快適な運行となっています。
新造船

旧

名

まつかぜ

まつかぜ

総トン数

45トン

25トン

船

船

主 機 馬 力 774PS×2基

445PS×2基

最 大 速 力 23.5ノット

18ノット

旅客定員

88人

72人

全

18.50M

16.00M

6.09M

4.40M

長
幅

深

さ

2.00M

1.80M

喫

水

0.85M

0.75M

②ｻｲﾄﾞ船体

連結部

喫水線③ｻｲﾄﾞ船体①
主船体○ご提供下さった本船写真につきまして、次の何れかに○をして下さい。
［

返還を要す

返還不要］

・基本的に英語でご記入をお願います。（連絡担当者、特記事項を除く）
・特記事項欄には、本船の技術的な特長・設備・その他の特記事項等を必ずご記入下さい。
・上記の記載項目以外で、項目・記事をプラスして下さいましても構いません。
○この要目表のデータで、「海技研ニュース（船と海のサイエンス）」（名称未定）に掲載されたデータは、（独）海上技術安全研究所のホームページに掲載される予定ですのでご了承ください。
２

３胴型旅客フェリー
LBD=39.10×10.50×3.00

第二せきぜん

平成１５年７月竣工
総トン数：１７９トン
大型車8台又は乗用車20台

８２０ＰＳ・１２ノット

図

面

来

歴

平成14年9月 3日 当社にて作成する
9月30日 一部修正する
10月 9日 ウインドラス等一部
変更する

10°

MIDSHIP SECTIONＦ
BAPP

NAV DKJ U M

I ZE N
EK

MP

MP

T
O.
F.

.2
NO

V/

SP

.1
NO

P.
F.

SP
V/

UPP DK

T

LWL

LWL
2,100

ENG ROOM

400

3
NO.V/SP

COFF
F.
W.T

.4
NO

V/

SP

CL

MP

MP

STE ENG
ROOM

2,100

LWL

WAGON SPACEDK STORE

GW
MP4,550( )S

P

J.LADDER BOX

B.L

B.L

B.L

５

10

15

20

25

30

35

FRAME SPACE

40

45

50

55

FP

B=10,500

500

Ｃ
Ｌ

Ｍ
AP １

５

10

15

20

25

A
BO C
X

WHEEL HOUSE TOP

C.L30

PRINCIPAL

C.L

35
MV

40

45

50

DN
Ｈ

AC

Ｔ

MF

WHEEL
HOUSE
CS

C.L

C.L
AP １

５

10

AC OX
B

15

Ｆ

20

25

30 SOFA

35

40

45

50

MF
Ｔ

PP
BA

Ｂ

SR

Ｂ
UP

S

MP
Ｂ

T

WINDLASS

F.S

DN

５

15

20

25

30

35

40

45

50

55

H.CYLINDER

LJL

WINDLASSUPPASS SP
STAND 30P

S
Ｂ
FL
MP
B

UP

LJL

DN
E.
EN
T

BM

3P 〃 〃 3P
PASS RM 52P

V/T
F.S

WB

3P 〃 〃 3P

C.L
WC AP １

５

10

B

DN

WB
WHEELCHAIR SP

GW

MP

B

G
MID

ET

B
〃

〃

10T
25

T RU C

G
MID

35

〃

40
〃

ET

45

7,500
50

G
MID
〃

〃
G
MID

B

G/T179Tﾄﾘﾏﾗﾝ型
旅客フェリー

DK STORE
CL

800
C.L

30

ET

S

ET

〃

K

ET

G
MID

UP

LJL

B
G
MID

B.H

UPPER DECK

MP

〃

20
G
MID

E.
EN
T

SEAT 28P

ET

15
V/T

WC

G
MID

B

MP

B

B

55

RAMP DOOR

ET

S

工事番号
尺 度

DK STORE

B

MP

FP

ET

一般配置図

CL

B

UP

GW

Ｂ

SR
DN

MP Ｂ

MP

FP

V/T
Ｌ

SEAT 41PSHOES BOXＳ.ＮＯ ６７８

C.L

10

AC OX
B

B

殿

V/T

PASS RM 53P
AP １

関前村役場

H.CYLINDER

E.

3P 〃 〃 3P

Ｂ

68.40Ｔ
820PS (603KW )×1
ABOUT
12.0 KNOT〃
11.0 KNOTSMOOTH WATER AREA

F'CLE DECKDN

BJ.LADDER BOX

69 Ｐ
36 Ｐ
30 Ｐ
135 Ｐ
3Ｐ

FL

MP

C.L

Ｍ
39.10029.00010.500
6.300
.650
3.000
2.100
179Ｔ

DN

PROM DECKGWDIMENSIONSABOUTLENGTH (O.A)(P.P)
〃
BREADTH (M LD )(MAIN BODY)〃(SIDE BODY)〃
DEPTH(M LD )(DESIGNED)
DRAFT
G.T
ABOUT
PASSENGER (1.5 Ｈ BELOW)SEATCHAIR(OTHER)BENTCHTOTALCOMPLEMENT
ABOUT
D.W
MAIN ENGINESPEED
TRIAL MAX〃SERVICE 85% PS10% SM
NAVIGATION AREA

NAV DECK
PP
BA

1,450 650

6,500

400

3,150
AP １

UNDER DECK

MP

1/150

SIDE BODY
N
CO

20

25

30

35

NO
.2

T

COFF

F.
O.
T

15

V/
S

C.L

40

45

50

55

FP

石田造船建設㈱部 工務部造船設計課
長 次長 課長 係長 担当

V/
S

P

10

N
CO

NO
.3

UP

５

NO
.1

V/
S

SP
NO
.

4

UP

V/

ENG ROOM

C.L
AP １

N

FPT

N

P

N
CO

P

N

F.W.

N
CO

ST ENG
ROOM

N

N
CO

SIDE BODY

N

N
CO

N

製 図 平成14年9月3日
出 図 平成14年9月3日
図 番

要目表
Builder 建造所名：(英文)；(和文)；石田造船建設株式会社(非掲載項目)本件に係る連絡担当者殿：(非掲載項目)連絡先 TEL：広島県因島市三庄町字宝崎2931番地の4
Owner 船主：(英文)；08452‑2‑0482(日本船主は和文も記入)；愛媛県関前村

国籍：日本
船名(英語)：
船名(フリガナ又は日本語)：第二せきぜん
船番：Ｓ.ＮＯ ６７８船種：汽船
Keellaid 起工年月日：２００３年４月１日
Launched 進水年月日：２００３年６月１２日
Delivered 竣工年月日：２００３年６月２６日
Class 船級：ＪＧ
Nav.Area 航行区域：平水区域
Loa 全長 ｍ：３９.１０ｍ
Lpp 垂線間長

ｍ：２９.００ｍ

Bleadth 型幅ｍ：１０.５０ｍ

Depth 型深 ｍ：３.００ｍ
Draft(dmld(design)) 満載喫水(計画)
dralt(dext) 満載喫水(夏期)ｍ：２.１０ｍｍ：−

Full Load displacement 満載排水量(計画)(dext=d extrameの略)
ｍ：(非自航船のみ記載願います)２７９ｔ

GT 総トン数(国際) Ｔ：−
JG 総トン数(ＪＧ) Ｔ：１７９Ｔ
NT 純トン数

Ｔ：−

Deadweight 戴貨重量(計画)ｔ：６８.４ｔ

Deadweight 戴貨重量(夏期)ｔ：

Cargo Hold Capacity(Bale) 貨物艙容積(ベール)：−Cargo Hold Capacity(Grain) 貨物艙容積(グレーン) ：−
Car＆Truck No. 車輌搭載台数：乗用車 １６台
Container No. コンテナ搭載数：−
Cargo Tank Capacity 貨物槽容積
Fuel Oil Tank 燃料油槽：−：１３.４７ｔ

Fresh Water Tank 清水槽（含む、飲料水） ：５ｔ
Max.Trial Speed 試運転最大速力
Sea Speed 航海速力

ｋｎ：１１

Endurance 航続距離

ＳＭ：

ｋｎ：１２

１

要目表
Fuel Consumption 燃料消費量 t/day：
Main Engine 主機関 メーカー型式×基数：三菱 Ｓ６Ｒ２Ｆ−ＭＴＫ３×１基
Output(Ｍ.Ｃ.Ｒ) 出力(連続最大)ｋＷ×ｍｉｎ−１：
Output(Ｎ.Ｏ.Ｒ) 出力(常用)ｋＷ×ｍｉｎ−１：
Propeller プロペラ 翼数×軸数：４翼×１軸(CPP etc.) プロペラの種類：固定ピッチプロペラ
Main Aux.Boiler 主補機缶 形式×台数：−
Engine(原動機) メーカー形式×出力×台数：

Electric Generator

三菱重工

ＦＥＧ４０Ｓ×３７ＫＷ×２台

発 電

Generator(発電機) メーカー形式×出力×台数：

機Type of Ship 船型：平甲板型（単頭船）
Officer ＆ Crew No. 乗組員：３人
Passengers 旅客数：１３５人
Route 航路：(フェリーのみ記入願います) 岡村島−小大下島−大下島−今治
Same Ship 同型船：
特記事項 (必ずご記入願います) ：当社の特許を利用し、日本初３胴型フェリーとして建造しました。
両サイドの船体が主船体の船首から5.45Ｍ離れた位置にあり、船尾も主船体の船尾から4.6Ｍ離れている為､船首で受けた波は①主船体と②サイド船体との間を通り抜け船尾へ逃げる為、船首からの波に強く横揺れの少ない構造となっています。また、車両甲板面積も３個の船体を連結した構造となっている為、広く取れ、従来型のフェリーと比べ、トン数も少なくなっています。
船体は中央部に主船体を配置し、両サイドに比較的小さな船体を配置していますので、振り子の現象と同じで横揺れが少なくてすみます。
また､両サイドの船体が小さい為､波の抵抗も少なく､船体重量が軽くなり､燃料消費率が下がり､スピードも増し､車両搭載台数も増える為、画期的な船型となっています。
○ご提供下さった本船写真につきまして、次の何れかに○をして下さい。
［

返還を要す

返還不要］

・基本的に英語でご記入をお願います。（連絡担当者、特記事項を除く）
・項目を変更するときは朱字等で変更してください。
・上記の記載項目以外で、項目・記事をプラスして下さいましても構いません。
○この要目表のデータ（｢船と海のサイエンス｣に掲載されたデータ）は、近い将来（独）海上技術安全研究所のホームページに掲載される予定ですのでご了承ください（平成１５年７月４日追加）。

２

マルチハル企画船

石田造船建設株式会社

軽合金トリマラン型旅客船『megumi』

琵琶湖汽船株式会社

軽合金トリマラン型旅客船『megumi』

琵琶湖汽船株式会社

21世紀を迎え、母なる湖・琵琶湖を大切に思い、その恵みに感謝する社風の育成と、美しい自然景観の中、現在及び未来の人々が、感動的で幸せな体験が琵琶湖でできるように、そして、固有の動植物が生息する貴重な自然環境を守り、次世代に伝えて行きたいとの思いにより、親水性と環境に優しい船として、日本初の軽合金製トリマラン〈三胴〉型クルーズ船『megumi』を環境にこだわり建造いたしました。



親水性と環境に優しい船として建造された『megumi』は、びわ湖の美しい景観の中、現在及び未来の人々に感動的で幸せな体験を琵琶湖・湖上にて提供できます。
現在 滋賀県 は 琵琶湖水系とし現在、滋賀県では、琵琶湖水系として、山・里・湖を結ぶエコツーリズムの推進が図られています。
山 里 湖を結ぶ
リズムの推進が図られます
本船では、湖上における環境学習体験としてのエコツーリズムはもちろん、湖上より見える琵琶湖を取り囲む、山・里の自然景観を楽しみながら、琵琶湖の歴史、文化、くらしのオリエンテーションを受けることもできます。
よって、本船『megumi』は、持続可能な社会を形成使用としている現代社会への波及効果として大きく貢献できると期待されています。



現在の社会情勢下の中、新造船を建造すること自体が、話題性と社会一般へのアピール度があります。
加えて、従来の観光船のイメージを一新した建造コンセプトと船型並びに船内意匠は、「レークリビング」のコンセプトコピーに表現されているとおり、可能な限り、ゆとりとくつろぎの空間と時間を提供しており、船旅を楽しみながら、色々な体験ができる新しい観光船型として話題を呼んでいます。
旅が体 がそして、トリマラン船型を採用することにより、親水性のある広い空間の造成を可能にし、安定した高速
航行は、お客様への快適な船旅と追い波の造波を少なくし、燃費などの経済性とともに、湖上の安全運
航にもアピールできるものであります。
燃料としても、バイオ燃料を使用する船舶として、環境対応型船舶としても注目されています。

1

『megumi』要目
船名megumi

船種

軽合金製トリマラン型旅客船

船主

琵琶湖汽船株式会社

船籍

滋賀県大津市設計会社

株式会社杢兵衛造船所

建造会社

株式会社杢兵衛造船所

竣工年月日

2008年12月25日

船級符号ＪＤ2848

Lpp×B×D - ｄ

34.20ｍ×8.00ｍ×2.20ｍ－0.715ｍ

GT

122 Tons

速力18.75 knot

主機

Yanmar 6HYP－ET（423ｋｗ）×2基

旅客

200名

環境関係艤装品

BDF対応主機関、ソーラ発電、風力発電、採水機、等「環境」と「観光」








1979年7月に弊社が建造を致しました、『いんたーらーけん』の船体を本船主船体部に再利用し、30年後に波の立たない低燃費の新船型として蘇りました。

また、YANMAR株式会社殿に協力依頼し、食用廃油再生バイオディーゼル燃料対応型の主機関（主燃
料（軽油）に20％混合）を搭載し、他にも、自然エネルギー太陽光、風力を利用した発電システムにより船内電力の一部に使用するなど二酸化炭素排出量の抑制に配慮しています。

１階客室においては、琵琶湖遊覧・環境学習・各種セミナーやﾊ
１階客室においては
琵琶湖遊覧・環境学習・各種セミナーやﾊﾟティー・婚礼などに対応できるよう色々なティー・婚礼などに対応できるよう色々な工夫を施し、また、両サイドにはスライディングシャッター式のガラス窓を採用し、気候の穏やかな時期は全開放することで空調装置がなくても開放的で快適な空間に変わります。
１階後部には大型の円形デッキ・スタジアム階段を設け、採水などの環境学習実習・イベント等に使用できます。２階は展望デッキになっています。

2

トリマラン船型導入の経緯
メインコンセプト：「環境」と「観光」【環境】
船舶からの温室効果ガス排出の削減
波による湖岸保護及び他船への影響
環境学習プログラムの実施
親水性・開放感、その他【観光】
波風に強い船・16ノット以上
ﾊﾟティー・婚礼などの利用
桜見船・花火船等の企画商品
16港に出入港可能、その他

船舶は何故オーダーメイドなのに良く似た船舶が多いのか？

【船体】
運航速力１６ノット・計画速力１８ノット
各港可能な長さ34ｍ巾8ｍ喫水1ｍ
抵抗が少なく・波の立たない船型
温室効果ガス排出の削減

バランス・強度・安全・操縦性能
法律・設計の制限
旅客数・営業効率,等【【上部構造】
部構造】

船らしくない船

リビングルームの様にくつろげる空間『レークリビング』
多目的・開放的なフラットなフロアー
親水性・環境艤装品
環境学習・セミナー・パーティー等のに対応できる設備、その他

船型の検討【モノハル船型】•
抵抗が大きい・追い波が大きい、親水性・フラットな大きいスペースが取れない•
要求速力を出すために主機関出力が大きくなる・燃料消費が多く排出ガスが削減できない•
波風の影響を受け易い・喫水1ｍ以下、琵琶湖の波間が短い波【カタマラン船型】•
抵抗が少ない・追い波が小さい•
主機関出力が小さくなり・燃料消費が少なく排出ガスが削減できる•
波風に強いが、荒天時に船首部が波に叩かれる・親水性（低デッキ）•
ハル寸法が小さい・航海備品等の収納スペース•
同一室内で機関を管理できない・将来改装などにより電力不足時に発電機関を増設できない【トリマラン】•
カタマラン船型の利点を残し、問題を解決できる為、トリマラン船型を採用しました。

『いんたーらーけん』号 船体の再利用
•
•
•
•
•
•

当初、廃船予定であった「いんたーらーけん」に着目し再利用できないか調査・検討を行なった
アルミ船体の調査を行い、建造30年を経過していたが腐食も無く利用が可能
船型については、杢兵衛造船所及び池田勝先生が設計された当時28ノットで航行する高速船で、メイン
ハルとして利用できる
当社にとっても、大変に歴史がある船舶（当社初のアルミ船舶・ＪＧ承認が初めてのウォータージェット推
進船・皇太子殿下、同妃殿下ご乗船等）である
アルミ船体で再生に敵しているが、他製品にリサイクルさせるよりは、船として再生させたい
長年活躍してきた「いんたーらーけん」が30年経ち、廃船でなく全く違った環境に優しい船舶に蘇り、再び活躍をしてほしい、船にとっても環境にも一番いい方法である3

『いんたーらーけん』
船 名：『いんたーらーけん』
船 種：軽合金製ウオータージェット推進型高速旅客船
船 主：琵琶湖汽船株式会社
船 籍：滋賀県大津市
設計会社：池田勝船舶事務所
建造会社：株式会社杢兵衛造船所
竣工年月日：１９７９年7月２９日
主要寸法 L 22
主要寸法：Lpp
22.87m・B
87 B 4.60m・D
4 60 D 11.8m
8
総トン数：７１．３２トン
速 力：２８．０ｋｔ（第１回定期検査時）
主 機 関：GM12V-71T1（540ｐｓ）×２基
推進装置：ウオータージェット推進
旅客定員：１５０名
省燃料の問題や琵琶湖の減水対策から最小喫水での観光船として計画され、日本で数少ないアルミ軽合金船体・ウオーター
ジェット推進等を採用した、当時では新型式の高速艇でした。
船名である『いんたーらーけん』の由来は、滋賀県大津市と友好姉妹都市であるスイスのインターラーケン市から名付け また、スイスのJBユングフラウ鉄道と当社親会社である京阪電気鉄道が姉妹縁組を結び、ヘッドマークを交換しました。（インターラーケンから標高から標高3454ｍのユングフラウョッホ間を運行している旧型電車『OTSU号』に白い琵琶湖と大津の文字がついたヘッドマーク・当グ
ウ ホ間を運行
る 型電車『号』 白 琵琶湖と大津 文字がた
ド
ク 当
社『いんたーらけん』『いんたーらーけん２』に黒いアイベックス（大きな角を持った野性のヤギ）が描かれINTERLAKENの文字の入ったヘッドマーク）
竣工翌月の1979年8月2日に開催された全国高校総合体育大会のおり、名誉総裁の皇太子殿下、同妃殿下がヨット・ボート競技
ご観戦のためご乗船されるなど、琵琶湖の観光や住民など人々の足として、長年活躍してきました。
しかし、地球温暖化などの環境問題が世界的に注目され始めだし、当社保有船舶の中で２サイクルディーゼル主機関を搭載している『いんたーらーけーん』について、４サイクル機関への換装を検討しましたが、機関室容積等の問題で換装を断念しました。
２００２年１月に自主的に運航を自粛し、約７年間に渡り雄琴港に係船しており、今回の新造船建造計画において当初は廃船予定でした。

デザインパース

4

写 真

一般配置図

5

３．設

備

【１階客室】
１．レイアウト例

和風 畳
２．客室サイド開放時

セミナー

会議

パーティー

３．映像設備

120インチプロジェクター

46インチ液晶モニター2台

32インチ液晶モニター2台

４．その他

厨房設備

多目的トイレ

操舵室【１階後部円形デッキ】

円形デッキ

スタジアム階段

環境学習イメージ

コンサートイメージ【２階オ プンデッキ】【２階オープンデッキ】

6

【環境関係】

BDF対応機関【環境学習機材】

風力発電

ソーラー発電
ソ
ラ 発電

採水器

放射温度計

フィールドスコープ

溶存酸素計

軟水測定器

生物顕微鏡

急速生分解性潤滑油

双眼鏡

生物顕微鏡モニター
出力CCDカメラ

PH測定器

プランクトンネット

7

マルチハル（多胴）船のフィジビリティ検討委員会
委員長

池田

良穂

副委員長

鷲尾

祐秀

幹事

西川

達雄，桃木

勉，片山

委員

赤木

新介，梅田

直哉，小川

剛孝，小澤

宏臣，

柏木

正，塩田

浩平，高品

純志，成行

英司，

二瓶

泰範，正岡

孝治，丸尾

安川

宏紀，柳田

徹郎，吉田

徹

孟，森下美津恵，
基樹

マルチハル船のフィジビリティ検討委員会報告書
2009 年 3 月 25 日
発行

社団法人

日本船舶海洋工学会

マルチハル船のフィジビリティ検討委員会〒105-0012

東京都港区芝大門 2-12-9

浜松町矢崎ホワイトビル
電話

03-3438-2014，2015

FAX

03-3438-2016