まき網運搬・探索兼業漁船用電気推進システムの開発
担

当

機

関

名

研

ヤンマー株式会社

究期間

平成 19 年度～20 年度

2 ヵ年の研究成果
１．技術開発課題の目的
現在、大中型まき網漁業は一般的に 5 隻体制（本船 1 隻、運搬船 2 隻、探索船 2隻）で操業を行っているが、原油価格高騰や魚価低迷による水揚金額の減少により、経営状態は厳しく、船団の縮小等による経費削減の対策が急務となっている。このような状況の下、電気推進システムのメリットを活かし、運搬機能と探索機能を兼ね備えかつその機能を向上した新たな漁船像の創出を目的に、運搬・探索兼業漁船
用電気推進システムを開発する。

２．技術開発課題の内容（１）技術開発の実施に必要な事業
ア． 基礎となる試験研究の概要及び技術開発の目的
・井上喜洋・熊澤泰生・松下吉樹：大目合まき網模型による. イワシ漁獲実験, 水工研技報, 22, 101-104, (2000).
・井上喜洋：時代のニーズに合ったまき網漁具,海洋水産エンジニアリング,(社)海洋水産システム協会,40-55,(2007.1).
・

井上喜洋・他（複数執筆）：ポッド型推進器採用の電気推進システムの漁船への導入に関する調査研究（平成 17 年度報告書）、漁船漁業地球温暖化対策導入事
業、（独）水産総合研究センター水産工学研究所漁業生産工学部（2006）
まき網船団のスリム化を達成するためには、操業作業の分担内容を検討し、船団を構成する各船の作業の削減と作業能力の複合化を図る必要がある。従来の探索船は、探索作業を主体に灯船の支援及び網船や投網されたまき網の形状を保つ裏漕ぎ等の幅広い役割を分担している。これらの機能に運搬機能を加えた複合的な作業が可能な運搬・探索船を創出するためには、操業作業（漁具・漁法）の合理化を進め作業の軽減化を図ることが必要となる。特に、運搬機能を備えるためには従来の小型探索船と異なり、大型船となるため、投網展開されたまき網の内外を自由に移動すること及びこまめな裏漕ぎ作業を実施するこ- 1 -とが難しくなるが、2 基のポッド型電気推進器を装備することにより操船性能が高まり可能となる。しかし、ポッド型電気推進器は従来船と異なり船尾に独立した突起物が設置されることになり、移動作業中に投網展開されたまき網の浮子綱、弛んだ網地等が絡む危険性が極めて高くなる。このような障害を防止解決するためには船（推進器）とまき網漁具の干渉についての技術的対策研究が必要となる。
技術開発シーズは、まき網の構造に大目網を取り入れて従来と同様な操業が可能である
こと、網地の弛みを減少させるために網構造を、グローブ・ネット方式に変えることにより達成可能であること及び揚網中の網地の変形と船体との関係について研究されたものである。今回の技術開発を行う上で、まき網の網構造及び網地の弛み等について有益な知見とノウハウを有するこれら成果の応用研究を進めることは運搬・探索船を創出するために必要不可欠な課題である。

イ．技術開発の内容等（ア） 技術開発の内容
技

術
項

開

発
目

実施年度
19

技

20

術

開

発

の

内

容

1)模型試験による操業状態の解析①模型船の製作○②模型網の製作○

・まき網運搬・探索兼業漁船の模型船は、バドックフロ
ー船型、従来船型の 2 パターンを想定した大型模型を市販のミニボートを改造して製作し、網越えキール及び電気推進ポッドに替わる船外機を取り付けた。
（実施した研究機関：ヤンマー(株)）・模型網は実物網の一部を約 1/5 縮尺で作成し、模型船を用いた網越え試験をセミフィールドで行った。また、
実物網の約 1/400 模型網を作成し、潮（流れ）による
網形状の変化を水理実験により調べた。
（実施した研究機関：ヤンマー(株)、鹿児島大学）
・セミフィールド試験及び水理実験の結果から漁船の推進装
置と漁網の相対的な位置関係について解析を行った。
（実施した研究機関：ヤンマー(株)）2)船型と電気推進システムの開発①最適船型の開発
研究○②網越え装置の実
船構造研究○③電気推進システ
ムの最適化研究○・操業を可能にするとともに船体抵抗値をミニマム化できる CFD 活用による船型設計と、水槽試験による船型開発を実施した。
（実施した研究機関：ヤンマー(株)）・H19 年度模型実験した網越え装置を実船の船尾に装着すべく構造研究・設計を実施した。
（実施した研究機関：ヤンマー(株)、鹿児島大学）-1.上記水槽試験結果から推進電動機、推進装置の容量を決定した。
（実施した研究機関：ヤンマー(株)）- 2 --2.操業時の各負荷パターンにおける負荷（kW）を調査分
析の上、システム効率を最高に出来る電気方式（ＣＰＰ方式、I/C方式）を選択した。
（実施した研究機関：ヤンマー(株)）-3.決定した電気方式のシステム機器を選択した。
（実施した研究機関：ヤンマー(株)）-4.機関室をミニマム化できるシステム機器の最適配置を研究した。
（実施した研究機関：ヤンマー(株)）（イ）技術開発の担当者
所（○印：主任研究員）

属役

ヤンマー㈱ 特機エンジン事業本部
システム開発部システム技術グループ
ヤンマー㈱

氏

名

グループリーダー

○清河

勝美

部長

中島

史雄

専任部長

佐藤

政治

－

鬼追

和睦

特機エンジン事業本部
システム開発部

ヤンマー㈱ 特機エンジン事業本部
特販営業部営業企画部
ヤンマー㈱ 特機エンジン事業本部
システム開発部システム技術グループ

職

同

上

－

谷口

立夫

同

上

－

村井

誠

代表取締役

玉島

正裕

流体テクノ有限会社（ウ）技術開発の実施場所①ヤンマー株式会社

特機ｴﾝｼﾞﾝ事業本部

兵庫県尼崎市長洲東通１丁目１－１②鹿児島大学水産学部

鹿児島県鹿児島市下荒田４－５０－２０③流体テクノ有限会社
長崎県佐世保市名切町３番３号④株式会社

西日本流体技研

長崎県佐世保市小佐々町黒石３３９－３０

ウ. 技術開発の実施結果(ア) 運搬・探索船の浮子越え装置
従来の探索船は、探索、灯船の機能及び網船や投網されたまき網の形状を保つ裏漕ぎ等の- 3 -幅広い役割を分担しているため、まき網を越える必要がある。本
研究の運搬・探索兼業船は運搬機能を備えるため、探索船より大型船となる。大型船がまき網内での移動及びこまめな裏漕ぎ作業を実施することは難しくなるが、2 基のポッド型推進器を装備することにより操船性が高まり可能となる。しかし、ポッド型推進器は従来のシューピース付キール船と異なり船底に独立した突起物の形となり、移動中にまき網の浮子綱、弛んだ網地等が絡む
危険性が予測される。このような障害を解決するため、ポッド型推進器を備えた運搬・探索船の浮子越え装置として、図 1 に示す
プロペラ・ガード・キールを考案した。この装置の実用性を検証

プロペラ・ガード・キール

するため、以下の模型実験を実施した。

図 1 浮子越え装置①大型模型による浮子越え装置のセミフィールド実験
浮子越え装置としてプロペラ・ガード・キールの実用性を実証化するためには、実際のまき網及び運搬・探索船を類推できる程度の規模の実験が必要となる。
セミフィールド実験用の模型まき網漁具としては、実物まき網の一部を約 1/15 縮尺で作成した。
模型は浮子
綱長 30m（実物換算 450m）とし、網丈は浮子側を中心に約 5m（実物換算 45m）とした（図 2 参照）。また、約1/15 縮尺の大型模型船として市販の長さ約 3m のミニ

図 2 まき網浮子側部分模型

ボートを使用し、これに模型船のポッド型推進器模型として 1.47kW（2PS）出力の船外機 2 台を搭載した（写真 1参照）。大型模型船は、竹竿を使用し従来のキール船（スケグ付き船底）を想定したキール船及び 2 本の竹竿製プ
ロペラ・ガード・キールを装備した運搬・探索船模型の 2種類とした。
これら大型模型船の詳細図を図 3、4 に示す。

写真 1 大型模型船

2950

2950
2025

635

500

620

220 170

390
1400

100

300

2090

260

82
100 170

130

80

460

425

650

620

1640

82

380

425

3000

10 mm

90

50 mm
43 mm

1700

1000

1190

1260

1500

1450

図 3 キールを備えた従来船模型

1450

640

図 4 プロペラ・ガード・キールを装備した運搬・探索船模型- 4 -セミフィールド水域は鹿児島市鴨池地先の堤防で囲まれた自然海域（通称：長水路）をあてた。実験ではこの長水路両側の堤防にまき網
部分模型の浮子綱を取り付け（図 5 参照）、まき網部分模型を海面に設置した。模型まき網の実験条件は、浮子綱の張力を、約 5kgf と無負
荷の 2 種類とした。また、網の水中形状は、A：

図 5 浮子越え実験イメージ図

浮子綱から鉛直に網地が吊り下がる状態、B：浮子綱から水平距離約 1.5m 離れた網地水深を約 30～40cm に浮子で保つ網吹かれ状態の 2 種類とした。
模型船が浮子綱を越える際の航走条件としては、船速を高速（平均6.5m/sec）、低速（平均4.1 m/sec）及び一旦停止の3種類とした。航走は浮子綱に対して直角になるように操船し、同一条件で往復航走をした。また、航走時はほぼイーブンキールを保つために操縦者の外にバランス保持者を船首側に乗船させた。更に模型船が浮子綱を乗り越える際の水中状況を把握するため、ダイバーによる水中撮影を行い、映像記録を検討資料とした。
2007 年 8～12 月に実験を実施した。実験は、浮子綱張力の有無及び網地状態 A、B（網吹かれの有無）について航走条件（高速、低速及び一旦停止）毎に実施した。従来キール船を想定した竹竿キール船模型は、浮子綱張力の有無及び網地が吹かれた状態においても、浮子綱を支障なく乗り越えた。一方、運搬・探索船模型に装備した竹竿製プロペラ・ガード・キー
ルも、基本的にポッド型推進器を想定した船外機プロペラへ浮子綱及び網地が絡むことなく、
いずれの条件においても浮子綱を乗り越えた（写真 2 参照）。従来竹竿キール船模型の場合、船底と竹竿キールの角度は約 16 度、竹竿製プロペラ・ガード・キールでは約 12 度と緩い。
いずれの角度でも浮子綱乗り越えに支障はないが、後者の方がスムーズな動きであった。また、推進器と竹竿キールとの間隔は従来竹竿キール船模型で 220mm、竹竿製プロペラ・ガー
ド・キールで 100mm であったがいずれも浮子綱及び網地が絡むことは無かった。
これらの試験で使用した竹竿キー
ル及び竹竿製プロペラ・ガード・キールの基本的な構造に問題は認められなかったが、工作上の問題点が

写真 2 浮子綱乗り越え実験 水上(左)と水中(右)生じて、度々浮子綱及び網地が竹竿を支える金具及びビス等に絡む現象が認められた。これら竹竿キールを支える金具との隙間及び取り付
けビスは 2～6mm（実物換算 30～90mm）の段差となる。これら絡みのビス防止は、写真 3 に示すような金棒

隙間

写真 3 竹竿支持具 改良前（左）と改良後（右）によるガード及びビニールテープによるカバーにより解消した。

- 5 -

②水槽模型による浮子越え装置と浮子綱の干渉実験
実験には、セミフィールド実験で用いたまき網の抽出模型から更に浮子綱のみを抽出した模型を用いた。想定される実物に対する模型の幾何学的相似比を 1/15 とした。浮子の直径と余剰浮力は 9cm と 0.5 kgf であり、浮子の取付け間隔 23 cm に合せて浮子形状を計測するための計測点を設定した。この浮子綱を大型回流水槽に浮かべ、まき網を浮子越え装置が水中に抑え込む状態を再現するために、装置間隔と水深を変化させることが可能な浮子抑え装置
を水路上に取り付けた。浮子抑え装置が浮子綱に作用している状態を写真 4 に、実験装置の模式図を図 6 に示した。

図 6 実験装置概要

写真 4 浮子綱と浮子抑え装置

浮子綱両端には 1 kgf 刻みで 0～5 kgf まで錘を作用させ、浮子綱に作用する張力を 6 段階変化させた。浮子抑え装置の間隔は 80 から 150 cm までの 4 段階に設定し、装置水深は水面を基準として 20 から 50 cm まで 4 段階に設定した。これらの組合せによる 96 条件について
浮子綱形状を計測した。計測点の座標計測は電子式墨出し器を用いて行った。
作用させた錘の重量を変化させた場合の浮子綱形状の変化を装置間隔が 150 cm で水深が50 cm の場合について図 7 に示した。浮子綱形状は、装置の作用点と作用点の間については
錘重量の増大に伴って逆カテナリーの弛みが減少し、錘重量が 3 kgf 以上でその変化が小さくなった。作用点外については錘重量の増大に伴って曲線的な形
状がより直線的な形状となり、錘重量が3 kgf 以上でその変化が小さくなった。
これらの結果から、浮子越え装置実装の設計には浮子綱に作用している張力がより小さい条件に注目する必要があるとい

図 7 浮子綱形状（綱張力を変化させた場合）える。
装置の作用点間隔を変化させた場合の浮子綱形状の変化を錘重量が 0 で水深が 50 cm の場合について図 8 に示した。浮子綱張力に差がないため、装置外においては浮子綱形状に大きな差が認められないが、装置の作用点と作用点の間については概ね装置間隔の増加に伴って逆カテナリーの弛みが増加する傾向が認められた。装置間隔が 110 cm の場合においては、これを除く他の場合の装置間隔の増加と弛みの増大の傾向から大きく外れて弛みが大きくなっ- 6 -たが、これは装置間隔を 80、110、130 cmと変化させた場合の浮子綱長が約 80、138、
138 cm となり、浮子綱長の変化が他の変化の傾向と異なったためと考えられる。
装置の作用点深さを変化させた場合の浮子綱形状の変化を錘重量が 0 で装置の作用点間隔が 150 cm の場合について図 9 に示し
図 8 浮子綱形状（装置間隔を変化させた場合）た。装置間の弛みを読み取ると、作用点水深が 50 から 30 cm まで減少した場合、弛み
は 17.4 から 19.9 cm まで線形的にわずかに増加した。
作用点水深が 20 cm の場合は 16.4
cm で最小となったが、これは浮子綱中央部が水面に達していたことによる。
図 10 に錘重量が 0 の場合の装置作用点水深および間隔と弛みとの関係を示した。これより浮子綱に作用する張力が小さい場合、

図 9 浮子綱形状（装置水深を変化させた場合）

弛みは作用点水深に応じてわずかに変化するものの、作用点間隔に対しては大きく変化することがわかる。また、間隔 110 cm では他のものと比べて間隔に対する綱長が相対的に長くなっていることから弛みは多くなっており、この事は浮子綱が全体を通して余剰浮力が均等で滑らかな綱と考える事はできないこと、浮子越え装置と浮子綱の作用部位との間には｢ひっかかり｣として作用する力が存在し、装置間の浮子綱形状を推定

図 10

装置水深と弛み

する上で無視できないことを意味する。
③魚汲み作業時の推進器網絡み防止
運搬・探索船が操業中のまき網近傍で活動する際、潮流によるまき網の網地の撓み形状（吹かれ）と船底及び推進器への影響を検討するため、まき網全体模型を用いた水槽実験を実施した。網は実在するまき網の縮小モデルを作成した。全体の縮尺比は 1/260 で目合比は 1/3.3とした。網地は材質をテトロンとし、12 節 22 本撚りとした。実物の重量と余剰浮力はそれ
ぞれ 7,246kgf と 8,260kgf であったが、模型則にしたがって沈抗力を設定すると網裾が速やかに沈降しないため、32.5g から 117.5gf に増量した。
実験は鹿児島大学水産学部大型回流水槽で行った。水路上で円形に模型網を投網するのは困難であるため、あらかじめ浮子縄長に合わせた円形枠を作成し、これに模型網を取り付け、水路上に固定した。この模型網に 0 から 30cm/s までの範囲で流れを与え、流速の変化に伴う- 7 -網成りの変化を観察した。また、実験中に撮影された網成りの画像から網地の吹き上がり角を計測した。
設定流速に対する網成りを
写真 5 に示す。また、画像から計測された吹かれ角を図 11 に示す。ここで、吹かれ角は網と流れの成す角とする。
網裾を閉じた状態での計測であるため、流速が 0 であっても吹かれ角

写真 5 流速に対する網成りの変は 62°程度であった。流速がするが、この場合吹かれ角が 13°まで減
少し、角度として 1/3 程度、網裾水深として 1/4 まで減少した。 これらのことから、操業中漁船がまき網の浮子綱の中70

吹かれ角（°）

30 cm/s では実際にはおよそ 1kt に相当に入った場合、プロペラに網地が接触す

60
50
40
30
20
10
0
0

る可能性が非常に高く、操業中に浮子綱

5

10

15

20

25

30

35

流速（cm/s）

内に入らない操業方法の確立や入った図 11 設定流速と吹かれ角場合であってもプロペラに接触しない構造の開発が必要であると言える。一方、運搬船として魚汲み作業に従事する場合、網の潮下側に位置することになれば、船底下に網が吹かれてくる。従って、推進器と網地の関係は
前述の網内作業に従事する場合と同じとなる。
④浮子綱の引っ掛かり抵抗に関する水槽実験
実際に使われているまき網の浮子綱のみを用いた。浮子の長さは 20 cm であり直径は 18 cmであった。浮子綱は直径 30 mm と 28 mm のポリエチレン製ロープの二本で構成し、後者に浮子

図 12

引っ掛かり抵抗計測装置の概要を通して 38cm 間隔で取り付けた。これらの浮子と綱を合わせた単位長さ当たりの余剰浮力は 87.7
N/m であった。
引っ掛かり抵抗は、図 12 に示す専用の計測装置を製作して計測した。鉄板に浮子綱を通すガイドを取り付け、また、通過時の引っ掛かり抵抗により鉄板に曲げモーメントが作用することを考えて中央部に歪ゲージを張り付けた。歪ゲージは曲げモーメ
ントのみを計測するように結線し、歪アンプを介して引っ掛かり抵抗をパソコンに記録した。

写真 6

- 8 -

計測装置全体浮子綱を鹿児島大学水産学部の大型回流水槽の水面に浮かべ、水槽フレームに固定された引っ掛かり抵抗計
測装置のガイド部に通した。実験装置の全体を写真 6 に示した。浮子綱の一端は自由端として固定せず、もう一端を浮子一個が計測装置のガイド部を通過するまで水平方向に引っ張った。この時、浮子綱の引っ張り開始前
からガイド通過後まで歪アンプの出力は時系列データ
としてパソコンに記録し、その最大値を引っ掛かり抵抗

図 13

計測記録の一例とした。記録の一例を図 13 に示す。
引っ掛かり抵抗は 9 回計測し、その平均値を算出した。計測結果を表 1 に示す。計測の最大値、最小値および平均値はそれぞれ、374.9 N、292.6 N および 330.2 N であった。実験結果で計測値に大きな差が生じたのは、浮子綱の引っ張り方法に差があり、徐々に力を加えるこ 表 1 引っ掛かり抵抗計測結果 (単位；N)
引っ掛かり抵抗とができた場合と衝撃的力が加えられた場合と引っ掛かり抵抗が混在したことによると考えられる。浮子越え装

１

292.6

６

317.4

置が浮子綱に接触し浮子綱上に乗りあがる過程

２

293.2

７

338.3

を考えれば、力は徐々に作用していくと考えられ

３

330.2

８

361.9

る。ここでは、平均値 330.2 N をこの浮子綱の引

４

312.4

９

351.2

っ掛かり抵抗とした。

５

374.9

平均

330.2

⑤浮子越え装置による浮子綱の水中形状に関するセミフィールド実験

実際のまき網の浮子綱で、引っ掛かり抵抗の計測に用いた浮子綱と同じものを使用した。全長は 45 m であった。
浮子越え装置が浮子綱を水中でその浮上を抑え込んでいる状態を再現するために、写真 7 に示す浮子越え装置の浮子綱抑え部分の模型を作製し、浮子綱をこのローラー部の下に通した。これには浮子綱の全体が水中に完全に没することが可能であること、装置が漁船に取り付けられた場合その間隔が一定であることから浮子綱抑え部

写真 7

浮子越え装置の模型

分の模型間隔が実験中に変化しないことを満たすようにした。浮子抑え部の模型二個で浮子綱を抑え込み、それぞれの装置を水中重量約 1000 Nの砂入り土俵で固定した。
実験は鹿児島市与次郎ヶ浜の長水路で行った。実験時の水深は約 3 m であった。浮子綱
は一端を浮子抑え装置に固定し、もう一端をあらかじめ固定していた浮子抑え部のローラ
ーを通して水上に出し、浮子抑え装置間の浮子綱長が 3.1 m になるように水上で調整した。
浮子綱の抑え込みは二個の浮子越え装置とセンターキールによるものと考え、漁船の船幅から浮子抑え部の間隔を 3 m とした。これらの浮子綱長と浮子抑え部間隔は、浮子綱の引っ掛かり抵抗と浮子綱の単位長さ当たりの余剰浮力を参考とし、それぞれ、343.0 N と 87.7
- 9 -

N/m としてカテナリーの基本式(式 1)のカテナリー係数(式 2)を推定して求めたものである。
y = c (cosh(x/c-1))

(1)
写真 8

c = T / F

浮子綱の水中形状(2)

ここで、c は浮子綱の張力の水平分力と単位長さ当たりの浮子綱の余剰浮力との比である。浮子綱の形状は、綱を概ね四等分する位置に小型の水深計を取り付け水深を計測し、隣接する計測部の水深差と浮子綱長を写真 9基にして推定した。

浮子抑え

水中の浮子抑え部の状態と浮子綱全体の状態を写真 8、9 に示す。その形状は概ねカテナ
リー形状と考えられる。推定計算値と水利実験の結果を図 14 に示す。ここでは浮子綱の最浅部を原点として、横軸に水平方向の距離を、縦軸に水深をそれぞれ示している。この図より、全体的にカテナリーとして推定した浮子綱形状と水利実験よる結果とが一致することがわかる。浮子越え部の設定水深は、浮子綱形状のみならずカテナリーカーブの頂点と基点、すなわち浮子綱の最深部と最浅部との深さ方向の差である弛み度を参考にして決定するものと考えられる。浮子綱の引っ掛
かり抵抗や余剰浮力から推定した弛み度は0.29 m、実験では 0.39 m であった。水深計の精度を考慮すれば両者の値はほぼ一致す
図 14ると言える。

浮子綱形状の推定と実測結果（イ）模型船水槽試験による最適船型の開発研究
旋網運搬・探索兼業船は、探索船のもつ操船性と、運搬船の機能である積載能力・高速性を兼ね備える必要がある。最近の探索船および運搬船の船長と船幅を比較したものを図15 に、喫水も考慮し無次元化したものを図 16 に示す。探索船と運搬船の寸法は大きく異
3.5

10.0
運搬船

9.5

運搬船

探索船

探索船

9.0

3.0
8.5

Ｂ／d

Ｂ（ｍ）

8.0
7.5

2.5

7.0
6.5

2.0

6.0
5.5

1.5

5.0
30 31 32 33 34 35 36 37 38 39 40 41 42 43 44 45 46 47 48 49 50 51
Ｌｐｐ（ｍ）

図 15 まき網運搬船と探索船の船長と船幅- 10 -

4.0

4.5

図 16

5.0

5.5
Ｌ／Ｂ

6.0

6.5

L/B と B/D の関係

7.0

なるが、無次元値で見ると大差はない。兼業

表 2 開発船型

船の初期設計の方針として、従来の運搬船の主要目をもちつつ痩せ型化とすることとした。また操船性を考慮して、2 軸の全旋回ポッド推進機が装着できる船型とした。以上の検討から次のような初期目標値を定めた。
・

船速は 17 ノット以上

・

全船長は約 45ｍ

・

魚倉容積 300ｍ3 以上

程度

低抵抗船型の改良を進めると同時に、魚倉配置、推進システム、あば越え性の検討も加えながら、回流水槽を用いた模型船実験を基にした

船型１
E
44.50
10.40
3.35
1020.9
4.39
14.99
3.11
5.73
5.47
646.1
428.2

船型２
J
49.00
9.20
3.35
949.7
4.17
15.32
3.16
4.15
4.73
660.0
406.7

船型３
L
52.00
9.20
3.35
947.1
4.19
14.83
4.73
3.99
4.74
643.0
408.8

Lpp
B
Design draught
DISP
TPC
MCT
LCB
LCA
TKM
W.S.AREA
WLA

m
m
m
t
t/cm
tm/cm
m
m
m
m2
m2

L/B
B/d
CB
CP
CW
CM

-

4.279
3.104
0.64240.68900.92510.93245.326
2.746
0.61350.67420.90220.91005.652
2.746
0.5766
0.63360.85440.9100

総トン数（GT)
魚層容積

ｔ
m3

420
300

380
330

380
330

船型開発を進め、順次船型 1、2、3 が設計された。これらの船型主要目を表 2 に示す。

写真 10-1 模型船(船型 1) 写真 10-2 網越え用付加物 写真 10-3 大型化船首バルブ

写真 11 波形－全付加物付 17 ノット相当（Fn=0.399）、トリム無－
船型 1 は、探索船の操船性能を保持するため、運搬船としては船長の短い船型を基にして長さを決め、図 16 に示した L/B から船幅を決定し、表 2 に示すように運搬船と比べると喫水が浅く
B/d が大きな船型となる。船尾は、あば越え性のためプロペラ軸深さを浅くしたく、プロペラ上方の船底形状をタンネル式とした。ポッド下部にシューピース型あば押さえが取り付けられ、船尾肩波防止と横揺れ防止用のサイドフィンが装着された。船首部は造波を抑えるため突出型のバルバスバウを採用した。船型 1 の模型船を写真 10-1
～3 に示す。観察波形を写真 11 に、実船換算有効馬力を図 17 に示す。アバ越え装置の影響は 0.1- 11 -

図 17 有効馬力曲線(船型 1)

～0.2 ノットで、15 ノットで約 10%、17 ノットでは約 3％の馬力増となり、速力が遅い時ほど影響が大きい。また、船首バルブの大型化は 0.2～0.3 ノットの速力向上であり、15
ノットにおいて約 7%、17 ノットにおいて約 10%の馬力減となる。
船型 2 は、船型 1 の結果を基に、造波レベルを抑えるよう主要目を変更した。Cp 曲線の違いを図 19 に示す。通常探索船はあば越え性のため突出型船首バルブは採用されないが、兼業船は探索船より船首肥大
度が大きく、船首波崩れを減少させる必要から、FPでの断面積を大きくした船首バルブを採用した。このバルブに縄が掛らないようバルブ上端の船体中心線上にプレートを設けた“船首プレート付突出バルブ”を採用した。また、船尾に格納式あば押さえバーを採用し、このバーの格納も兼ねて船尾肩波防止と横揺れ防止用のサイドフィンを装着した。船尾タンネルは、船幅が小さくなったことと、ポッド推進機の装着面と船底との境界が凸凹することによる抵抗増加を考慮して採用せず、船尾船底は平坦になっ

図 18

造波抵抗係数と形状影響係数（船型２）ている。満載状態(1)－相当喫水 3.35m、満載状態(2)－相当喫水 3.45m で船尾形状の変更
をトリムタブ付（改 1 船型）、船尾延長 1m＋トリムタブ付（改 2 船型）および船尾延長 2m＋トリムタブ付（改 4 船型）について検討した。波形観察より、原船型では船尾端後方の水面の乱れが目立ち、改 4 船型では、船尾端水面が切れた状態になる。造波抵抗係数 rW と形状影響係数 K を図 18 に示す。満載(1)状態において、改 2 船型は原型に比べ、造波抵抗係数が減少し約 0.2 ノットの速力向上が、改 4 船型はさらに 0.1 ノット弱の速力向上が見
込め、船尾端延長の効果は大きい。船首プレート付突出バルブはプレートと船首ステムが不連続なため船首端造波に改善の余地が見られた。
1.2
1.1

船型１
船型２
船型３

1.0

E
J
L

0.9
0.8

Cp

0.7
0.6
0.5
0.4
0.3
0.2
0.1
0.0
-1

0

AP

1

2

3

4

5
ORD

6

7

8

9

10

FP

11

図 20 ﾗﾝｷﾝｿｰｽ法による船側波高ｼﾐｭﾚｰｼｮﾝ
図 19 ３船型の Cp 曲
船型 3 は、これらの現象を改善するため、まず船首端プレートを船体の一部とした構造タイプとした。このため FP 位置が移動し船長が 3ｍ延びた。この見かけ上の船体延長により、表 1 に示すように Cb が小さくなり、また図 19 に示すように Cp 曲線は船体前半部が瘠せている。ランキンソース法による船側波高のシミュレーション結果を図 20 に示す。船首- 12 -

端の 波高が減少 し
てい ることが分 かる。また船尾波を減少さ せるため船 尾
端を２ｍ延長し、延長部 分にウェッ ジ

図 21を付けた。図 21 に船型 3 の船体線図

概略船型を示す。船尾のあば越え対策として、センタースケグ後方下端にシューピースを延長し、さらに船尾後端両舷から下ろしたバーの下端と前方船体にワイヤーを張ることとした。自航試験には実船プロペラ直径 2.40m に対応する直径 80mm の 4 翼ストックプロペラを使用した。回転方向は船尾から見て内回りである。自航要素を図 22 に、造波抵抗係数曲線を図 23 に示す。満載状態のトリム無と 0.5m の速力差は、14 ノット以下ではトリム無が0.1～0.2 ノット程度有利であるが、それ以上の速力ではほとんど差が無い。また、半載状
態は、満載状態に対し 0.1～0.2 ノットの速力アップである。観察波形を写真 12 に、限界流線を写真 13 に示す。

図 22 自航要素－満載状態、トリム無－図 23 造波抵抗曲線と形状影響係数

写真 12 波形 －17 ノット相当（Fn=0.368）、満載、トリム無－写真 13

限界流線 －17 ノット相当（Fn=0.368）、満載、トリム 0.5m－以上の３船型の結果をまとめて、船型主要目、模型装着付加物、計画満載状態における
15 および 17 ノットの有効馬力 EHP 等を表 3 に、有効馬力曲線を図 24 に示す。

- 13 -

表 3 船型主要目、アバ越え装置、有効馬力等の船型比較
船型

船型 1

Lwl(m)

48.958/LCB(%Lpp)
アバ越え装置

船型 2

船型 3

53.54

/ 6.99 aft

58.54/ 6.12 aft/ 8.77 aft・ﾎﾟｯﾄﾞ下部ｼｭｰﾋﾟｰｽ型 ・船首プレート

ｾﾝﾀｰｼｭｰﾋﾟｰｽ型ｱﾊﾞ押

ｱﾊﾞ押さえ・格納式船尾両舷アバ さえ＋船尾両舷ﾜｲﾔｰ・船尾ｻｲﾄﾞﾌｨﾝ

押さえ方式ｱﾊﾞ押さえ船型に関する・船長 Lpp の延長

・非突出船首ﾊﾞﾙﾌﾞ

主な変更点

・船首ﾌﾟﾚｰﾄ付突出ﾊﾞﾙ ・船尾張出長さ延長
ﾌﾞ

有効馬力

1091 (1.00)

15／17 ﾉｯﾄ
アバ越え装置732 (0.67)／2298 (1.00)

682 (0.63)／1409 (0.61)／1236 (0.54)

0.1～0.2 ﾉｯﾄ相当、EHP ほとんど無し

ほとんど無しによる性能低下 で 60～100kW(3～9%)。
局所船型形状

大型船首ﾊﾞﾙﾌﾞにより 船尾端 1m 延長、ﾄﾘﾑﾀﾌﾞの影響

約 0.2 ﾉｯﾄの速力向上。付で約 0.2 ﾉｯﾄ、船尾
17 ﾉ ｯ ﾄ 相 当 で は 約 端 2m 延長、ﾄﾘﾑﾀﾌﾞ付
230kW（約 10%）の EHP で約 0.3 ﾉｯﾄ(EHP 約減少。

図 24 3 船型の有効馬力 EHP 曲線11%)の性能向上。

（ウ）電気推進システムの最適化研究
水槽実験で得られた有効馬力から推進器を選定し、推進電力を計算する。同時に既存船の船内電力を調査して、推進と船内に必要な電力をまとめ、想定される運航パターンで発電機の運転台数を考慮した効率の良い運転が出来るよう、電気推進システムの機器構成を検討した。
水槽実験結果から船速計算を行った結果と推進器諸元を図 25 に示す。全旋回縦軸推進器

図 26

図 25

推進出力 BHP 曲線- 14 -

電気推進システム機器構成図

２基を、各 1200 kW の可変速電動機で駆動する推進システム機器構成図を図26 に示す。なお船内電力については実際の漁業者から、同等サイズの旋網運
搬船の電力需要を教えて頂いた。これ
らから研究船の想定される各操業状態
から停泊時も含めて、主発電機関３台＋停泊用発電機関の運転台数切換えにより、常に過不足の無い運航ができる
ことが確認された。これらの機器を搭載した研究船の一般配置図を図 27 に示す。
図 27

研究船の一般配置図

エ．考察
兼業漁船が網越えをするためには網と推進器との干渉をなくす必要がある。魚群を取り囲んだまき網の浮子綱は屈曲している部分が少なく、大きな張力を保っている。この状態で開発した浮子越え装置を装着した漁船が囲んでいる網内部に出入りする場合は、浮子越え装置間の浮子綱をさらに張ろうとする作用が働き、浮子綱張力は非常に大きなものとなる。また、漁船との遭遇前の浮子綱に張力があまり作用していない場合であっても、[逆ハの字]形に取り付けた場合には漁船の進入にともなって張力は増大するが、少なくとも今回の実験で計測した引っ掛かり抵抗に相当する水平張力より大きな張力の水平分力で浮子綱を支えると考えられる。また、綱の形状の算出には電柱間の電線の形状を示すカテナリー式を用いることが検討され、セミフィールド実験を含む水利実験によりその適合性が確認された。これらの結果、網越えのために船の性能面を犠牲にすることなく、優れた推進性
能と操船性を両立したまき網運搬・探索兼業漁船を開発することが出来た。

オ．まとめ
Ｈ１９年度の大型模型船で実施した浮子越えセミフィールド実験は人間が乗れる実際の操業に近い感覚での検証となり、結果の有効性に対するまき網漁業者の高い評価を得た。
また、魚汲み作業時の推進器網絡み防止を検討するための水槽実験により、操業時の潮による網地の吹かれ状況を検証することができ、この種の運搬・探索船が操業中の網内外において活動するために浮子越え装置の必要性とその妥当性を明らかにすることができた。
海中の旋網の吹かれと網越え時の挙動の映像と解析結果は他に例がなく貴重な資料である。
Ｈ２０年度は網越え装置について更に強度面、抵抗面の検討を加え実船仕様の構造研究・設計を行うと共に、これを備えた兼業漁船船型と電気推進システムの研究・設計を実施した。本研究で実施した一連の開発実験により、まき網の浮子越え装置として、両舷に- 15 -

備えたプロペラ・ガード・キールが、船の進行に伴い浮子綱及び網地を押し下げ、プロペ
ラに絡むことを防止する機能を充分持つことが明らかになった。すなわち、このような構造を持つ浮子越え装置（プロペラ・ガード・キール）を運搬・探索船が備えることにより、従来のキール船と遜色の無い機能を発揮する。
最後に本研究船は旋網運搬・探索兼業漁船として機能的に成立し、省エネにも優れたシ
ステム漁船として、旋網漁船の建造造船所から問題なく建造可能であることを確認し、また旋網漁業者から次期代船採用に高い評価を得ることが出来た。今後、本方式を用いた実船建造に結び付けたい。

カ．特許出願、学会発表等（ア） 知的財産権等なし（イ）学会発表なし- 16 -