昭和４４年横審第１２８号
機船ぼりばあ丸遭難事件

言渡年月日 昭和４７年１１月２８日
審 判

庁 横浜地方海難審判庁（乗田道雄、岡辺康荘、三田達三、参審員生野熊一、村田義鑑）

理 事

官 星野基、大伴叔了、福森正直、小林芳正

損害

船体第２番貨物倉付近で折損沈没、船長ほか乗組員３０名死亡、２名負傷

原

因

原因不明

主

文
本件遭難は、ぼりばあ丸が鉄鉱石を貨物倉ひとつおきに積載した場合、船側構造及び二重底の各強度が不足していたところ、バラストタンク内が予想外に腐食し、船体主要鋼材の腐食衰耗箇所に応力集中をきたした結果、第２番貨物倉付近において折損するにいたったものと考えられるが、船体の折損状況を確認できず、たほうでは、その他の原因が単一または重畳して船体、折損にいたった可能性も考えられ、結局、本件の発生の原因を断定することができない。

理

由

（事実）
船 種 船

名 機船ぼりばあ丸

総 ト ン

数 ３３，７６８トン

載貨重量トン数 ５４，２７１トン
排 水 ト ン 数
長６５，６５６トン

さ ２２３．００メートル（全長）２１３．００メートル（垂線間）

幅

３１．７０メートル

深さ １７．３０メートル

満 載 喫

水 １１．５０メートル

機 関 の 種 類

過給機付２サイクル単動６シリンダディーゼル機関１個

馬力 １５，０００軸馬力

建 造 年

月 昭和４０年９月

造所 Ｄ株式会社

船

船

級 日本海事協会ＮＳ＊及びＭＮＳ＊

船

質 全溶接構造鋼船

用

途 ばら積貨物船

航 海 速力 １４．８ノット（計画最高１５．９ノット）

受

人 Ａ

審

職

名 二等機関士

海 技 免状 甲種機関長免状

指定海難関係人 Ｂ
職

名 Ｄ株式会社専務取締役

指定海難関係人 Ｃ
職

名 Ｅ株式会社専務取締役

事件発生の年月日時刻及び場所
昭和４４年１月５日午前１０時３０分ごろ（日本標準時）
北緯３３度０分東経１４４度３６分（概位）

第１部 事 実第１、本船建造までの経緯
１、本船建造当時のすう勢
昭和３８年７月１日我が国海運の国際収支の赤字改善と海運企業の体質強化を図るため、「海運業の再建整備に関する臨時措置法」並びに「外航船舶建造融資利子補給及び損失補償法及び日本開発銀
行に関する外航船舶建造融資利子補給臨時措置法の一部を改正する法律」の、いわゆる海運再建２法が制定公布されたが、これを追って同年末ごろ、翌年春に予定されていたＩＭＦ８条国移行、更にＯ
ＥＣＤ加盟を控えて国際収支の一層の改善が論議され、政府はこの改善策の一環として貿易外収支のうち最も比重の大きい海運関係国際収支の改善を図るため、大量の外航船舶建造を改めて検討することとなった。運輸省は、この方針に基づき海運国際収支改善の目標、これに必要な船腹量、所要資金、船腹拡充計画遂行のための措置などについて検討を進めていたが、同３９年２月２７日次のような「海運国際収支改善策」を発表した。
①

昭和４２年度において貨物運賃収支を均衡させる。

②

このため３９年度から４２年度央までに５３８万総トンの外航船舶を建造する。

③

所要資金は、すでに手当ずみのものを除いて約３，２３４億円である。

④

船腹拡充計画遂行のための措置として船台の確保、船価の低減、開銀融資方針の再検討、邦船の効率的使用などが必要である。

この改善策は、前示海運再建２法とともに第２０次計画造船以降の飛躍的な新造船腹拡充の推進力となったものである。
いっぽう造船界においても技術革新の波がおし寄せ、船舶の巨大化、専用船化、高速化、自動化等の要望がいちじにわき上がり、ばら積貨物船については、従来船倉部がトップサイドタンク、船側肋

骨、ビルジホッパー、二重底及び前後の隔壁によって囲まれる船型で、比較的小型のものは建造されたが、船の長さが２００メートルを越える大型船は、国内船としてはまだ建造されておらず、昭和３９年第２０次計画造船において建造トン数が飛躍的に増大した際、大型ばら積貨物船に鉄鉱石など比重の大きい鉱石をも積載できる、いわゆる多目的ばら積貨物船が建造されるようになり、ぼりばあ丸
はこの種貨物船の第１船として、Ｅ株式会社（以下Ｅ社という。）の発注により、Ｄ株式会社（以下Ｄ社という。
）東京第２工場において建造された。
Ｄ社は、世界一の造船量を誇る日本造船界の大手６社中の１社で、本船建造当時その本社機構は第１表のとおりであるが、そのうち造船部門としては、本社に船舶事業部、地方に相生第１工場、名古屋造船所、横浜第２工場及び東京第２工場があり、社長には昭和３９年１１月以来Ｆが在職していた。
指定海難関係人Ｂは、同年１２月船舶事業部長となり、翌々４１年１２月から海陸を兼ねて営業を統轄し、翌々４３年１２月末機構改正による船舶事業本部長となり、更に翌４４年４月船舶営業本部長となって終始船舶関係部門の社業に参画していた。

２、Ｅ社、Ｇ社間の用船契約
本契約は、昭和３９年７月１０日日本において締結され、その内容の主なものは次のとおりである。
（１）船級 日本海事協会の最高船級（ＮＳ＊及びＭＮＳ＊）を有すること。

（２）機

関 １５，０００軸馬力（３）載貨容積 ６７，０００立方メートル（４）載貨重量 ５４，３００メトリックトン（５）満載喫水 １１．５メートル（夏期乾舷において）（６）速力 約１５ノット

（７）用船期間
１０年、ただし、その期間には１ヶ月の加減が認められ、用船者は第５年目の終わりまでに最後の４年間を解約する選択権を持つものとする。
（８）船主負担
乗組員の食料、賃金、領事査証料、雇傭料及び解雇料、船舶保険料、ボイラー水を含む船室、甲板、機関室並びにその他に必要な用品（９）用船者負担
燃料、港費、水先料、代理店手数料、口銭、領事査証費用（乗組員に関するものを除く。）及び
前記のものを除くその他いっさいの通常費用（10）用船料
載貨重量トン数（１トンは２，２４０ポンドである。
）１トンにつき１ドル８０セント（11）付帯条項の主なものは、次のとおりである。
（イ）本船の性能の調整は船主と用船者の間で毎年次の基準に従って行なうものとする。
ａ 積荷港または揚荷港を出航するときの全速力前進から、揚荷港または積荷港に到着するとき○の最初の減速時までの、ただし運河通過に要した時間と距離を除く、総航走距離に基づいて計算した平均速力が年間１４．８ノットを下回った場合、船主は用船者に対して１４．８ノット
を下回る１０分の１ノットごとに、１箇月載貨重量１トンあたり１セント４分の１を支払うものとする。
ｂ 本船の平均速力が１５．２ノットを上回った場合、用船者は船主に対して毎年超過ノット数○
１０分の１ノットごとに、１ヶ月載貨重量１トンあたり１セント４分の１を支払うものとする。
ｃ 調整は用船期間の各１年目ごとの終わりに行なうものとする。本船が平均速力１５．２ノッ○
トを越えたときには、用船者は船主に対して直ちにその差額を支払うものとする。平均速力が１４．８ノット以下になった場合には、船主は用船者に対して、次期の用船料のインボイス（諸経費の明細）においてその差額を支払うものとする。
（ロ）船主は左記の事項につき保証するものとする。
ａ○

本船はアメリカ合衆国バージニア州のハンプトンローズかノーフォークで石炭を積み込むのに適したものであること。

ｂ 本船を鉄鉱石の積込み、輸送及びグラブバケットによる揚荷に適するように強化すること。
○
ｃ 本船はペルー国のサンファン湾でマルコナ式積込み用ガントリークレーンの下で積込みが○できるだけの十分なバラスト能力を持っていること。
（ハ）本船は大体左記の主要寸法を有するものとする。
ａ 全
長 ２２１．０メートル○
ｂ 垂線間長さ ２１１．０メートル○
ｂ 船
幅 ３１．８メートル○
ｄ 深
さ １７．５メートル○
明細はパナマ運河当局に申請後最終的に決定するものとするが、必要な小規模の変更も本船の載貨重量または夏期喫水に影響を与えない範囲にとどめなくてはならない。

（ニ）本船の船倉は５とする。
（ホ）本契約は日本政府の承認を前提とするものとする。
用船契約では、船倉の数など取り決める必要がないと考えられるところ、（ニ）の条項は、後記のように主として荷役能率向上の見地から、本船の建造を請け負ったＤ社が事前に日本海事協会の了解を得たうえ、Ｅ社側から提案されたものである。

３、Ｅ社、Ｄ社間の建造契約
Ｅ社は、同社とＧ社との間に成立した前示用船契約に基づいて、Ｄ社との間に昭和３９年１２月２１日建造契約を締結した。その内容の主なものは次のとおりである。
第１条 本船の要目は次のとおりとし、乙（Ｄ社）は、別紙添付の製造仕様書及び図面に従って本船を建造する。
（要目省略）
第２条 乙は良質の材料、機械、器具等を用いて本船を建造し、完成後の本船が船舶安全法及び関係諸法令による検査に合格し、かつ、航行区域は遠洋とし、日本海事協会のＮＳ＊及びＭＮＳ＊の船級を取得するものならしめる。
第４条 乙は本船を本契約第１条及び第２条記載のとおり完成し、昭和４０年８月３１日までに造船所構内において甲（Ｅ社）に引き渡す。
第５条 本船の請負代価を金１８億４千万円と定め、甲はこれを次のとおり現金をもって乙に支払う。
（以下省略）
第１１条 本船の引渡しが乙の責めに帰すべき事由により第４条の引渡し期限（本契約の条項によって引渡し期限が正当に延期されたときはその期限）より遅延し、その遅延日数が１５日を越えたと
きは、乙はその１５日を越える遅延日数１日につき本契約第５条の請負代価に対し、同条第３項記
載の率によって算定した延滞料を甲に支払う。
第１４条 乙は本船満載状態で連続最大出力、静水及び船底清浄状態における第１２条の本船の試運転における速力が１５．９ノットより尐なくないことを保証する。本船の試運転における速力が１５．９ノットより不足した場合には、乙はその不足分４分の１ノットごと（端数は切り捨てる）に第５条の請負代価の１，０００分の５に相当する金額を違約金として甲に支払う。
建造契約書には、「添付の製造仕様書及び図面に従って本船を建造する。
」と定められているが、本船建造契約調印時に同契約書に添付された仕様書及び図面としては、当時運輸省及び日本開発銀行に建造許可申請用として提出した仕様概要書（昭和３９．８．１２調製）及び縮尺５００分の１の一般
配置図（別紙図面参照）のみであり、建造仕様書は建造契約書と分離し、そのうち船体については昭
和３９年８月５日付仕様書（船体部）により打合せが行なわれた。
本船は、後記のように試運転の際ビルジホッパーのトランスリング、横置隔壁の垂直防撓材等が広範囲にわたって座屈し、その修理補強工事が同４０年９月１３日にようやく終わって即日Ｅ社に引き渡された。建造契約書には本船の引渡し期限が８月３１日で遅延日数が１５日を越えたときは延滞料を支払うよう定められていたが、Ｄ社では遅延日数が１５日以内であったので、延滞料の支払いを免れた。
満載状態、連続最大出力状態における本船の試運転時の速力は、１４，７５０馬力に対して１５．

８５ノットであり、これを１５，０００馬力に換算すると１５．９５ノットとなり、建造契約書に定めてある１５．９ノットをわずかに上回った。左に同じ主要寸法、同型、同馬力の機関を有する類似船の海上試運転時における速力を示す。

第２ 本船の建造
１、建造の基本方針
前示用船契約に基づき、Ｅ社では第２０次計画造船にのせて本船を建造することとなり、前示建造
契約の締結にあたり、昭和３９年夏ごろ次の基本設計の条件を提示してＤ社にその建造を発注した。

①

積地がサンファン、サンニコラスで５０，０００重量トンの大型船であること。

②

積地のローダーの高さが低いので、貨物倉内にも海水を張って船側を沈め、ローダー作動を可能にすること。

③

貨物として鉄鉱石のほかに、大西洋岸よりパナマ運河を通航してアメリカ合衆国東岸から石炭輸送もできること。

Ｄ社はこれを受け、主として基本設計部長Ｈが本船建造の基本方針を決め、構造は多目的ばら積貨物船とし、主要寸法については、船幅はパナマ運河通航可能のため３１．７メートルとし、船の長さ
は船幅を考慮して２１０メートルとし、喫水はハンプトンローズを発航してからの燃料消費を考えパ
ナマ運河通航可能のため１１．５メートルをとって年間最大喫水とし、船の深さは載貨係数１ロング
トンあたり４７立方フィートの石炭を容積いっぱい積む場合を考えて１７．３メートルとし、船倉配置については、海水を船倉内に張らなければならない関係上、つり合いのため５倉か７倉にすることを考えたが、荷役能率向上の見地から５倉とし、倉口については１船倉につき１倉口とし、倉口長さは、第１番倉を約１３メートル、第２、３、４、５番倉をそれぞれ２７メートルとし、倉口幅は船幅の４０パーセント（以下％と略記する。）前後が標準であるので、これをとって約１３．５メートルとした。

２、船体部構造（一般配置図及び中央切断図参照）（１）一般配置
本船は、一層の全通甲板及び船首楼を有するばら積貨物船で、船橋及び機関室を船尾部に配置し、船尾は巡洋艦型、船首は球状船首を採用し、船体主要部分は二重底、トップサイドタンク、ビルジ
ホッパー及び船側タンクを連続せしめたセルフトリミング型二重船殻構造とし、貨物倉５倉、バラストタンク１０個及び燃料油タンク４個に分けられ、船尾部には上甲板上に５層の甲板を有し、下から順にボートデッキ、キャビンデッキ、キャプテンブリッジデッキ、ナビゲーションブリッジデッキ及びコンパスブリッジデッキと呼称され、２隻の救命艇は、ボートデッキに基部を有する重力式ダビットによってつり下げられ、平素はボート底部がほとんどキャビンデッキ面にくるよう巻き上げられており、ボートへの乗り降りは同デッキから行なうようになっていた。船首垂線後方約１４．５メートルから前方が船首楼をなし、同楼後端の中心に船首楼甲板からの高さ約１１メートルのフォアマストが１本立っており、強力甲板は、船体中央部において厚さ３８ミリメートル（以下単にミリという。
）のＤ級鋼を使用し、舷側との取合い部は曲率半径８００ミリの丸形ガンネルをなしており、船倉部の甲板には、各倉口すみ角部の外方で各倉口縁から約３．８メートル離れたところに、径約６００ミリのふた付円型マンホールが各倉について両舷に２個ずつ計４個あけてあって、直下のトップサイドタンクに出入りできるようになっていた。
（２）貨物倉船尾垂線前方約３４．４メートルから船首垂線後方約１２メートルの間の甲板下が貨物倉部をなし、貨物倉数は５個で各倉に１個ずつの大型倉口を有し、各倉の長さ及び容積は次のとおりである。

貨物倉部の横断面は、倉口、トップサイドタンク、二重船側、ビルジホッパー及び二重底によって囲まれるほぼ八角形をなし、船側及び水密隔壁を平板二重型構造としたため、倉内に突起が全くなく、荷役作業に都合のよい構造であった。貨物倉を５個としたため、各倉の長さが長大となり、容積の小さい第１番倉を除いた各倉については、横置隔壁の間隔が約３５．１メートルで、船側内壁間の幅約２９．６メートルに対し、貨物倉縦横比が約１．１８５となった。各貨物倉を区切る横置隔壁は、トップサイド、船側、ビルジホッパー及び二重底の各タンク内を貫通する本来の水密隔壁の船首側に、倉内に面する部分に限り１肋骨間隔をおいて付加的に横隔壁を設けて二重隔壁としたもので、各隔壁の垂直防撓材及び水平桁等はすべて二重隔壁ボイドスペース内面に設けられてあり、各隔壁下部は荷役の便のため斜板部をなしていたところ、本来の水密隔壁斜板部の下端が二重底肋板の中間に来るため、同所には直下の二重底の上下縦通材間の２肋骨間隔に厚さ１０ミリの補強板が取り付けられてあった。なお、第２番倉及び第４番倉は、サンファン及びサンニコラスで鉄鉱石積込みの際倉内に張水できるよう、深水タンクとしての強度を持たせるため、両倉内に面する隔壁材は高さに応じてそれぞれ増厚してあった。倉口は、第１番倉を除いて、いずれも長さ２７メ
ートル、幅１３．５２メートルの大型のもので、倉口すみ角部の応力集中を緩和させるため各倉口間の甲板を隆起甲板としたが、隆起甲板については、従来大型船特に鉱石運搬船では損傷が多い構造であるなどの理由により、設計の初期に日本海事協会から同方式をやめたほうがよいとの勧告を受けたものであった。倉口ふたには、エルマンスチールハッチカバーを採用し、隆起甲板に同カバ
ー巻取機をすえ付けて、船首尾方向に同カバーをす巻き状に繰り出したり巻き入れたりするようになっていた。
トップサイドタンクは、幅約９メートル高さ４．５メートル、倉内に面する斜板部の対水平傾斜角２７度で、タンク内には上壁に９個の平板甲板下縦通材（以下縦通材をロンジという。）が、船側壁に４個の、斜板部に９個の各逆山形ロンジがそれぞれ設けられ、倉口側縁から舷側方１番目と２番目との甲板下ロンジの中間に甲板から直下の斜板部に達する甲板下縦桁が設けてあり、また、
同タンク内の横強度部材として、４肋骨間隔ごとに厚さ９ミリのトランスリングが設けられ、同リングの中央部には高さ約２メートル、幅約４メートルのほぼ三角形の開口が設けてあった。船側部は、高さ５，１００ミリ、肋骨間隔９００ミリ、二重壁間隔１，０４５ミリであったが、いわゆる普通の肋骨はなく、各肋骨間隔に厚さ９ミリの仕切板を設けて肋骨に相当する役目を果させると同時に、船側外板と内殻板との間隔を保持させており、船側部の内外壁には特に補強材を設けていなかった。
ビルジホッパーは、幅３．９３メートル高さ７．７メートル、斜板部の対垂直傾斜角２６度、湾曲部の曲率半径２．３メートルで、タンク内に面する船側に８個、船底に３個、斜板部に８個の各Ｔ型ロンジが設けられ、トップサイドタンク内のトランスリングと同厚でほぼ同型のトランスリン
グが４肋骨間隔ごとに設けられていた。二重底は、幅２３，８４０ミリ、船底外板の厚さ１９ミリ、内底板の厚さ２０．５ミリで、船体中心線に沿い幅１，４９０ミリのパイプダクトを有し、その両舷側の二重底部をそれぞれ２個の側桁板で縦方向に３区画に区分したうえ、各区画のタンク内壁には、上部に４個ずつのＴ型内底板ロンジを、下部に同数の逆山形ロンジをそれぞれ設けてあり、また、横方向には、２肋骨間隔ごとに実体肋板が設けてあったが、これに連続すべきビルジホッパー
内のトランスリングが前示のとおり４肋骨間隔であったため、同肋板は１枚おきにその両端部が支えのない、いわゆる遊び端部となり、これを補強するため、各遊び端部にビルジホッパー内からバ
ランシングブラケットを設けてあったが、これは同タンクの中央の船底ロンジから同肋板の高さの約４分の３のところに達する三角板で、トランスリングの面積の約１０分の１にも満たないものであった。なお、第２、５番倉のトップサイドタンクをそれぞれ第１番及び第２番燃料油タンクとして主にＣ重油を積載し、その容積は合計約３，６５８立方メートルで、重油積込みは、第２番燃料油タンクの場合には、船橋直前の甲板上両舷側に設けられた重油取入口から流し込みによりこれを行なっていたが、第１番燃料油タンクの場合には、いったん機関室内の油移送ポンプで重油を引き、同ポンプによりパイプダクトを経て同タンクに圧送するようになっていたため、満量にするには約１０時間を要する状況であった。

３、適用規則関係
船舶安全法第８条には、「主務大臣の認定したる日本の船級協会の検査を受け船級の登録をなした
る船舶にして旅客船に非ざるものはその船級を有する間第２条第１項第１号ないし第５号（船舶の所要施設）第１０号ないし第１２号（積付設備等及び電気設備）に掲ぐる事項及び満載喫水線に関し管海官庁の検査を受けこれに合格したるものとみなす」と規定して、日本の船級を取得する一般貨物船については、検査に関する権限を大幅に日本海事協会に移譲している。同協会は、同法第８条に規定する、運輸大臣の認定を受けて船舶検査を行なうために船級登録及び構造検査等に関する規則集を作成しているが、同規則集は、登録規則、鋼船規則、揚貨装置規則、冷蔵装置規則、消防設備規則、型式承認船用品検定規則、船用品等検査試験規則、国際条約による証書に関する規則及び国際定格５．
５メートル級ヨット規則よりなり、このうち鋼船規則は、同規則集の大半を占める４１編よりなる規定であって、これらの規定の各条文は、造船技術の進歩改善に遅れないよう、技術委員会、管理委員会による検討、議決を経たうえ、ほとんど毎年のように修正あるいは添削が行なわれている実情であったが、それでもなお今日の日進月歩の造船技術の進歩には追随し難く、そのつど内規、通ちょうあるいは解説を発して鋼船規則の不備を補足解説するよう努めていた。
日本海事協会は、財団法人日本海事協会寄附行為の定めるところによりその業務を行なう機関であって、本船建造当時は、その中央機関として本部に総務部、船体部及び機関部の３部、総務課、会計課、管理課、船体検査課、船体調査課、機関検査課及び機関調査課の７課のほか、主として海運及び造船関係の代表者よりなる管理委員会、主として学識経験者よりなる技術委員会並びに技術研究所があり、地方機関として１２箇所に支部が設置されていた。左に同協会本部の組織を図示する。

船体検査課は、依頼者の提案にかかる船体及び艤装の設計の検討、承認及び補正に関する事項、船体に関する各種の製造承認に関する事項等を担当し、船体調査課は、船体に関し鋼船規則その他諸技
術規則の制定改廃に関する事項、船体に関する損傷調査に関する事項等を担当している。船体検査課
員Ｉはぼりばあ丸の図面検査にあたったが、図面検査の決定権は検査課長、検査課員にはなく、船体部長以上の上司が掌握していた。
本船建造にあたっては、昭和３９年版鋼船規則を適用したが、同規則には、第１編から第２６編まで及び第３０編に一般貨物船についての規定があり、特殊構造として、第２７編に耐氷構造、第２８編に油槽船、第２９編に鉱石運搬船の各規定があって、それぞれの目的に適応する構造上及び部材寸法上の特殊規定が設けられており、本船の船体に関しては前示一般貨物船の規定によったほか、第２９編中の倉内隔壁に関する条項を一部適用した。しかして鋼船規則は、一般貨物船についても鉱石運搬船についても、ホモジニアスローデング（以下ホモ積みといい、オールタネートローデングをオル
ト積みという。）を前提としたものであって、同規則に適合したからといってそれが直ちにオルト積
みを許容される根拠とはなり得ないものであり、また、本船は、第２９編に規定する鉱石運搬船としては、構造及び部材強度が相違するため、同規則にいう鉱石運搬船としての承認を取り付けることはできなかった。試みに本船と同じ主要寸法を有する鉱石運搬船について主要部材寸法を第２９編により計算すると、大要次の数値を得る。

また、本船に適用された内規は、昭和３８年版Ｈ・船体構造関係内規（以下Ｈ内規という。）で、同内規にはばら積貨物運搬船等のホッパー型ビルジを有する場合の中心線桁板の高さ、内底板、内底板付縦肋骨、ホッパーの箇所の船底縦肋骨、肋骨肘板に関する規定、トップサイドタンクを有する船の倉内肋骨の断面係数（Ｉ／Ｙ）に関する規定等があるのみで、ばら積貨物船内規は、まだ成案を得ておらず、船体調査課員Ｊが担当して、「バルクキャリヤの貨物倉二重底の曲げ及び剪断強度」と題する、いわゆるＪ素案ができており、これにオルト積みした場合の部材強度等の考えが導入されるにいたり、同素案が昭和４１年１月版ばら積貨物船内規の母体となった。その後同内規は、一部改正のうえ、翌４２年９月Ｈ内規の中にＨ３０ばら積貨物船として収録され、更に翌４３年３月一部改正されて今日にいたっているが、現在でもまだ鋼船規則本文中には明文化されていない。

４、日本海事協会の図面検査及び承認
本船建造に先立ちＤ社は、日本海事協会本部に鋼船規則第１編第２章に定める図面を各３部（本部
チェック用、支部検査用、返却用）提出した。その主なものは次のとおりである。
①

仕様概要書（３９．１０．１５受付）②

一般配置図（３９．１０．２０受付、４０．１．７承認）③

中央横断面図（３９．１０．１５受付、４０．２．１７承認）④

鋼材配置図（３９．１０．１５受付、４０．２．１７承認及び４０．２．１５受付、４０．４．
７承認）⑤

外板展開図（３９．１２．１７受付、４０．３．２０承認）

Ｄ社から提出された図面は、当初はキープランだけで他造船所から提出されるヤードプランの添付がなく、キープランの次にスカントリングプランが提出され、そのほかＤ社から参考用として次の計算書が提出された。
①

ミドシップセクションモデュラスＮＫ要求値計算書（３９．１０．１５受付）②

浸水計算書（３９．１１．９受付）③

カルキュレーションオブダブルボットムストレングス（３９．１１．３０出図）④

初期容積トリム計算書（３９．１２．２３受付）⑤

ビルジ構造の強度（４０．１．１８受付）⑥

縦強度要求値計算書（ＮＫ）第１回改正（４０．１．２２受付）⑦

ミドシップセクションモデュラス計算書（４０．２．１０受付）⑧

トリム復原力計算書（ホールド内バラスト搭載、４０．３．４受付）⑨

縦強度要求値計算書（ＮＫ、付バラスト状態）第２回改正（４０．７．１５受付）（１）水密隔壁の省略
Ｄ社は、昭和３９年１０月５日付をもって、船主であるＥ社の承諾書を添付して、日本海事協会に次の文書を提出し、水密隔壁の総数減尐の申請をした。
Ｅ社向け第９０２番船５４，３００トン載貨重量ばら積貨物船水密隔壁の総数減尐の件
本船は一般配置図に示すように、水密隔壁の総数を鋼船規則第１２編第２節第６条により要求される総数を満足しない７個としております。これは添付の浸水計算書に示すように、満載状態
において第１番貨物倉に浸水した場合に水線が限界線を超えないことを確認した結果によるものであります。この水密横隔壁減尐の件は、添付書類にありますとおり船主も了承しております。
上記御勘案のうえ、水密隔壁の総数を７個とする件御承認下さるよう御願い申し上げます。
鋼船規則第１２編第６条第１項には倉内隔壁について、船の長さＬが６７メートル以上の一般の貨物船には、前３条に規定する水密隔壁のほかに、倉内隔壁を適当な間隔で設けて、水密隔壁の総数が第１２・１表に掲げるもの以上となるようにしなければならないと規定されている。

本表は、造船界の経験、実績に基づいて標準として定めたもので、これによると隔壁の間隔はほぼ２０ないし２２メートルとなっており、船の長さＬの範囲は１６５メートル以上１８６メートル未満に対して９個と規定したものが最大で、船の長さ１８６メートル以上の船舶に対しては、外挿法により類推するほかなく、ぼりばあ丸の船の長さ２１３メートルに対する外挿値は計算上１１個となる。鋼船規則第３編第２条には、本則各編の規定に該当しない船体の構造及び寸法は、委員会で各編の規定によるものと同一効力を有すると認める場合に限り、これを規定に適合するものとみなすと規定され、また、第１２編第６条第２項には、船の使用上に支障があるときは、倉内隔壁の配置は本会の承認を得て前項の規定によらないことができると規定され、その取扱はＨ内規に決められている。同内規による水密隔壁省略の基準のうち、ぼりばあ丸に関係のあるものは、次のとおりである。
① 水密隔壁の配置が１区画可浸を満足するときは、規定と異なる配置を認める。
② 浸水計算に用いる浸水率は、貨物倉では６０％、機関室では８５％とする。
③ 二重の船側構造の船等安全性に対し特別の考慮がされている船の場合は、隔壁の配置につき特別の考慮が認められる。
日本海事協会は右の各基準のうち、③の二重船側構造の条項を優先適用して水密隔壁の省略を承認した。その基本的な考え方は、第１２編第８条第２項には、「倉内隔壁の間隔が３０メートルを

越えるときは、適当な方法によって船体の横強力及び横防撓性を維持するようにしなければならない」と規定されており、また、鋼船構造規程第２７０条には、「前４条の隔壁はその間隔をなるべ
く３０メートル以下となすべし」と、第２７１条第２項には、「前項の規定により隔壁を省略する
ときは部分隔壁、特殊肋骨等により適当なる補強をなすべし」とそれぞれ定められており、本船は貨物倉の数を５としたため、前示のとおり第１番倉を除き第２、３、４、５番倉の長さが３０メー
トルを越えるようになったのであるが、これに対し同協会は、船側肋骨と二重底を重点的にとりあげ、本船には船側肋骨はないが、二重船側を肋骨と考えた場合には、一見しただけでも肋骨の強度に十分余裕があり、念のため計算すると、当時の規則で一般貨物船に要求される値の約１０倍のＩ／Ｙがあり、トップサイドタンクのトランスリング下の肋骨については、５倍ないし６倍のＩ／Ｙがあること、また、二重底の強度については、Ｈ内規とＪ素案で検討した結果、特に割増し補強をする必要がなく、横強度は十分維持されているものと認めたためである。水密隔壁の省略を承認するにあたり同協会は、本船が二重船殻構造の船であるから、１区画可浸というのではなくて、念のために第１番貨物倉に浸水した場合について計算するようＤ社に指示し、これに対しＤ社から前示
浸水計算書が提出された。同計算書によると、総容積７，８０８立方メートル（初期容積トリム計
算書による。
）の第１番貨物倉に浸水率６０％とした場合、船首喫水が１４．４６メートル、船尾
喫水が１０．１５メートルとなり、本船の深さは１７．３０メートルで舷弧は梁矢によるものだけであるので、竜骨上面より限界線までの最小高さは１７．２２メートルとなり、最小時水線は限界
線を越えないことが確かめられた。この浸水計算は、容積の最も小さい第１番貨物倉内にのみ浸水した場合について計算され、ウイングタンクに浸水した場合を含めての計算は行なわれず、また、容積が１４，９１６立方メートル（初期容積トリム計算書による。）で第１番貨物倉のほぼ２倍あり、しかも空倉となっている第２番貨物倉については計算されなかった。同協会は、昭和４０年１月７日船体部長から東京支部長あてに次の文書を送り、同日付をもって一般配置図を承認した。
６５船検Ｐ１５号
Ｄ社（東京）第９０２番船隔壁省略に関する件
首題の件に関し別紙のとおりＤ社造船所から隔壁省略願が提出され、図面どおりの隔壁配置でさしつかえない旨造船所に回答しましたから御承知願います。
（２）中央横断面の断面係数（イ）Ｄ社の計算書
鋼船規則第１編第３条には船の中央部における船体横断面の最小断面係数（以下実測値という。
）の計算書を提出するよう規定されており、本船の計算書については、基本設計の段階において作成されたが、これが当時日本海事協会に提出されたか否か明らかでない。Ｄ社から参考用として同協会に、鋼船規則第１４編に定める中央横断面の断面係数（以下ＮＫ要求値という。）の計算書が３回、実測値の計算結果が１回提出されたが、そのあらましは次のとおりである。
ａ ミドシップセクションモデュラスＮＫ要求値計算書（３９．１０．１５受付）が当初提出さ○れたが、バラスト状態が変わったので同計算書は廃止となり、改めてＤ社から
ｂ 縦強度要求値計算書（ＮＫ）第１回改正（４０．１．２２受付）が提出された。同計算書に○は左記のように記載されている。ＺＤＫは強力甲板に対する断面係数、ＺＢＭは船底に対する断面係数である。
（ＮＫ要求値）ＺＤＫ＝２２．２０×１０６ｃｍ３（ＮＫ要求値）ＺＢＭ＝２２．８７×１０６ｃｍ３
なお、○
ａ 及び○
ｂ の計算書には理由の判然としない訂正箇所がある。
ｃ ミドシップセクションモデュラス計算書（４０．２．１０受付）同計算書にはサイトガーダ○
ーのマンホール、セレーション、エアホールを補正した結果、実測値は左記のようになった旨記載されており、
ＺＤＫ＝２２，２４９，４４０ｃｍ３（９９．７９％）
ＺＢＭ＝２２，９３９，０２０ｃｍ３（９９．８８％）
また、船底外板の板厚は、中性軸の位置が移動して鋼船規則第１５編第５条に定める板厚が１９．２２ミリに変わっている。
ｄ 縦強度要求値計算書（ＮＫ、付バラスト状態）第２回改正（４０．７．１５受付）、同計算○
書には左記のように記載されている。
（ＮＫ要求値）ＺＤＫ＝２２．１７×１０６ｃｍ３

実測値 ２２．２４９×１０６ｃｍ３（ＮＫ要求値）ＺＢＭ＝２２．８４×１０６ｃｍ３

実測値 ２２．９３×１０６ｃｍ３

結局、Ｄ社が当初計算書を提出してから４回目の計算書を提出するまでには９箇月の長期間を要したが、このようなことはきわめて尐ない事例である。
ｅ 最終計算書○
Ｄ社は、本件発生後昭和４５年６月１５日作成の断面係数計算書（中央切断一部訂正）を当
審判庁に提出したが、同計算書では、
ＺＤＫ＝２２，３０３，２００ｃｍ３（１００．０４％）
ＺＢＭ＝２３，０８５，１００ｃｍ３（１００．５３％）となっており、中性軸から強力甲板梁の船側における上面までの垂直距離（ＹＤ）は８．７９９メートル、同軸から竜骨上面までの垂直距離（ＹＢ）は８．５０１メートルとなっている。
（ロ）日本海事協会の計算書
ａ 同協会は、ＮＫ要求値を計算し、また、本船の中央横断面図について独自に実測値を計算し○たところ、左記のようになった。

{
{

ホモ積み

（ＮＫ要求値）ＺＤＫ＝２１，９４７．８２７ｃｍ３（ＮＫ要求値）ＺＢＭ＝２２，６０６．２６２ｃｍ３

オルト積み（ＮＫ要求値）ＺＤＫ＝２２，２９５．４３３ｃｍ３（ＮＫ要求値）ＺＢＭ＝２２，９６４．２９６ｃｍ３

実測値ＺＤＫ＝２２，３５９，１００ｃｍ３（ＮＫ要求値の１００．２９％）
実測値ＺＢＭ＝２２，７９２，４００ｃｍ３（ＮＫ要求値の９９．２５％）
ＺＤＫは規定に適合しているが、ＺＢＭは不足で規定に適合せず、また、船底外板の板厚が１９．４０ミリと計算され、実船の板厚は１９ミリでこれに不足し、二重底部材中一部に補強、改正の必要があったので、同協会は、中央横断面図及び船底外板の板厚の承認を保留し、昭和４０年２月１８日付をもって、船体部長から東京支部長あてに左記文書を送った。

６５船検Ｐ５６３号
Ｄ社（東京）第９０２番船船体部承認図面の件
別途承認のうえ返却する首題船船体部承認図面につき左記諸点に関し造船所に御注意願います。
中央横断面図関係①

船底外板の板厚は鋼船規則第１５編第５条の規定による板厚に不足しますが、本船は中央横断面の船底に対する断面係数が不足するため何等かの補強対策が施行されるはずであり、そのため中央横断面の中性軸の位置が移動して、第１５編第５条の規定による板厚も変わることが予想されますから、返却図面では一応承認を保留する旨朱記しました。
②

本船はオールタネートローデングをすることになっています。この種の船に対する規定

案は、目下本会船体構造委員会で討議中であり、まだ結論を得ておりませんが、現在までのところ本部で内規と考えている前記案の趣旨によって本船の二重底の強度を調査すると、朱記のとおり第１、３及び５番倉下の二重底部材中サイドガーダー及び二重底頂板はその板厚を増すか、これと同等の対策をたてる必要があります。ただしサイドガーダーの板厚増厚は横置隔壁の近傍のみで差しつかえありません。
なお本会として強要はいたしませんが、トリムの許せる範囲内において積付率を各ホールドに平均化するなどの対策もたてるよう推奨します。
（初期容積トリム計算書によると、ホールドの積付率は、第１番ホールド７３％、第３番ホールド８４％、第５番ホールド５８％となっています。
）③

造船所から参考用として二重底に関する計算書が直接本部に提出されていますが、この計算書には次の難点があります。
Ｉ

静水中で強度を計算してあり波浪を考慮していない。

Ⅱ

部材の腐食代を考えずに応力を求めているが、腐食代を考慮する必要がある。

④

本船の上甲板はレーズドデッキの構造方式を採用しておりますが、この方式は従来大型船、特に鉱石運搬船では損傷が多い構造でありますから、再考慮することを希望します（会誌８７号参照）。
（以下省略）
ｂ Ｄ社は、日本海事協会に中央横断面改正図“Ｈ－１Ａ／Ｒ－２”（３９．１２．１９受付）○
及び“Ｈ－１Ａ／Ｒ－４”（４０．３．４受付）を提出し、計画一部変更の対策をとり、同協会はこれを検討した結果、実測値ＺＤＫ＝２２，２６４，８００ｃｍ３（ＮＫ要求値の９９．８６％）
実測値ＺＢＭ＝２３，０６６，７００ｃｍ３（ＮＫ要求値の１００．４５％）となり、いずれも規定に適合しており、また、中性軸の位置が移動して船底外板の板厚が１９．
１６ミリと計算され、実船の板厚１９ミリでよいことになった。そこで同協会は、昭和４０年
２月１７日付をもって中央横断面図を承認し、同年３月２２日付をもって船体部長から東京支部長あてに左記文書を送った。
６５船検Ｐ１０６２号
Ｄ社（東京）第９０２番船船体部承認図面の件

（６５船検Ｐ５６３号、４０．２．１８関連）
さきに６５船検Ｐ５６３号で本船の中央横断面の断面係数並びに船底外板の板厚につき、規定に不足する旨お知らせしましたが、今回提出された中央横断面図改正図“Ｈ－１Ａ／Ｒ－２”
及び“Ｈ－１Ａ／Ｒ－４”を検討した結果、ともに規定に適合するように改正が行なわれたことが判明しましたからお知らせします。
ちなみに同協会は、中央横断面の断面係数がＮＫ要求値の９９．５％あれば、１００％と見なして承認していた。
（ａ）及び（ｂ）の同協会の計算は、第２表及び第３表に示すとおりである。
（３）二重底の強度（イ）鋼船規則及びＨ内規による部材寸法
鋼船規則第７編第３条第１項（１）の算式により計算すると、本船の中心線桁板の高さは２．
１１６メートルとなり、同条第２項の算式により計算すると、本船の中心線桁板の厚さは１７．
７ミリとなる。Ｈ内規Ｈ７３２には、ばら積運搬船等のホッパー型ビルジを有する場合の中心線
桁板の高さは、次により計算すると定められている。
ｂ ０．９Ｂの場合は規定どおり
ｂ ０．７Ｂの場合はＢによるＬの修正を行わなくてもよい
０．７Ｂ＜ｂ＜０．９Ｂの場合は上記の補間法による本算式により計算すると、中心線桁板の高さは１．５４３メートルとなるが、この規定には荷重区分による条件が考慮されておらず、鉄鉱石等の重い貨物を積む場合も、穀物等の軽い貨物を積む場合も全く同じ結果となるので、昭和４１年５月改正され、ばら積貨物船の規定が適用されるようになった。鋼船規則とＨ内規により計算すると、本船の船首尾の中心線桁板の厚さは１５．
６ミリ、側桁板の厚さは１２．５ミリ、実体肋板の厚さは１４．０ミリ、内底板の厚さは、倉口下１７．５ミリ、その他１５．５ミリ、グラブ荷役のとき２０．５ミリとなる。しかしこれらの寸法は、一般貨物船の規定にＨ内規による若干の修正を行なったもので、オルト積みをするばら積貨物船に要求される値ではない。
（ロ）Ｊ素案による部材寸法
Ｊ素案では、中心線桁板の高さはほぼ船幅Ｂの１６分の１以上とすると定め、二重底主要部材の寸法をほとんど中心線桁板の高さｄ０の関数として規定してある。同素案により計算すると、本船の部材の要求値は、中心線桁板の高さが１．９８１メートル、中心線桁板の厚さが、荷重区分をＢ２とした場合（以下他の部材についても同じ。
）１６．２ミリ、側桁板の厚さが１７．２ミ
リ、実体肋板の厚さが１４．５ミリ、内底板の厚さが、倉口下で２３．４ミリ、その他で２１．
５ミリとなり、中心線桁板の厚さ以外はすべて不足することとなるが、そのうち側桁板の厚さと内底板の厚さとの不足分について、同協会は、Ｄ社に対しいったんその増厚を要求したが、最終的にはオルト積みの積付条件においても本船の部材寸法は、現状のままで差し支えないと決定した。なお、Ｄ社から参考用として提出された前示二重底強度計算書については、同協会はこれを調べ、喫水による水頭を静水中でとってある点及びコロージョンマージンなしで曲げ応力、剪断応力を求めている点に難点があると指摘して、それ以上の検討を行なわなかった。

（４）船首船底補強部の外板
本船の船首垂線から後方約１２メートルの間の船底は、肋骨間隔が６１０ミリとなり、２肋骨間隔ごとに厚さ１４ミリの実体肋板が設けられ、桁板は厚さ１５ミリの中心線桁板が縦通し、厚さ１２．５ミリの第６番側桁板はフレーム２３８のところで消滅しており、船底外板の板厚は２１ミリとなっているが、この板厚は鋼船規則第１５編第９条第１項による計算値３１．８ミリを大きく下回り、同条第２項の、「荒れた海上において常に充分な船首喫水で航行する船の船首船底部の外板の厚さは、前項の規定による必要はないが、次の算式により算定したもの未満としてはならない。」
として掲げてある算式の計算値の２１ミリに見合う板厚であったところ、同項の「充分な船首喫水」とは、船の長さＬの約３０分の１というのが当時の造船界で慣用されていた数値であり、これをぼりばあ丸の場合について計算すると約７．１メートルとなる。Ｄ社提出の前示初期容積トリム計算
書では、前部喫水はバラスト状態出港時で４．００メートル、バラスト状態入港時で１０．００メ
ートルとなっており、４．００メートルの喫水はＬの約５３分の１に相当して前部喫水が浅いため、同協会は、船首船底補強部外板の板厚を増すか、または、フレーム１９３から２３６にわたり中間
縦肋骨をつけよと要求した。これに対しＤ社は、前示縦強度要求値計算書（ＮＫ、付バラスト状態）
第２回改正を提出し、荒れた海上における張水状態を示して、充分な喫水がとれる旨を回答してきた、同計算書では、バラスト状態出港時で前部喫水、後部喫水とも６．９３メートルとなり、バラ
スト状態入港時で前部喫水６．４３メートル、後部喫水６．５８メートルとなり、６．４３メート
ルはＬの３３分の１、６．９３メートルはＬの３１分の１に相当する。同協会は、本船の前部喫水が荒れた海上においてＬの３０分の１未満ではあるが、３０分の１とあまり差がないものと認め、同協会Ｋの試案による算式を使うこととなり、本船の船首船底補強部の外板の板厚は、２１ミリのままでよいことに決定し、昭和４０年３月２０日付をもって外板展開図を承認した。ちなみに同試案は、同４１年５月改正のＨ内規（第１回改正）に組み入れられた。
（５）船側外板の板厚
鋼船規則第１５編第３条の算式を適用して船側外板の板厚を決定する場合、剪断力曲線図を入手
しないと図面検査ができないので、同協会は、船側外板の板厚を保留とし、剪断力計算書を提出するよう要求したところ、Ｄ社から前示初期容積トリム計算書に記載してあると回答してきた。同計算書添付の剪断力曲線図では、各部の剪断力が次のようになっている。

同条第３項には、「船首尾端から０．１５Ｌの箇所と０．３５Ｌの箇所の間は前各項の規定にかかわらず、次の算式により算定したもの未満としてはならない。ただし、船楼甲板を強力甲板としない船楼のある箇所では適当にしんしゃくして差しつかえない」と定められている。

この算式により計算すると本船の板厚は、Ａ点において１３．３ミリ、Ｂ点において２１．２ミ
リ、Ｃ点において１２．８ミリ、Ｄ点において１５．９ミリとなり、Ｂ点における箇所のみ要求値が大きくなるので、本船の船側外板はフレーム１６０から１６６半間のＭ板ないしＱ板、Ｊ板、Ｌ板及びＲ板が特に２２ミリに増厚されている。同協会は、剪断力曲線図を検討した結果、昭和４０
年３月２０日付をもって外板展開図を承認した。

（６）日本海事協会が図面検査にあたり本船限りとして承認したものは、次のとおりである。
（イ）内底板
板厚２０．５ミリのところ第１、３、５番倉の倉口下は２３．５ミリ、他は２１．５ミリとせよと要求したが、Ｄ社から二重底構造は工事ずみであり、これを変更することはできないし、また、これまでの他の船の実績よりみて、これで弱いとは考えられないので、本船に限り現状で承認願いたい旨の申し出があり、本船限りとして承認した。
（ロ）ビルジホッパー内の水平ブラケット
ビルジホッパー内のウエブに内底板と同一面に水平ブラケットをつけよと要求したところ、Ｄ社から必要がないと考える旨の申し出があり、本船限りとして承認した。
（ハ）側桁板
第１、３、５番倉の側桁板の板厚１６ミリを１７ミリとせよと要求したところ、Ｄ社から工事ずみであり、また、剪断応力の高い横置隔壁の前後のマンホールはダブリングプレートにより局部補強をしているから強度十分と考える、本船に限り現状で承認されたいとの申し出があり、本船限り承認した。
（ニ）船首尾の中心線桁板
板厚１５ミリのところ１５．５ミリを要求したが、Ｄ社から工事ずみであり１５ミリで損傷が起こるとは考えられないので、現状で承認願いたい旨の申し出があり、本船限りとして承認した。
（７）局部的補強を条件に現状どおり承認した主なものは、次のとおりである。
（イ）二重船殻内水密隔壁
鋼船規則上板厚が不足しているため、１０ミリを１０．５ミリにせよと要求したところ、Ｄ社から工事ずみであり、最下段のパネルが不足するだけであり、バラストタンクで腐食は心配ない
ので、現状で承認願いたい旨の申し出があり、パネルブレーカーをつけることを条件に現状で承認した。
（ロ）横置隔壁の垂直防撓材のマンホール
横置隔壁のホッパー部のたな板の箇所は、曲げ応力、剪断応力が大きくなるところであり、その直上に大きな穴があいているのは好ましくないので、ダブリングリングをつけること及び防撓
材を穴の側にもってくるよう要求したが、Ｄ社から工事ずみであり水頭も書面どおりであり、また、穴の短径は隔壁の深さの４０％以下であるから、現状どおり承認願いたいとの申し出があり、最下段の穴にダブリングリングをつけることを条件に現状どおり承認した。
（ハ）第５番倉と機関室間の水密隔壁
鋼船規則上６箇所が板厚不足のため増厚を要求したところ、Ｄ社から肋骨番号第４３番（以下フレーム………と略記する。
）隔壁搭載ずみにつき船首側に当て板するとの回答があり、これを条件に承認した。
（８）勧告を行なった主なものは、次のとおりである。
（イ）隆起甲板をやめること。
（ロ）船首部０．２Ｌ間に該当するフレーム１９４からフレーム１９７の肋骨間隔が９００ミリとなっているのを、小さくすること。
（ハ）側桁板に防撓材をつけること。

（ニ）機関室内肋板の一部に防撓材をつけること。

５、Ｄ社の図面、資料等の管理（１）中央切断完成図（９０２－０５１）
本船の中央切断完成図は、昭和３９年９月８日作成された図面を、艦船設計部において同年１０
月１６日付をもって内底板の板割変更、フレーム１５３半ないし１７９半の側外板板厚増の補正をし、更に翌４０年９月１日付をもって一部変更のうえ完成図としたもので、縮尺は１００分の１である。船が完成すると日本海事協会の支部検査員は、同協会本部に報告書を提出するが、その報告書に添付する図面が完成図である。したがって完成図には船が完成するまでに施工したすべてのことを記入するのが立て前であるところ、本完成図には次のような訂正もれがある。
（イ）船底外板のＤ板にＤ級鋼を使用している旨の標示“Ｄ”を記入すべきところ、Ｃ板に“Ｄ”と記入してある。
（ロ）ダクトキールの防撓材下端につけたブラケットが記入されていない。
（ハ）第６、１６番側桁板に取り付けた防撓材が記入されていない。
（ニ）横置隔壁下の側桁板のマンホールは、４００ミリ×４００ミリから３５０ミリ×４５０ミリに改正されたが、４００ミリ×４００ミリのままになっており、また、同マンホールのまわりに当てたダブリングプレートも記入されていない。
（ホ）側桁板のマンホールを深さ６００ミリから３５０ミリに改正したが、６００ミリのままになっている。
（ヘ）甲板下縦桁のマンホールを深さ４００ミリから６００ミリに改正したが、４００ミリのままになっている。
（ト）ビルジホッパー斜板と第１６番側桁板間に取り付けたバランシングブラケットが記入されていない。
（チ）改正工事指導票第２２８（ＨＲ・７）では、内底板とビルジホッパー斜板との取合い部につけたカバープレートが１８．５ミリとなっているが、本完成図では１９ミリとなっている。
（リ）二重船殻内の横置隔壁（船側）の最下端にパネルブレーカーをつけることを条件に、同協会から１０ミリの板厚が現状で承認されたが、同ブレーカーは記入されておらず、また、これに関す
る改正工事指導票も出ていない。
（ヌ）図面“Ｈ－１Ａ／Ｒ－４”によりフレーム８９から１８１間の湾曲部第１９、２０番ロンジ間に補強材が追加されたが、これが記入されていない。
Ｄ社は、当審判庁に中央切断図（昭和４５年６月１５日作成、縮尺５０分の１）を提出した。本
図面は、前示中央切断完成図の縮尺を５０分の１に拡大複製し、完成図において完成値に訂正未済の箇所を訂正したものである。本図面、中央切断完成図及び日本海事協会が図面検査した図面とでは、第４表に示すとおり船体主要部材の板幅が相違している。
（２）本船建造後滅失した計算書、図面等（イ）基本設計部商船基本設計４課々員Ｌは、本船の基本設計における諸計算を行なったが、本件発生後それらの資料を捜してみたところ、全部滅失していることが判明した。その主なものを左に示す。

ａ 船の重量、重心、容積計算書○
ｂ トリム計算書○
ｃ 縦強度曲線図○
Ｌ課員は、縦強度計算にあたり、根本式を利用しての簡易計算と積分自画器を使用しての詳細計算とを行ない、船体の各点における曲げモーメント及び剪断力を求めた。この計算は、満載状態、バラスト状態でのものをそれぞれ求め、満載状態については、オルト積みとホモ積みとの両方について計算した。
ｂ 鋼船規則上の縦強度要求値計算書○
ｅ 浸水計算書○
ｆ 仕様概要書○（ロ）カッテングプラン（３）本船建造後廃却した資料は、次のとおりである。
（イ）操船資料に記載の制限搭載量算出の資料（ロ）重量曲線、浮力曲線作成上の資料（ハ）ミルシート（ニ）建造中の横隔壁補修に関する改正図
本船建造当時作成した計算書、図面等のうち、Ｄ社が滅失または廃却したものを列挙したが、本船は、大型ばら積貨物船として最初に建造された船であり、第２船、第３船が続々と建造されつつあった矢先に、第１船の貴重な資料がこのように処分されたことは、はなはだ遺憾である。

６、材料及び使用鋼材の配分
本船建造にあたって使用した鋼材の主なものは、前示中央切断完成図に示すとおりである。すなわ
ち中央部０．６Ｌ間において、竜骨板に２７．５ミリＤ級鋼、船底外板にはＡ板ないしＣ板、Ｅ板ないしＧ板に１９ミリＡ級鋼、Ｄ板及びＨ板に１９ミリＤ級鋼、内底板に２０．５ミリＡ級鋼、上甲板に３８ミリＤ級鋼、丸形ガンネルに３８ミリＥ級鋼、甲板ロンジに３８ミリＢ級鋼、隆起甲板に１０ミリＡ級鋼をそれぞれ使用し、船側外板にはＭ板からＱ板まで２０．５ミリ、Ｊ板、Ｌ板及びＲ板に
１８．５ミリの各Ａ級鋼、ただしフレーム１６０から１６６半までの間のみについては、Ｍ板からＱ板まで並びにＪ板、Ｌ板及びＲ板に２２ミリの各Ａ級鋼を使用し、また、ビルジホッパー斜板部のｇ
板に１９ミリ、ｈ板に１３ミリ、ｊ板に１２．５ミリ、ｌ板に１２ミリの各Ａ級鋼、二重船側のｍ板に１３ミリ、ｎ板に１２ミリ、ｐ板に１１ミリ、トップサイドタンク底板のｑ板及びｒ板に１０ミリ、
ｓ板及びｔ板に９ミリ、ｕ板に２５ミリの各Ａ級鋼を使用している。
日本海事協会規格のＡないしＥ級鋼は記号でそれぞれＫＡないしＫＥと呼ばれ、鋼種としてＡ、Ｂ
及びＤ級鋼はセミキルド鋼またはキルド鋼とし、Ｃ及びＥ級鋼はアルミニウム処理による細粒キルド
鋼とするほか、Ｅ級鋼及び厚さ３２ミリを越えるＣ級鋼では圧延後焼準を施すことが指定されており、板厚１６ミリ未満のＡ級鋼にはリムド鋼を使用しても差し支えないとしている。本船のミルシートから鋼材の材質を調べると、Ａ級鋼及びＢ級鋼の化学成分の１例は、第５．１表及び第５．２表に示すとおりであり、Ｄ級鋼については、第６．１表に示すとおり衝撃試験時（温度０度、Ⅴノッチ）における吸収エネルギーの平均値は最小６．２キログラムメートルでいずれも４．８キログラムメートルを上回っており、Ｅ級鋼については、第６．２表に示すとおり衝撃試験時（温度零下１０度、Ⅴノッチ）における吸収エネルギーの平均値は最小８．５キログラムメートルでいずれも６．２キログラム
メートルを上回っており、各鋼材は、いずれも鋼船規則の規定に適合している。

次に本船のミルシート、外板展開図及び鋼材配置図を照合しながら鋼材の使用配分について検討することとする。当審判庁は、当初Ｄ社から提出されたミルシートを全葉にわたって調査した結果、かなりな鋼材不足が判明したので、その説明を求めたところ、Ｄ社では、新造時ぼりばあ丸に使用した鋼材のミルシートは、理事官より提出要求があったときは、東京第２工場控えをすでに廃却した（時期不詳）
のちであったので、新たに鋼材商社を通じて鋼材メーカーから取り寄せて、それを理事官に提出したものである旨述べ、更に昭和４５年９月２５日当審判庁に同様に取り寄せたミルシートの追加分を提出し、同時にミルシートの内訳を次のとおり回答してきた。
①

②

③

④

理事所に提出ずみのミルシートによる鋼材重量
プレート

約 ９，２４０トン

セクション

約

３６５トン

ワイドフラットバー

約

４０１トン

計

約１０，００６トン

今回入手したミルシートによる鋼材重量
セクション

約

４５トン

フラットパー

約

３３トン

計

約

７８トン

ミルシートが入手できないもの（未提出）
セクション

約

４３トン

フラットバー

約

９トン

計

約

５２トン

①＋②ミルシートのあるもの
計⑤

約１０，０８４トン

購入した鋼材合計重量
約１０，１３６トン

Ｈ代理人は当廷において、鋼材の注文は全部材料引き当てで行なわれるので鋼材はミルシートどおり使用される、使用鋼材は外板展開図、鋼材配置図（いずれも完成図）記載どおり使用される、他船の鋼材を振り替え使用した場合に前の船番号をミルシート上にそのまま記載したものがあったとしてもその数はきわめて尐ない、図面上１５ミリの板厚の箇所に１６ミリの板厚を引き当てることは修繕船ではあるが新造船ではあまり行われない、Ａ級鋼の箇所にＢ級鋼あるいはＤ級鋼を使用すること
はぼりばあ丸でもたぶんなかったと思う、図面にＢ級鋼となっておれば極力Ｂ級鋼を使う旨の供述をしており、また、Ｍ代理人はミルシート追加分（昭４５．９．２５付）提出後当廷において、船名がはっきり書いてあるから提出したミルシートに他船のものがはいっていることはない、元帳及び引当て台帳があって各船の使用鋼材の合計、発注製作所別プレート、セクション、バーなどの区分別トン数がわかっているからこれによってミルシートを各製作所から再入手した。プレートの分のミルシー
トは全部提出ずみと考えてよい旨の供述をしている。そこでＨ代理人及びＭ代理人の当廷における各
供述、理事官に提出されたミルシート、ミルシート関係資料並びにミルシート追加分（昭４５．９．
２５提出）と、外板展開図、鋼材配置図（いずれも完成図）及びミルシート追加分（昭４６．１．１
９提出）とを照合すると、次のようなくい違いがある。

（イ）丸形ガンネル
図面では所要寸法の１８枚に対し、ミルシートでは１７枚しかなく１枚足りない。これはミル
シートＮｏ．１０３３（プレート）１枚が当審判庁に提出されておらず、この分が脱落しているものと考えられ、Ｍ代理人のプレートの分のミルシートは全部提出ずみである旨の供述と合わない。
（ロ）３５ミリＤ級鋼
図面では１，５００×８，０００のもの２枚必要とするのに対し、ミルシートには３５ミリＤ級鋼が全く見当らない。この点について後にＤ社から３８ミリＥ級鋼の同寸法のもの２枚を引き当てたと推定されるとの回答があったが、これはＨ代理人の図面よりも上級の鋼材を使わなかったと思う旨の供述とあわない。
（ハ）３１ミリＤ級鋼
図面では、１，０５０×６，０００及び１，５００×６，０００のもの両舷各１枚ずつ計４枚を必要とするのに対し、ミルシートにはこれに該当するものがなく、この点について後にＤ社から３１ミリＥ級鋼１，５００×８，０００、２枚、３１ミリＤ級鋼２，１００×６，０００、１
枚を引き当てたものと推定されるとの回答があったが、これはＨ代理人の図面より上級の鋼材を使わなかったと思う旨の供述とあわない。
（ニ）外板
図面では１９ミリＤ級鋼は所要寸法のプレート４４枚を必要とするのに対し、ミルシートでは１１枚しかない。この点について後にＤ社から、すでに提出の分１９Ｄ１１枚、１９Ｅ８枚（Ｄ級鋼の代わりに使用したと推定される。）、追加提出１９Ｄ１８枚（新規に発見されたもので先行
き手配のため第８９８番船の名義になっている。）、追加提出１９Ｄ５枚（新規に発見されたもの）、
不明調査中のもの２枚、合計４４枚との回答があったが、これはＨ代理人の図面より上級の鋼材を使わなかったと思う、他船のものが混入してもその数はきわめて尐ない旨の供述とあわず、また、Ｍ代理人の提出したミルシートに他船のものがはいっていることはない、プレートの分のミ
ルシートは全部提出ずみである旨の供述ともあわない。
（ホ）甲板ロンジ
図面と比較するとミルシートでは３８ミリＢ級鋼が１０％あまり不足している。この点について後にＤ社から、不足分は３８ミリＤ級鋼が引き当てられたものと推定されるとの回答があったが、ミルシート上では３８ミリＤ級鋼をデッキプレート以外に使用する余裕が認められない。図面上では３５ミリＢ級鋼を約４０トン必要とするのに対し、ミルシートにはこれが全くない。この点について後にＤ社から、３８ミリＢ級鋼８枚及び３８ミリＤ級鋼４枚を使用したと推定されるとの回答があったが、これはＨ代理人の新造船では図面より厚い板厚を引き当てることはあまり行なわれない、図面より上級の鋼材を使わなかったと思う旨の供述とあわない。図面と比較す
るとミルシートでは２８ミリＡ級鋼が２３％不足している。この点について後にＤ社から、２８ミリＢ級鋼８枚（Ｎ社製）、２８ミリＡ級鋼３枚（Ｏ社製）を引き当てたが、なお同ロンジ９５
本中２９本分不明で調査中である旨の回答があったが、Ｏ社のものは、ミルシートでは全部で５枚（鋼材重量約８６トン）でいずれも第２２６番船となっており、これはＨ代理人の前の船番号がそのまま記載されているのはきわめて尐ない旨の供述とあわず、また、Ｍ代理人の提出したミルシートに他船のものがはいっていることはない旨の供述ともあわない。
以上説示したとおり、本船の建造にあたっては新造船にもかかわらず、図面に記載のものより
ミルシート面で鋼材がかなり不足しているばかりか、上級の鋼材が多数使用され、かつ、他船用の鋼材が多数引き当てられたことになり、プレート関係のミルシートは全部提出ずみであると供述しながら、新たに発見されたとして他船名義を含む約８５トン分のミルシートが追加提出され、これでははたして本船が図面どおりの鋼材を使用して建造されたか否かとの疑いが起こってくる。いうまでもなくミルシートは、船舶が図面どおり建造されたことを材料面から証明する重要な資料であり、建造時に使用されたすべての鋼材を網羅したものでなければその用をなさず、たとえば１枚の不良鋼材のミルシートが脱落していた場合、他の鋼材の合格が証明されても、それをもって本船の安全を保証することはできないものであるところ、本船建造当時のミルシートがすでに廃却処分され、また、カッテングプランも滅失したことは、はなはだ遺憾である。

７、工作
本船は、Ｄ社東京第２工場において昭和３９年１２月４日加工開始、翌４０年３月５日搭載開始、同年５月１５日進水、同年９月１３日完工し、即日Ｅ社に引き渡された。本船は、全溶接構造鋼船で、特殊部分を除き平面ブロック方式が採用され、貨物倉部分の標準ブロック長さは平行部１２メートル、曲り部８メートル以内、ブロックの総数は約４５０で、外板、甲板などの大構の溶接には社内工があたり、部材と部材との取合い部などの内構の溶接には社外工があたった。本船建造当時同工場における社内工と社外工との割合はほぼ６対４で、社外工のうち約８０％は定着の工員であり、同工場では、
技倆資格を有しない社外工に対しては、氏名を登録させ実技試験を行なったうえ許可証を発行し、５
月及び１１月の日本海事協会の定期試験を受験させ資格を取得するよう指導し、社内工に対しては、進級試験を受験させるなどして技倆の向上に努めていた。次に溶接の検査については、施工者の自主検査、船殻工作部の検査、検査部検査課の検査の３段階で外観検査を行ない、ブロック完成後同協会の検査を受けていたが、ブロックで再検査を受けたものが２、３個あり、区画完成時の検査について
は、社内検査をしたのち同協会の内部検査を受けたところ、アンダーカット、ピース取りはずし後のきずなどがあったので、いくらか手直しをし、各タンクについては、船台上で内部検査前にＸ線撮影
をシームとバットの交さ部に対して行ない、不良箇所があったところは手直しのうえ再撮影したとこ
ろ、成績はいずれも三級以上であった。
全日本海員組合の調査によると、第２０次、第２１次計画造船には溶接忘れ、溶接不良などが大手造船所で建造された船舶にもかなり発見され、そのうち溶接忘れ、溶接不良の件数はＤ社で建造された船舶が最も多くなっている。日本海事協会の船級船の溶接を行なう者は、全員技倆資格を有しているべきところ、本船建造にあたり社外工の中に技倆資格を持たない者が何人かおり、また後述のように、隆起甲板下のブラケットを付け忘れたり、ビルジホッパー上部たな板と斜板との取合い部の溶接
すみ肉部が、脚長不足等により処女航海で同たな板下側から漏水したりした事実に徴し、このほかにも溶接忘れ、溶接不良が全くなかったとは断言できない。

８、試運転時の座屈及び修理補強
本船は、昭和４０年７月２４日、２６日及び２７日の３日間にわたり東京第２工場艤装工作部長総指揮のもとに、館山沖において海上公試運転を行ない、そのうち２６日及び２７日には満載状態にするため全バラストウォータータンク（以下単にバラストタンクという。
）にいっぱいに張水したほか、第２番倉内及び第４番倉内にデッキサイドライン下約１メートルまで張水し、第５番倉内にも二重底頂板から約３メートルの高さまで張水して同運転を行なったが、これを終わって２８日同工場に帰る
ため排水にかかり、船倉内の海水よりも先にバラストタンク内の海水を排出したところ、同日年後２時ころ第２番バラストタンク内の排水をほぼ終わったころ、第２番倉のビルジホッパー部が音響を発して座屈した。そこで直ちに排水ポンプをとめて全タンクの海水の排出を一時中止したうえ、第２番
バラストタンク内にはいり、ビルジホッパーのトランスリングが座屈していることを確認した。そのころ第４番バラストタンク内には海水がまだビルジホッパーの中央ぐらいの高さまで残っていたので、まず第２番倉内の海水を排出し、次に第４番倉内の排水にかかり、それから各バラストタンク内の排水をし、同工場に帰って調査したところ、第２番ビルジホッパーのトランスリングが広範囲にわ
たって座屈しており、また、第２番倉及び第４番倉の前後の各横間隔壁内のウェブプレートが下方だ
けでなく、上方の斜板部近くまで広範囲にわたって凹損していた。もともと本船は、南米で鉄鉱石を積む際ローダーが低いため、第２番倉及び第４番倉に海水バラストを張水するよう設計された船であったにもかかわらず、ビルジホッパーのトランスリングが広範囲にわたって座屈したのは、強度不足のためであり、また、第２番倉及び第４番倉の前後の各横置隔壁は、深水タンクバルクヘッドとして計画されていたにもかかわらず、同隔壁のウェブプレートが広範囲にわたって凹損したのも、強度不足のためであった。本船の引渡し予定は昭和４０年８月１０日であったが、これらの座屈及び凹損の修理補強のため引渡しが約１箇月遅れた。試運転時の損傷箇所の詳細がはっきりしないが、報告された代表的な損傷例を第１．１図及び第１．２図に示す。修理補強工事の主なものは、次のとおりである。
（１）各二重横置隔壁内垂直ウェブプレートの補強（イ）ホッパー直上の軽目穴に１２×８００×１，４００ダブリングプレートを追加、１２×２００
×８００Ｆ・Ｂ（Ｆ・Ｂはフラットバーを意味する。）及び１２×２００×５２０Ｆ・Ｂを追加した。
（ロ）歪取りをしたのちウェブプレート上部及び中間部に１５０×９０×９Ａ×２，４００（Ａはア
ングルを意味する。）垂直補強材計４８本、１５０×９０×９Ａ×３，６００垂直補強材計５６本、１５０×９０×９Ａ×１，１６０垂直補強材計１０４本及び１５０×９０×９Ａ×８００水
平補強材計４８本を取り付けた。
（２）ビルジホッパー内トランスリングの修理補強（イ）２番ホッパータンク内トランスリング８枚（フレーム１７１、１７５、１７９、１８３、１８
７、１９１、１９５、１９７）を新替えした。
（ロ）全ホッパータンク内トランスリングの開口に帯板を追加した。
（ハ）全ホッパータンク内３番ロンジ、４番ロンジ、２２番ロンジ及び２３番ロンジ並びに１番ロン
ジ、２番ロンジ、５番ロンジ及び２４番ロンジにトリッピングブラケットを追加した。
（ニ）全ホッパータンク内１番ロンジから６番ロンジまで及び２０番ロンジから２５番ロンジまでの
各スカロップにカラープレートを追加した。
（ホ）全ホッパータンク内７番ロンジ、２６番ロンジ間に１５０×９０×９ （ は逆付け山形材を意味する。
）を取り付けた。
このようにビルジホッパートランスリングには、ストラットを設けるなどの補強を行なったが、トランスリングの板厚は９ミリのままとして増厚しなかった。
（３）各船倉二重底の遊びの実体肋板の両端部に、ビルジホッパー内からブラケットを増設した。（２番ロンジから下方既設ブラケットの遊辺中央部にかけて）（４）各船倉の二重底実体肋板に連続しているビルジホッパートランスリングに設けてあったガセット
プレートを内底板の高さに移設した。
（５）第３、４、５番各倉船首側隔壁ホッパー下端（フレーム８２、１２２、１６２）の縦桁と内底板との取合い部に、両側の内底板ロンジにかけて船横に幅１５０ミリ、厚さ１４ミリのブラケットを取り付けた。
（６）内底板端部とビルジホッパー斜板部下端とのすみ角取合い部に、１４ミリの平板三角形のブラケ
ットを２肋骨間隔に、また、１５０×９０×９ を６００ミリの間隔でそれぞれ設け、同ブラケッ
トの上に１００×１６Ｆ・Ｂを当て、更にその上に厚さ１８．５ミリ、幅１．２５メートルのカバープレートを全倉にわたり溶接した。
なお、（４）のガセットプレートについては、図面検査の際日本海事協会が、ビルジホッパー内のトランスリングに内底板と同一面に水平ブラケットをつけるよう指示したところ、Ｄ社から必要がな
いと考える旨の申し出があり、本船限りとして承認されたものであるが、同協会の指示どおり同ブラ
ケットをつけておけば、損傷が多尐とも尐なかったものと思われる。

第３ 類似船との比較
１、類似船の船体構造及び使用鋼材
拓洋丸及びジャパングランは、いずれもホモ積みのみ許された船で、主要寸法のほか船倉の数５、二重底のビルジホッパー間の幅２３．８４メートル、中心線桁板の高さ１．７５０メートルなどがぼりばあ丸と同じであるが、ぼりばあ丸の特徴である二重船側、二重隔壁、隆起甲板の構造方式を採用
せず、船側は普通肋骨と特設肋骨からなり、横置隔壁は波型隔壁で、船倉の長さは第１番倉を除き３６メートルでぼりばあ丸より尐し長く、トップサイドタンクは穀類を積むことができるよう底板ロン
ジがタンク外に設けられ、ビルジホッパー内トランスリングのない肋板端部には中間トランスウエブ
が設けられているほか、トランスリングの開口はぼりばあ丸に比べて著しく小さく、横置隔壁ホッパ

ーの斜板下の位置で肋板のないところにはハーフハイトフロアが設けられている。拓洋丸及びジャパングランは、船底外板にはＡ板からＣ板まで２１ミリＢ級鋼、Ｄ板に２１ミリＦ級鋼、内底板にはａ板からｄ板まで２３ミリＡ級鋼、ｅ板及びｆ板に２１ミリＡ級鋼を使用しており、船首船底補強部の外板に中間ロンジが設けられている。
八雲山丸は、ホモ積みのみ許された船であるが、二重船側、二重隔壁、隆起甲板を除いては構造がぼりばあ丸に最も類似している。すなわち、主要寸法、船倉数、二重底幅、中心線桁板高さが同じであるほか、船底外板及び内底板にぼりばあ丸と同種、同厚の鋼材を使用し、横置隔壁ホッパーの斜板下の位置で肋板のないところには船縦に厚さ１０ミリの補強板が当てられ、ビルジホッパー内に中間
トランスウエブが設けられていないなどであるが、船側は普通肋骨と特設肋骨からなり、横置隔壁は波型隔壁で、船底湾曲部に縦通肋骨が設けられ、船倉の長さは第１番倉を除き３６メートルで、ビル
ジホッパー内トランスリングの開口は、ぼりばあ丸に比べて著しく小さく、船首船底補強部の外板に
中間ロンジが設けられている。
紀州丸は、船倉数がぼりばあ丸と同じく５であるが、第１番倉を除き１船倉につき２倉口を有し、隆起甲板の構造方式を採用せず、横置隔壁は二重隔壁であるが、船側は普通肋骨と特設肋骨からなり、船体の中央部に深水タンクが設けられているため隔壁数が１枚多く、船倉は積付倉と空倉を区別して積付倉の内底板ロンジは、空倉のロンジ間隔の半分の間隔で設けられ、ビルジホッパー内トランスリ
ングは肋板の箇所ごとに設けられており、中心縁桁板の両側には肋骨間隔ごとに厚さ１２．７ミリの
大きなブラケットが取り付けられ、中心縁桁板、第１側桁板及び第２側桁板は、横置隔壁の近傍でその板厚をいずれも増加させており、横置隔壁ホッパー斜板下の位置で肋板のないところには水密肋板を境にして、船尾側に幅８００ミリ厚さ１０ミリの補強材が８００ミリの間隔で、その反対側には上端及び下端に同厚のブラケットが同間隔でそれぞれ取り付けられている。紀州丸は、船底外板にはＡ板及びＢ板に２１．５ミリＢ級綱、Ｃ板に２１ミリＥ級鋼、Ｄ板及びＥ板に２１ミリＢ級鋼を使用し、内底板は積付倉ごとにａ板からｃ板までの板厚を変え、第１番倉は２０．５ミリ、第３番倉は２６．
５ミリ、第５番倉は２２．５ミリの各Ａ級鋼、ｄ板からｆ板までは第１、３、５番倉とも２０．５ミ
リのＡ級鋼、第２、４番倉は、ａ板からＣ板まで２２．５ミリ、ｄ板からｆ板まで２０．５ミリの各Ａ級鋼を使用し、上甲板に２８ミリＤ級高張力鋼、丸形ガンネルに２８ミリＥ級高張力鋼を使用している。紀州丸は、鉄鉱石のオルト積みの場合、第２番倉と第３番倉との境界（フレーム１８１）に１
０，９００トンの最大剪断力を生ずるので、船側外板にはフレーム１７２半からほぼ１９４間（約１７．４メートル）のＨ板ないしＭ板に特に２８．５ミリＡ級鋼を使用しており、また、フレーム８０から９２間のＨ板ないしＭ板に２３ミリ、フレーム９２から１０５間のＨ板ないしＭ板に２２ミリの各Ａ級鋼を使用しており、中心線桁板の高さは１．９９０メートルで、船首船底補強部の外板に中間ロンジが設けられている。
さんまるていん丸は、船体構造及び使用鋼材が紀州丸とほぼ同じで、剪断力が大きくなる箇所付近の船側外板には、フレーム６９から１０５間のＨ板ないしＭ板に２５．４ミリＡ級鋼（Ｈ板の一部に
２６．５ミリＡ級鋼を使用）、フレーム１６５半から１９４間及びフレーム２０６から２２９間のＨ板ないしＭ板にいずれも２５．４ミリＡ級鋼を使用している。
ジャパンパインは、船倉数が６で第１番倉を除き１船倉につき２倉口を有し、横置隔壁は波型隔壁で、船側は普通肋骨と特設肋骨からなり、ビルジホッパー内トランスリングは肋板の箇所ごとに設けられ、横置隔壁の下には１０ないし１４肋骨間隔にわたり厚さ１０ミリの中間側桁板が設けられており、中心線桁板には肋骨間隔ごとに船底外板、内底板間に厚さ１２．７ミリの大きなブラケットが取り付けられ、横置隔壁ホッパーの斜板下の位置で肋板のないところには厚さ１０ミリの補強材が船縦に当てられ、積付倉の内底板ロンジは空倉の内底板ロンジの半分の間隔で設けられている。ジャパン
パインは、船底外板には２１．５ミリＢ級鋼、船底湾曲部には２１．５ミリＥ級鋼、内底板には２０．
５ミリＡ級鋼、上甲板には３０ミリＤ級高張力鋼、丸形ガンネルには３０ミリＥ級高張力鋼をそれぞれ使用し、剪断力が大きくなる箇所付近の船側外板には、フレーム１６５から１８０間のＨ板ないしＭ板に２６．５ミリＡ級鋼、フレーム１８０から１９４間のＨ板ないしＭ板に３３ミリＢ級鋼、フレーム１９４から２０６間のＨ板ないしＭ板に３０ミリＡ級鋼、フレーム２０６から２２９間のＨ板ないしＭ板に２６．５ミリＡ級鋼、フレーム２２９から２４１間のＨ板ないしＭ板に２３ミリＡ級鋼をそれぞれ使用しており、中心線桁板の高さは１．９９０メートルで、船首船底補強部の外板に中間ロンジが設けられている。
三国山丸は、船倉の数が７で、うち５倉は船倉の長さがほぼ１８メートルで１船倉につき１倉口を有し、他の２倉は船倉の長さがほぼ３６メートルで１船倉につき２倉口を有し、船倉ごとに肋板、中心線桁板、側桁板、内底板、ビルジホッパープレート、内底板ロンジ、ビルジホッパーロンジの各寸法が違っており、船側は普通肋骨と特設肋骨からなり、横置隔壁は波型隔壁で、ビルジホッパー内ト
ランスリングは肋板の箇所ごとに設けられ、第１５番側桁板と内底板及びビルジホッパー斜板との各取合い部には、肋骨間隔ごとに厚さ１２ミリの大きなブラケットが取り付けられている。三国山丸は、船底外板にはＡ板、Ｃ板及びＤ板に２３．５ミリＢ級鋼、Ｂ板に２３．５ミリＥ級鋼、Ｅ板に２１．
５ミリＥ級鋼、Ｆ板及びＧ板に２１．５ミリＢ級鋼、内底板には２８．５ミリ及び２６．５ミリの各Ａ級鋼、第４番倉のみ２２ミリＡ級鋼を使用し、上甲板にはＤ板からＧ板まで２５ミリＤ級高張力鋼、丸形ガンネルには２３ミリＤ級高張力鋼を使用し、剪断力が大きくなる箇所付近の船側外板には、フレーム６２から７４間のＨ板ないしＭ板に２６．５ミリＡ級鋼、フレーム７４から７８間のＨ板ない
しＭ板に２４ミリＡ級鋼、フレーム１６７から１８３間のＨ板ないしＭ板に２７．５ミリＡ級鋼をそれぞれ使用しており、中心線桁板の高さは１．９９０メートルである。
八雲川丸は、船倉の数が７で、船側は全部同一寸法の肋骨からなり、横置隔壁は波型隔壁で、ビル
ジホッパー内トランスリングは肋板の箇所ごとに設けられ、第１１番側桁板のビルジホッパー側には各トランスリングの中間にビルジホッパー斜板部ロンジ２本、船底ロンジ１本にわたり厚さ１２．７ミリの大きなブラケットが、また、船底湾曲部には船側ロンジ１本、船底ロンジ１本にわたり厚さ１２．７ミリのブラケットがそれぞれ取り付けられており、横置隔壁ホッパー斜板下の位置には両側とも肋板があるほか、更に船底ロンジ、内底板ロンジ間に厚さ１０ミリ、幅８００ミリの補強材が船縦に当てられている。八雲川丸は、船底外板にはＡ板、Ｃ板及びＤ板に２２．５ミリＢ級鋼、Ｂ板に２２．５ミリＥ級鋼、Ｅ板に１９．５ミリＢ級鋼、船底湾曲部には１９．５ミリＥ級鋼、内底板には積付倉の倉口下に２９．５ミリＡ級鋼（空倉は２４．５ミリ）、倉口下以外に２７．５ミリＡ級鋼（空倉は２２．５ミリ）を使用し、上甲板には２５．４ミリＤ級高張力鋼、丸形ガンネルには２５．４ミ
リＥ級高張力鋼を使用し、剪断力が大きくなる箇所付近の船側外板には、フレーム６５から９４間のＦ板ないしＰ板に２３ミリＡ級鋼を使用しており、中心線桁板の高さは１．９８０メートルで、部材
寸法はぼりばあ丸に比べて特段に大きい。

チャールスＥウィルソンは、ぼりばあ丸と同じく船倉の数が５で、隆起甲板構造であるが、第１番倉を除き１船倉につき２倉口を有し、二重船側構造であるが、横置隔壁は二重隔壁ではなく、波型隔壁を採用し、各船倉の中央にハーフバルクヘッドが設けられ、ビルジホッパー斜板と内底板との取合い部には厚さ１６ミリでビルジホッパーの傾斜にそって折り曲げた当て金が設けられ、実体肋板は１枚おきに遊びの端部となっているが、同端部のビルジホッパー側には斜板ロンジ１本、船底ロンジ２本にわたり大きな中間ブラケットが取り付けられている。チャールスＥウィルソンは、竜骨板に３１ミリＡＴ鋼、船底外板にはＡ板からＧ板まで２８ミリＡＴ鋼、内底板には２５．４ミリＡ級鋼、上甲板及び舷側厚板には３８ミリＡＣＮ鋼、隆起甲板に１１ミリＲ鋼をそれぞれ使用し、船側外板にはＨ
板ないしＰ板に２２ミリＡ級鋼、Ｑ板に３０ミリＡＴ鋼、ビルジホッパー斜板部のｇ板に２１ミリ、ｈ板に１９ミリ、ｊ板に１７ミリ、ｌ板に１６ミリの各Ａ級鋼、二重船側のｖ板に１６ミリ、ｗ板に１５ミリ、トップサイドタンク底板のｑ板及びｐ板に１１ミリ、ｎ板に１２．７ミリの各Ａ級鋼、ｍ
板に３０ミリＡＴ鋼をそれぞれ使用しており、中心線桁板の高さは２．０００メートル、二重船側の幅は１．９３０メートルで、部材寸法はぼりばあ丸に比べて特段に大きい。
ヒロイックは、船倉の数が７で、積付倉の長さ１６．７ないし１８．２メートル、空倉の長さ２９．
６メートルで、空倉は１船倉につき２倉口を有し、ぼりばあ丸と同じく二重船側、隆起甲板構造であるが、横置隔壁は波型隔壁を採用し、ビルジホッパー内トランスリングは３肋骨間隔の２．２８０メ
ートルごとに設けられ、内底板とビルジホッパーとの取合い部には厚さ１５ミリのチャールスＥウィルソンと同様な当て金が設けられ、第１４番側桁板のビルジホッパー側には斜板ロンジ１本、船底ロンジ２本にわたり厚さ１２．７ミリの大きなブラケットが、また、同桁板の二重底側には内底板ロン
ジ２本、船底ロンジ１本にわたり同厚の大きなブラケットが、いずれも肋骨間隔ごとに取り付けられており、各船倉の内底板ロンジは船底ロンジ間隔の半分の間隔で設けられ、空倉の中央部は肋板を３肋骨間隔から２肋骨間隔に縮めており、横置隔壁ホッパー斜板下の位置で肋板のない箇所（フレーム７６、１１５、１３７、１７６、１９８及び２３７）にはハーフハイトフロアが設けられており、ぼりばあ丸に比べて、ビルジホッパートランスリングの開口は著しく小さく、また、二重船殻の部材寸法もより大きく、更に二重船側とビルジホッパー及びトップサイドタンクとを接続する各ブラケット
も、より強固なものである。ヒロイックは、竜骨板に３０．５ミリＡＴ鋼、船底外板にはＡ板ないしＦ板、Ｇ板及びＨ板に２７．５ミリＡＴ鋼、内底板には１９ミリＲ鋼、上甲板及び舷側厚板には３５ミリＡＴ鋼、隆起甲板には１６ミリＲ鋼を使用し、船側外板にはＪ板からＱ板まで２１．５ミリＲ鋼、Ｒ板に３０ミリＡＴ鋼、ビルジホッパー斜板部に１９ミリＲ鋼、二重船側のｘ板ないしｖ板に１９ミ
リＲ鋼、ｗ板に１５ミリＲ鋼、トップサイドタンク底板のｒ板ないしｎ板に１２．７ミリＡ級鋼、ｍ
板に１９ミリＲ鋼をそれぞれ使用しており、中心線桁板の高さは１．７９０メートル、二重船側の幅は１．０４５メートルである。
以上類似船と船体構造を比較してきたが、ぼりばあ丸の特徴である二重船側構造の船は、日本海事協会の船級を取得している船で、載貨重量トン数５０，０００トンを越えるばら積貨物船では、本船１隻だけであってほかにその例がない。チャールスＥウィルソンは、主としてハンプトンローズから日本に石炭を輸送する目的で建造された船であるが、二重底の高さ及び二重船側の幅がともに大きく、むしろ鉱石専用運搬船に近い構造強度を有しており、また、ヒロイックは、これらの寸法を縮めた代
わりに隔壁数を増して貨物倉を２個増加させたうえ、更に積付倉については、長さを短縮して空倉の長さの約半分としている。これに対しぼりばあ丸は、貨物倉数及び積付倉の長さをチャールスＥウィ
ルソンとほぼ同じ値にしたまま、二重底の高さ及び二重船側の幅をヒロイックとほぼ同寸法まで短縮しているが、これらは、本船建造当時Ｄ社が、その裏付けとなるべき船体強度上の計算等を十分に行なったうえのものではなかった。
（後述第４、船体の強度の項参照のこと。
）なお、類似船にみられる
ように、船底外板に１９ミリＡ級鋼を使用しているのは、本船のほかにはホモ積みのみを許されている八雲山丸だけで、オルト積みを禁じられている拓洋丸及びジャパングランでさえ２１ミリＢ級鋼を使用している。第７表は、昭和３６年鋼船規則解説の資料として日本海事協会が発表したもので、ｓｈｉｐは実船値を示し、案は改正規則による値を示している。これによると、船の長さが２００メー
トルを越えるものの例は尐ないが、船底外板が１９ミリの板厚のものは、ばら積貨物船では１６７メートル以下、鉱石運搬船では１５３メートル以下の船となっている。第８表、第９表、第１０．１表及び第１０．２表に類似船の構造比較表、材料寸法比較表、進水時鋼材搭載重量及び中央横断面の断面係数をそれぞれ示す。第８表及び第９表からわかるように、鉄鉱石のオルト積みをしている類似船と比較した場合、二重船側構造を除き、本船の部材寸法はこれらの船を下回っており、ことにビルジ
ホッパー斜板部に１２ミリＡ級鋼を使用しているのは本船だけであり、また、チャールスＥウィルソ
ン及びヒロイックと比較しても、本船二重船殻の部材寸法は、はるかに両船を下回っている。

２、類似船の損傷及び修理補強
拓洋丸では、船首船底外板にパンティングによる凹損、各トップサイドタンクのトランスリングに凹凸損、同タンクの先端部においてフレーム８３、１２３、１６３の各貨物倉内隔壁板に最大９００
ミリのき裂、同板とトップサイドタンクを接続するブラケットに座屈及び割れ、第２番ホッパータン
クのトランスリングにき裂並びにフォアピークタンクの内部材に座屈、き裂等が発生した。日本海事協会検査員の検査報告書には、本船のようにトップサイドタンクを有する場合、これの支持点として隔壁にはかなり苛酷な力がかかるため、隔壁板に損傷が多発するものと思われる旨記載されている。
隔壁板の損傷に対し、同板を８ミリから１２ミリに一部増厚のうえ防撓材増設、従前のブラケット全部新替え、ボックスビーム端にブラケット取付け等の補強を行なった。
ジャパングランでは、各貨物倉内隔壁板にフレーム１６３の位置の約４，０００ミリを最大とする
１，０００ないし３，０００ミリのき裂が発生し、同板の歪量は１０ないし１５ミリ程度のものが１、２箇所に、最大３５ミリのものが５箇所にそれぞれ発生しており、特に座屈の大きい箇所では、同板とトップサイドタンク底板との取合い溶接部で長さ８００ミリのき裂を生じたものもあり、同タンク内のブラケットには、第１、２番倉間を除く全箇所、すなわちフレーム８４、１２４、１６４の各位
置に内部の補強不十分によるき裂が発生し、フレーム１６４の位置ではブラケットを付け忘れていた。
そのほかジャパングランでは、第２、３、５番倉内船側肋骨上端ブラケット、第５番倉内船側肋骨下端ブラケットの各座屈、中心線に近い４本の甲板ロンジに建造時の工作不良によるき裂、フォアピー
クタンクの内部材に座屈、き裂等が発生した。同協会検査員の検査報告書には、本船のように貨物倉の数が５で隔壁の間隔が大きい場合及び波型隔壁を設ける場合は、設計上更に検討すべきであり、特にねじれ等に基づく剪断力を考慮すべきであり、隔壁板の損傷は主としてこれらに対する配慮不足によるものである旨記載されている。ジャパングランは、隔壁板の損傷に対し、同板の一部切替え、ライナー挿入等の補強を行なった。
八雲山丸では、船首倉内船側横桁に強度不足による座屈及びき裂、第５番ホッパータンク内トラン
スリングに板厚不足による座屈、トップサイドタンクと水密隔壁（フレーム８３、１２３、１６３、２０５）との取合い部にき裂、同タンクのトランスリング及びブラケットの座屈、ビルジホッパー頂部（フレーム７５、７１、６７）に座屈等が発生した。同協会検査員の検査報告書には、本船は倉内隔壁を２枚省略したため、横強度が不足しているものと考えられる旨記載されている。八雲山丸は、
ビルジホッパートランスリングを９ミリから１４ミリに一部増厚、各貨物倉二重底肋板、側桁板を端部付近で穴ふさぎ、肋骨、特設肋骨下部を切り替え補強、ビルジホッパー内にトランスリング増設等の補強を行なった。
さんまるていん丸では、第１番、第３番及び第５番ホッパータンク内トランスリングに座屈（３番ホッパータンクが最もはなはだしい。
）、第２番、第３番及び第５番バラストタンクの第１番ないし第４番側桁板に各座屈、第２番倉内船側肋骨（フレーム２０７、２０８、２１５）下部に屈曲、第３番
倉内船側肋骨（フレーム１６７、１７５、１７９、１７１）の下部ブラケットの固着部にき裂、同倉内特設肋骨（フレーム１５８、１６２）の下部ブラケット端にき裂、トップサイドタンクの隔壁板（フレーム４８、９０、１８１、２２５）に座屈等が発生した。さんまるていん丸は、全倉にわたり第１番ないし第４番側桁板の補強を行ない、ホッパータンク内トランスリングの補強、トップサイドタン
ク内隔壁板の補強、第２番倉内船側肋骨の一部切替え補強、第３番倉内船肋骨全部の補強、同倉内特設肋骨下部ブラケットの切替え、第５番倉内船側肋骨に一部補強材取付け等の修理を行なった。
紀州丸では、ファッションプレートに荒天によるものと思われる凹損、船首船底外板にパンティン
グによる凹損、荒天による船首楼甲板下ピラーの曲がり、第１、２、５番ホッパータンクのトランスリング及び第２、３、５番トップサイドタンクのトランスリングに各座屈、第２番倉内船側肋骨下端
ブラケット部における肋骨のき裂、同肋骨上下端ブラケットの座屈、第５番倉内船側肋骨下端ブラケ
ット部における肋骨のき裂、同肋骨上端ブラケットの屈曲等の損傷が発生した。同協会検査員の検査報告書には、船側肋骨の損傷について船主は岸壁接触時の損傷ではないかと称するも納得し難い旨記載されている。紀州丸は、さんまるていん丸に損傷が発生したので、同船と同様に貨物倉内肋骨、二重底等の補強を行なった。
ジャパンパインでは、各倉口のハッチエンドガーダーのウエブに波状屈曲（歪量最大５０ミリ）、
第１、２、３、５番ホッパータンクのトランスリングに座屈、トップサイドタンクトランスリングに
座屈、第２番倉内船側肋骨下端にき裂、トップサイドタンク内水密隔壁に座屈（最も著しいものは第４番タンク）、二重底内側桁板の軽目穴の周辺に座屈（貨物倉内前後端付近）等が発生した。同協会
検査員の検査報告書には、トップサイドタンク内水密隔壁の座屈は類似船にしばしば発生するものであり、剪断に対する設計上の配慮不足のためである旨及び側桁板の座屈も剪断によるものである旨記載されている。ジャパンパインは、第２、３、４、６番倉側桁板の補強、貨物倉内全船側肋骨の補強、
ビルジホッパートランスリングの補強、トップサイドタンクトランスリングの補強等を行なった。
三国山丸では、フォアピークタンクの内部材に座屈及びき裂、フレーム１５５水密隔壁（第３番倉と第４番倉の間）上部にき裂、第３番倉と第４番倉間の上甲板及び第４番倉と第５倉間の上甲板に貨物の積付不良による凹凸損等が発生した。
八雲川丸では、トップサイドタンク後端で横隔壁と底板との溶接部に小き裂が発生した。同協会検査員の検査報告書には、本船は、鉱石を第１、３、５、７番倉に満載し、第２、４、６番倉が空倉の船型であるが、横隔壁の数が規定どおりであり、トップサイドタンクとの取合い部の補強も十分であり、また、各タンク内の横桁の板厚も厚いので、き裂、座屈等が発生するおそれはほとんどないものと考える旨記載されている。
第１１．１表、第１１．２表、第１１．３表、第１１．４表及び第１１．５表に紀州丸、さんまるていん丸、ジャパンパイン、八雲川丸及び三国山丸の鉄鉱石積みハッチリストをそれぞれ示す。（表中各船とも◎印を付した航次以降は、ぼりばあ丸遭難以後の数値である。）これらの表からわかるよ
うに、鉄鉱石のオルト積みの場合、５倉の船では第３番倉に、６倉の船では第２番倉にそれぞれかた
積みしているが、これが第２、３番倉付近に損傷が多く発生するひとつの原因と考えられ、これに対し７倉の船では、船倉の長さが短い第１、３、５、７番倉に均等に近い積載状態になるので、損傷が比較的尐ないものと考えられる。第１１．６表、第１１．７表、第１１．８表及び第１１．９表に紀州丸、ジャパンパイン、さんまるていん丸及び八雲川丸の鉄鉱石積み時荒天記録（正午の観測、以下同じ。
）をそれぞれ示す。

第４ 船体の強度
１、縦強度
縦強度については、鋼船規則第１４編に規定され、従来は横肋骨式構造船の船体中央部における断面係数を、式ｆ・ｄ・Ｂにより算出した値以上とするよう規定したうえ、更にそのｆについて種々規定していたものであるが、昭和３９年度の改正により、強力甲板及び船底に縦肋骨式構造を有する船について、断面係数に関する新たな算式Ｚ１、Ｚ２及びＺ３を導入追加し、実際に計算した断面係数が、これらのうち最も大きい値以上となるよう規定された。
（１）中央横断面の断面係数
本船の中央横断面の断面係数については、すでに日本海事協会の図面検査、承認の項で説示したとおり中性軸を上げるよう工作した結果、最終実測値がＮＫ要求値を上回り、鋼船規則に適合するにいたった。次にこれらの値を一覧表で示す。

右のＮＫ要求値は、鋼船規則第１４編のＺ３によって決まったものであるが、同規則によるホモ積みとオルト積みの計上の差は、ＺＤＫについてはホモ積みの場合２１．９４（単位は１０６ｃｍ３
以下同じ。
）、オルト積みの場合２２．２９、ＺＢＭについてはホモ積みの場合２２．６０、オルト積
みの場合２２．９６であり、鋼船規則上ではオルト積みした場合の断面係数は、Ｚ ＤＫ、ＺＢＭとも
ホモ積みした場合の断面係数よりわずかに１．６％増しあればよいことになる。これは第２条（１０）貨物重量の曲げモーメント係数の算式中、において、オルト積みの場合には、本船では空倉となる第２番倉と第４番倉が貨物倉ではないと解釈し、Ｖｉ＝Ｏとおいて計算した結果である。ところが後述する縦曲げモーメント及び剪断力線図による積付条件の差は、明瞭に大きな相違を生じ、また、第１２表に示すとおり、二重底にかかる荷重条件を単純に比較しただけでも、オルト積みした場合には、内底板上の鉱石平均重量はホモ積みした場合の約２．１倍となり、二重底荷重の最大値はホモ積みした場合の約３．６倍となり、更にオルト積みした場合には、二重底の横隔壁の位置における条件が単純支持に近い状態になるので、二重底の撓みはホモ積みした場合より著しく大きくなるから、オルト積みがホモ積みよりもはるかに苛酷な積付条件であるといえる。

なお、断面係数の計算にあたっては、肋骨及び横隔壁の間隔、肋骨や肋板の強さなどの横強度のことを考えなくても計算できるようになっており、極言すれば水密横隔壁が１枚もなくても、中央横断面の断面係数さえＮＫ要求値を満たしておれば、縦強度の規定に適合することになるが、これには船体が曲げを受けても断面の変形や撓みを生じないように適当に横強度が保たれているという前提条件がいるものと解される。
第１２表 二重底に与える荷重の計算

No.１(1) 鉄鉱石のオルト積み(ｲ) №３Hold に鉄鉱石 25,000 トンを積んだとき船底が支える
平均荷重=25,000/（35.10）×（31.7-1.045×2）＝24.05t/m２
船底から突き上げる水圧力=11.50×1.025＝11.78t/m２
差し引き内底板にかかる圧力
Ｗ＝24.05－11.78＝12.27t/m２
ＮＫ内規による波（高さ 8.4m for Ｌ＝213.0m）に乗ったとき（8.40/2）×1.025＝4.30t/m２
波の谷 Ｗ１＝12.27＋4.30＝16.57t/m２
波の山 Ｗ２＝12.27－4.30＝7.97t／m２(ﾛ) №２及び№４空倉の二重底が受ける水圧力
Ｐ＝－11.50×1.025＝－11.78t／m２
波の山では－11.78－4.30＝16.08t／m２
波の谷では－11.78＋4.30＝－7.48t／m２(ﾊ) 二重底の自己重量を加えるべきである。
（省略）(2) 鉄鉱石のホモ積み№２、３、４＆５ Hold Capacity を各 14,950m３とし、全倉の総容積を 67,200m３とすれば各 Hold 53,500×＝11,902t

内底板上の平均荷重 11,902/（35.10）×（31.7-1.045×2）＝11.45t/m２
船底から突き上げる水圧を差し引くとき
Ｗ＝11.45－11.78＝－0.33t/m２
ＮＫ内規の波に乗るとき
波の谷では －0.33＋4.30＝＋3.97t/m２
波の山では －0.33－4.30＝－4.63t/m２
ただし二重底の自己重量を加えるべきである。
（省略）

（２）縦曲げモーメント及び剪断力
船が航海中に受ける縦曲げモーメントは、波長が船の長さＬに等しく、かつ、その方向が船首尾線と一致したとき最も大きなモーメントを受けるので、日本海事協会においては、そのときの波高
Ｈを、船の長さＬが１５０メートル以上２５０メートル未満の船に対しては、
Ｈ＝１．４１Ｌ１／３ （Ｈは等価波高である）
なる式を与えてこれにより剪断力等の計算を行なうよう解説しており、Ｄ社においてもこれにより本船について曲げモーメント、剪断力曲線の作図解析を行なった。まず初期容積トリム計算書添付
図では、鉄鉱石（載貨係数１８立方フィート／ロングトン）を第１番倉に１１，４１０トン、第３番倉に２５，０００トン、第５番倉に１６，９７９トンのオルト積みとし、平均喫水１１．７３メ
ートル、トリム０、排水量６７，０３７トンの満載出港状態及び同じ積付条件で平均喫水１１．５０メートル、トリム０、排水量６５，６５０トンの満載帰港状態における各ホギング状態、サギン
グ状態の縦曲げモーメント、剪断力を求め、次に操船資料（昭和４０年８月１９日作成）では、鉄鉱石を第１番倉に１１，３９０トン、第３番倉に２５，０００トン、第５番倉に１７，１６２トンのオルト積みとし、平均喫水１１．７５メートル、トリム０．３７メートル、排水量６６，９６０トンの満載出港状態及び同じ積付条件で平均喫水１１．５３メートル、トリム０、排水量６５，６５６トンの満載帰港状態における各ホギング状態、サギング状態の縦曲げモーメントを求めており、
本件発生後操船資料に記載の状態を更にコンピュータープログラムにより計算した。これらの計算
結果は、第１３表に示すとおりである。

次に昭和４４年３月２８日調製の縦強度計算書では、本件遭難時の状態を想定して、鉄鉱石を第１番倉に１１，７９０トン、第３番倉に２４，５７２トン、第５番倉に１７，３８５トンのオルト積みとし、平均喫水１１．５６メートル、トリムマイナス０．１６メートル、排水量６５，８５１トンの満載帰港状態におけるホギング状態及びサギング状態の曲げモーメント、剪断力を求めており、その結果を第１４．１表に示す。
いっぽう鉄鉱石を第１番倉に５，２０９トン、第２番倉に１２，５７１トン、第３番倉に１２，６９８トン、第４番倉に１０，５７０トン、第５番倉に１２，５０７トンのホモ積みとし、平均喫水１
１．７４メートル、トリム０．３８メートル、排水量６６，９６０トンの満載出港状態におけるホギ
ング状態及びサギング状態の曲げモーメント、剪断力をコンピュータープログラムにより計算した結果は、第１４．２表に示すとおりである。同表で明らかなように、オルト積みのホギング状態における縦曲げモーメント及びオルト積みのサギング状態における剪断力がいずれも最大となり、これによってホモ積みすれば、船体が受ける縦曲げモーメント及び剪断力がかなり緩和されることがわかる。

日本海事協会は、本船の図面検査にあたりＤ社に対しトリムの許す範囲内において積付率を各ホールドに平均化するなどの対策をたてるよう推奨した。本件発生後Ｄ社が鉄鉱石を第１番倉に１１，０９１トン、第３番倉に２１，４６０トン、第５番倉に２１，００１トンをオルト積みとし、各倉とも均等の７２％の積付率とした場合について、コンピュータープログラムにより計算した結果では、満載出港状態においてホギング状態の最大曲げモーメントは３４７，８１７トンメートル、強力甲板に生ずる応力は毎平方ミリ１５．６０キログラム（以下応力の単位をキロと略称する。）、最大剪断力は
１０，７８１トン（第４番倉と第５番倉との境界）、同剪断応力は１１．１７キロ、満載入港状態においてホギング状態の最大曲げモーメントは３４１，５４９トンメートル、強力甲板に生ずる応力は
１５．３２キロ、最大剪断力は１０，４６０トン（第４番倉と第５番倉との境界）、同剪断応力は１０．８４キロで、いずれも著しく大きな値となっている。この計算においてはトリムの点は全く考慮されていないが、トリムの点も考慮して第５番倉の積付量を操船資料のとおり１７，１６２トン（５９％）に減量し、残量３、８３９トンを第２番倉に積むなどの措置をとれば、応力もある程度緩和されるものと考えられる。本件発生直後さんまるていん丸及びジャパンパイン（いずれもＥ社所属）では、オルト積みを中止してホモ積みとし、また、紀州丸（Ｑ社株式会社所属）では、完全なオルト積
みを中止し、ホモ積みとオルト積みとの中間の積付方法をとったが、いずれも運航実務者として思慮のある措置と認められる。

２、横強度及びねじり強度
鋼船規則には縦強度について第１４編の規定が設けられているが、横強度については第８編の肋骨に関する規定、第１２編の水密隔壁に関する規定、そのほか第１３編深水タンク及び第２８編油槽船の規定中横部材に関し規定があるのみで、縦強度のように特に１編を設けて横強度を算出するよう規定されていない。横肋骨式構造の船の場合には、通常横強度に十分余裕があり、破損例を調べても横強度不足によるものは尐ないが、縦肋骨式構造の船、特に倉内隔壁の数が尐なく大きな貨物倉を有する船では、横強度について十分考慮を要するところ、本船建造当時はコンピューターによる計算方式が開発されておらず、横強度の計算がきわめて複雑なため、横強度についての正確な計算は行なわれなかった。鋼船規則第１２編第８条第２項には、倉内隔壁の間隔が３０メートルを越えるときには、
適当な方法によって船体の横強力及び横防撓性を維持するようにしなければならないと規定されている。本船は、水密隔壁の総数９枚以上（外挿値によると１１枚）設けなければならないところ、これを省略して７枚としたため、第１番倉を除き、第２、３、４、５番倉の長さが３０メートルを越えるようになった。これに対し日本海事協会は、船側肋骨と二重底を重点的にとり上げ、本船に船側肋骨はないが、二重船側を肋骨と考えた場合には、一見しただけでも肋骨の強度に十分余裕があり、念のため計算すると、当時の一般貨物船に要求される値の約１０倍のＩ／Ｙがあり、トップサイドタン
クのトランスリング下の肋骨については、５倍ないし６倍のＩ／Ｙがあること、また、二重底の強度については、Ｈ内規とＪ素案で検討した結果、特に割増し補強をする必要がなく、横強度は十分維持されているものと認め、前示のとおり隔壁の省略を承認したものである。
ねじり強度については、本件発生後Ｄ社でコンピューター・プログラムにより計算した結果によると、正確ではないが、曲げ応力及び剪断応力ともに倉口間にある甲板のところで最大であって、他の箇所には非常に小さな応力しか生じておらず、倉口間の甲板でも曲げ応力は最大４．６キロ、剪断応力は最大３．７キロであり、あまり大きな値とはならなかったとしている。

３、二重底の強度計算
鉄鉱石など比重の大きい鉱石をオルト積みするばら積貨物船においては、前示縦曲げモーメントによって算出される応力に加えて、各倉の二重底に生ずる応力がかなり大きな値となり無視できなくなることが考えられたので、昭和３９年３月西部造船会技術研究会において、九州大学工学部教授Ｓが主査となって、「バルクキャリヤの二重底の強度」と題する手計算による二重底強度解析法が発表された。これは横隔壁及びビルジホッパーによって囲まれる二重底構造を直交異方性板とみなし、撓みｗに関する基礎方程式に境界条件を入れてｗの積分解を導き、これによって二重底各部の傾斜角、剪断力、曲げ応力等を求める方式によるもので、ばら積貨物船の最小重量設計を行なうための基礎理論として当時かなり実体に近い値を示す理論であると認められていた。しかして同解析法で実際に計算すると、かなり煩雑で時間を要することとなるので、同教授は更にグラフを用いて計算手数を簡略化した近似計算法を発表し、これがばら積貨物船の二重底強度を検討するための実用的な方法として広く採用されていた。Ｄ社においても、同近似計算法を用いて本船の二重底強度を計算し、載貨倉（第３番倉）中央部の船底外板において船首尾方向に１２．
２キロの引張り応力を生じ、このときの撓みが５１．２ミリとなる旨の結果が出た。同計算書は、計算過程において誤算が尐なからずあり、計算条件にも問題点のあるものであるが、本船建造当時Ｄ社において船体にかかる応力検討の資料としたのは、同計算書及び前示初期容積トリム計算書添付の曲
げモーメント、剪断力曲線図のみであり、両者を合算しただけでも、サギング状態において第３番倉中央部の二重底外板で引張り応力が約２３．９キロとなり、これはＡ級鋼を使用する船底外板の降伏応力とほとんど見合う値となる。Ｄ社は、昭和４５年６月１５日作成の二重底強度計算書を当審判庁に提出した。同計算書は、Ｓ教授の近似計算法により船側剛性を考慮し載貨倉のみについて再計算したもので、これによると第３番倉中央部の船底外板において船首尾方向に１０．６０キロの引張り応力を生じ、このときの撓みが４４．５ミリとなっている。
いっぽう日本海事協会においても、Ｊ素案の理論的根拠としてばら積貨物船の二重底パネルの強度を検討していたが、これは二重底構造を等方性板とみなし、前示Ｓ教授の撓みに関する基礎方程式を、として計算を進めたものである。この理論を展開するにあたり、船倉中央部の撓みが、船幅Ｂの７００分の１以下におさまるよう計算して、二重底の所要高さｈの式
ｈ＝０．０４７αｐ・Ｃθ・ａｗＣ・Ｂ／Ｃ´４
ただし、 αｐ……………荷重係数
Ｃθ……………二重底パネルの撓みに対する同パネルの傾斜角による修正係数

αｗＣ……………二重底パネルの撓みの係数
Ｃ´４……………内底板の厚さを決める係数を導いたが、更にこれに実船例及び一般貨物船の従来の規則を考慮しんしゃくして、中心線桁板の高さｄｏの基準を船幅Ｂの１６分の１と定め、同素案中の主要部材の寸法をほとんどｄｏの関数として規定した。これを本船の船幅３１．７メートルにあてはめて計算すると、船倉中央部の撓みは４５ミ
リ以下、中心線桁板の高さは１，９８１ミリ以上とならなければならないことになるが、本船の中心線桁板の高さがＪ素案中の基準値Ｂの１６分の１に満たないことは、前示のとおりである。この基準値は、ばら積貨物船内規に引きつがれ、昭和４０年版鋼船規則でも「ほぼ１６分のＢ以上とする。」と規定され、同４１年版鋼船規則では「ほぼ」を削除して、「特に本会の承認を得た場合を除き１６分のＢ以上とする。
」と改正された。なお、Ｓ教授の方式によりトップサイドタンクの変形の影響を考慮し、フーリエ級数に展開して試算すると（剪断中心は重心位置とみなした。）倉口縁水平変位拘束の場合、載貨倉において撓みは５８．２６ミリ、船底外板に生ずる船首尾方向応力は１２．８１キロ、肋板端部に生ずる剪断応力は１７．５５キロとなり、空倉において肋板端部に生ずる剪断応力は
１５．０５キロとなる。この撓み量は４５ミリを上回り、また、船底外板に生ずる応力と前示縦曲げモーメントによる応力１１．７キロを合算すると、サギング状態において第３番倉中央部の船底外板で引張り応力が約２４．５キロとなる。これらの計算結果を第１５表に示す。

次にホモ積みすれば、二重底の受ける荷重が大幅に緩和されることは前示のとおりであるが、Ｓ教授の方式による二重底計算法から積付方法の相違がどのように影響するかについて検討すれば、（２）
式第１項は、で表わされ、この項が撓みの量に最も大きな影響を与えるものであるが、このうちａ及びＤｘは二重底構造によって決まる数値であり、ｐは、二重底に作用する単位面積当りの下向き荷重である。したがって撓みはいうまでもなく、（２）式によって誘導される応力等はすべてｐの１次関数となり、これらはｐの値の大小によりほぼ線型的に増減するものと考えて差しつかえない。ところがｐの値は、ホモ積みの場合、各倉の二重底の浮力と鉱石の下向き荷重とがほとんど相殺されるのに反し、オルト積みの場合は、積付倉では鉱石の下向き荷重が、空倉では浮力による上向き荷重がそれぞれ他を圧倒し、二重底構造に対し非常に苛酷な条件を与えることになる。したがってオルト積みでは構造強度上安全が保証できない船でも積付条件をホモ積みに変更すれば十分に安全を保証できる場合のあることが、この点から立証できるわけである。
次に水密隔壁の総数を減尐して貨物倉が長くなった場合、これが二重底に与える影響については、
前示Ｓ教授の近似計算法により大体の傾向を知ることができる。いま、鉱石オルト積み満載状態で第３番倉につき、船側剛性及びトップサイドタンク変形の影響を考慮し、倉口縁の水平変位拘束という条件を与えたうえ、貨物倉長さを１７．５５メートル（実長の半分）、２３．８４メートル（二重底の幅ｂと同値）及び３５．１０メートル（貨物倉の隔壁間実長）と３通りに変化させた場合、その計算結果は次のとおりとなる。

すなわち、貨物倉中央部の撓みｗについてみれば、貨物倉長さａが増加するにつれてｗが著しく増加
し、アスペクト比（ａ／ｂ）が１．０以下では、日本海事協会の基準撓みである７００分の１Ｂ（４５ミリ）以内に収まるが、本船の貨物倉長さの場合にはこれを超過することとなる。また、貨物倉中央部船底外板の応力σ１Ｘについてみれば、ａの増加に伴ってσ１Ｘも増加するが、その増加率は、ａが大きくなるにつれて漸減し、アスペクト比が１．０以上となると、二重底負荷の依存度が船側方向に多くなるため、船首尾方向の応力はほとんど増加しなくなる。この結果いえることは、隔壁の総数を減尐して積付倉の長さａが長くなると、二重底の撓みに最も顕著な影響を生じ、アスペクト比１．
０以上の長い貨物倉では問題が生ずるのに対し、船底外板の応力σ１Ｘは、アスペクト比１．０以上ではあまり増加せず飽和曲線に近くなるものと考えられるが、このときはその応力値が問題であり、前示の縦曲げモーメントによる応力値の１１．７キロが妥当なものである限り、両者を合計した応力値
が降伏応力を上回らぬよう、換言すればσ１Ｘがほぼ１１キロ以下の応力に収まるよう貨物倉長さを押さえるか、二重底構造を強化するか、あるいはまた、積付条件を変更して満載サギング状態における船底応力の最大値を軽減させるか、同最大応力の位置を貨物倉中央部に来させないようにするかなどの周到な配慮を払う必要があったと考えられる。この計算経過を第１６表に示す。

次に貨物倉長さａの変化が浸水時の予備浮力に及ぼす影響については、Ｄ社の浸水時トリム計算（昭和４４年１月９日新製）によると、鉄鉱石オルト積み満載状態において隔壁間の長さ２１．６９メートルの第１番倉がバラストタンクとともに浸水することがあっても約３２，０００トンの予備浮力を保ち、トリムがマイナス７．８メートルとなって浮くが、隔壁間の長さ３５．１４メートルの第２番倉がバラストタンク、第１番燃料油タンク及びダクトキールとともに浸水する場合は、予備浮力が約２０，０００トンでトリムがマイナス１２．２メートルとなり、船首楼への浸水が始まり、錨鎖
庫及び第１番倉にも浸水して沈没することになる。日本海事協会は、水密隔壁の省略を承認するにあたり、前示のとおり念のため第１番貨物倉内にのみ浸水した場合について計算するようＤ社に指示したが、これは同協会としては、貨物船では軽損傷の場合しか考えておらず、衝突による可浸というものが思想的になかったところから、荒天時の損傷を考慮して行なった指示である。

４、ロイド規則による本船二重底構造の検討
ばら積貨物船に対する１９６４年ロイド規則を適用した場合、本船二重底の部材寸法は、次のとおりとなる。すなわち、竜骨板の厚さは、２８．０３ミリ、船底外板の厚さは２０．５ミリ、内底板の厚さは、中心線の板が２２．６５ミリ、そのほかの板が２０．１５ミリ、船底ロンジの断面係数は６０６．７立方センチ、縦通板の厚さは１３．９１ミリ、内底板ロンジの断面係数は７０４．５立方セ
ンチ、肋板間隔は１，８１２ミリ、肋板の厚さは１５．５３ミリ、中心線桁板の厚さは１７．１５ミ
リ、中心線桁板の高さは１，４８１ミリとなる。しかして船底外板、内底板及び肋板で構成する船底横桁の強度については、断面係数要求値が６６，８４１立方センチであるから、中心線桁板の高さを本船の１，７５０ミリ、肋板の厚さを本船の１４ミリのままとし、中央に高さ６００ミリのマンホールを設けたとして計算すると、内底板及び船底外板の厚さはいずれも３０ミリを要することとなり、また、マンホールが中央部にあって高さ６００ミリとし、横置隔壁が２０ないし２１メートルの間隔で置かれているとして、ロイド規則で要求される最小板厚でこの桁板を構成すると、中心線桁板の高さは２，３２０ミリを要することとなる。なお、本船の肋板はビルジホッパー内で１枚おきに支えのない遊びの端部となっており、同肋板に生ずる応力を計算すると、２２．５６キロとなる。この計算
経過を第１７表に示す。

５、ばら積貨物船の規定等を適用した場合
現在Ｈ内規中に組み入れられているばら積貨物船の規定（昭和４２年９月一部改正）及び１９６６
年国際満載喫水線条約の決定事項を本船に適用した場合、構造的には、

①

バルクヘッドホッパーの斜板下の位置に片方は肋板を設けていない。

②

ビルジホッパー内の各肋板の箇所に防撓桁（トランスリング）を設けていない。

点で適合せず、また、部材寸法上からは、基本的には前示撓みと中心線桁板の高さに関する基準寸法に満たないが、これらのほか、①

ビルジホッパーの斜板②

鉱石積付倉の二重底内底板③

第２番倉の鋼製ハッチカバー④

トップサイドタンク内の船側ロンジ、底板ロンジ、底板及びトランスリングの一部⑤

第３番倉に面する横置隔壁⑥

横置隔壁の下部ホッパー内側に設けられた防撓材⑦

二重底の中心線桁板、側桁板及び実体肋板の各板厚が不足する。
すでに船級を付与された船に新しい内規を適用した場合、本船のように大幅に部材寸法が足らなくなったのは、珍らしい事例である。日本海事協会としては、規則の改正によって部材寸法が足らなくなっても、鋼船規則に包含されている範囲内の安全性は確保されているとの見地から、在来船に対し積付条件の変更等の措置をとっていない。

第５ 船体構造強度に関する鑑定、研究等
１、Ｔ及びＵのバルクキャリヤの二重底構造の設計法に関する一考察
Ｔ、Ｕ両氏は、バルクキャリヤの構造寸法を種々に変更した場合、それが二重底強度ひいては最小
構造重量にどのような影響を与えるかを知るために、Ｓ教授の近似計算法を用いて６３ケースにわたる検討を行ない、その結果を昭和３８年４月号の関西造船協会誌に発表しているが、そのうち、ぼり
ばあ丸の構造寸法に比較的近いもので、船の幅３１メートルに対し船倉の長さを１７メートル、２５メートル及び３５メートルに変化させた場合の計算数値を摘記すると次のようになる。

いっぽう、船倉の長さ３５メートルを固定して、二重底高さを１．４メートル、１．８メートル及び２．２メートルに変更させた場合の数値を摘記すれば、

となり、船倉の長さを変更した場合の影響は、本船について試算した既述の結論と傾向的に全く一致する。また、二重底高さを変更した場合の影響は、二重底の撓みにも応力にも明瞭にその差があらわ
れ、二重底の高さを１．４メートルから８０センチメートル増して２．２メートルとすれば、構造重量は約１２．５％増加するが、二重底中央部において、撓みが約５０．８％、船首尾方向応力が約２６．２％及び横方向応力が約３１．４％とそれぞれ大幅に軽減されることがわかる。

２、Ｖ、Ｗ及びＸの二重底構造の強度に関する実船試験
実船における二重底及びその周辺構造の部材の変形と、それらに生ずる応力についての実測値は従来ほとんど発表されておらず、実船構造における力学的挙動を確認することができない現状である。
Ｖ氏らは、株式会社Ｙで建造された鉱石兼油運送船について実船計測を行ない、軽喫水状態において
計測二重底の真上の船倉内に短時間に満倉にいたるまで注水負荷し、そのときの歪及び撓みを計測し、ついで排水を開始し、同様に歪及び撓みを計測し、これと平行してＳ教授の理論による二重底構造の強度解析を行なった。供試船は、５８，７００重量トンの鉱石兼油運送船で、船倉の数７、船の幅３１．７メートル、１倉の長さ約２２メートルあり、二重底は高さ１．７５０メートルの中心線桁板のほか両舷各４条のサイドガーダーが縦通し、船側は内外壁の間隔１．４００メートルのダブルハル構造を採用し、また、横置隔壁は二重隔壁となっており、横置隔壁ホッパーの前後下端には実体肋板が設けられている。この実船二重底構造についての試験結果とＳ教授の方式による理論解析から得られた結果を比較検討して、次のように発表している。

（１）二重底の撓みについては、理論計算と実測値はきわめて良好な一致を示している。
（２）二重底、船側、隔壁等の諸構造部材に生ずる応力及び歪については、これら部材の主要点について行なった曲げモーメント、軸力、剪断力の計算結果から各部材に生ずる歪及び応力を求め、更に船体縦曲げ応力も加算して強度解析を行ない、歪の計算値と実測値との比較をしたところ、二重底構造部材をはじめ、船側ダブルハル及び横置隔壁下部の諸部材について、全般的にかなり良好な一致を示している。ただし、縦桁、肋板、船側ウエブの端部における剪断歪の計算値は、いずれも実測値の平均に比べてやや高めの値を示している。
（３）二重底の剪断撓み量は、通常その曲げ撓み量とほぼ同程度と考えられる。したがって、剪断撓みを無視した計算は、過小の撓みを与える危険がある。今回の二重底撓み計測の結果からも、このことが確認された。
（４）二重底の各構造部材に生ずる曲げ応力（船体縦曲げの影響を除いた）は、軽荷喫水で当該船倉を満載するというきわめて苛酷な荷重条件でも、１０キロを越えることはほとんどなかった。ただし、肋板の船側ホッパーとのすみ角部には、局部的な著しい応力集中が認められた。いっぽう、二重底、船側、隔壁の諸構造部材に生ずる剪断応力は、一般に高い値が計測され、なかでも、中心線桁板及び側桁板の横置隔壁端部においては、１０キロを越える応力も計測された。

３、Ｚ株式会社の超大型バルクキャリヤの構造強度に関する研究
ばら積貨物船の大きさ、船側剛性及び船倉縦横比（ａ／Ｂ）を種々に変化させた場合、船体強度面にどのような影響があるかを検討するため、同社において開発された電算プログラムＦＲＡＭＥを用いて立体的な強度計算を行なった。これによると、ロイド船級を有し、オルト積みをする６６，１００重量トンの実在船を基準船とし、これを船側剛性を変化させずにトン数を約２倍としたもの、以下
トン数はこれと同じで船側剛性を５０％及び６００％に変化させたもの並びに船倉長さを増加させたもの、のそれぞれについて計算比較し、結論として次のように述べている。
（１）船側剛性を大きくすると船側肋骨自身の応力は低下するが、隣接部材の応力はかえって大きくなる。
（船側剛性の二重底撓みに与える影響はきわめて小さい。
）（２）船倉が長くなると各部の応力が大きくなる。この影響は、船倉の縦横比が０．５ないし０．９の範囲が著しい。
（３）船が大きくなっても、船倉長さを相対的に短くすれば、強度的な問題はあまり起こらない。
なお、本立体計算の結果を平面計算の結果と比較すると、両者は非常によく一致し十分信頼できる旨発表されている。

４、Ｄ社のＺユニットを用いた立体強度計算（二重底を含む、昭和４４年４月１５日新製）
Ｄ社は、同社の開発による電算プログラムＺユニットを用いて、ぼりばあ丸の第１、２、３番倉を取り出し、船体をボックスガーターまたは板付きの骨組構造にモデル化し、第３番倉後端より尐し第４番倉にはいった断面の１１点の変位を拘束し、回転は自由とし、他端にあたる第１番倉前端は自由とし、このモデルに貨物重量、船体重量及び種々の波を受けた場合の荷重をかけて船体各部の応力を算出した。本計算は、載荷条件として、第１番倉は鉄鉱石（載貨係数１８立方フィート／ロングトン、
安息角１０度）の高さ１２．５メートル、第３番倉は鉄鉱石の高さ１３．５メートルとし、第２番倉

は空倉とし、船側、ホッパー及びバルクヘッドに対する鉄鉱石貨物による土圧は、クーロンの土圧式を採用したものである。本計算のうち、二重底の船体中心線及び船倉中央部付近横強度部材の応力値を第１８表に示す。
ケース（１）は、貨物重量、船体重量及び次の波浪条件を加えたもの
波長 ７２．０８メートル（第２番倉の長さの２倍の波長）
波高 ６．０メートルで波の頭が第２番倉の中央にきたとき
ケース（２）は、貨物重量、船体重量、及び日本海事協会基準波浪のサギングの条件を加えたもの
波長 船の長さＬに等しい２１３．０メートル
波高 ８．４４メートル（１．４１Ｌ１／３）
ケース（３）は、貨物重量、船体重量及び日本海事協会基準波浪のホギングの条件を加えたもの
波長及波高はケース（２）と同じ
本計算によると、サギング状態において、第３番倉中央部船底の横方向の曲げ応力がもっとも大きく、１３．４キロ（引張り）で、このときの船首尾方向の応力は１０．０キロとなり、ホギング状態
では、上甲板は第３番倉の引張り応力がもっとも大きく、約１０キロとなっている。この数値は、拘束条件等により縦強度計算の結果とは一致しないとなっているが、第１３表のコンピュータープログ
ラムによる縦曲げモーメントの計算結果では、出港時サギング状態で第３番倉中央付近で最大曲げ応力が約１２キロとなり、出港時ホギング状態で第４番倉中央付近に最大曲げ応力が現われ、約１３．
５キロとなり、両者の間にかなりの相違がある。

５、ＡＡ情報処理部ＢＲの鑑定
当審判庁は、ぼりばあ丸の第２番倉の上甲板にあげられた燃料油注油口付近における応力集中の状態を知る必要があったので、ＡＡに依頼して同研究所の開発になるコンピュータープログラムＡＴＬ
ＡＳを使用して、有限要素法により上甲板倉口周辺各部の変位、反力、応力及び規格化応力の算出を求めたところ、大要次のような結果が得られた。
鑑定内容
船体の縦曲げモーメントによる前部貨物倉の上甲板倉口周辺における応力計算
鑑定条件① 倉口間長さの中央において単純支持とする。
② 倉口間長さの中央において単位長さの縦曲げ伸びを与える。
③ 範囲は、フレーム１６２からフレーム１８２までの区間で、トップサイドタンク下端から上方の甲板構造部材を対象とする。

鑑定結果
上甲板、隆起甲板及びハッチコーナーブラケットにおけるＸ軸方向（船の長さ方向）の応力値を図上にプロットして検討したが、主要な部分の応力値にはさほど急激な変化が見られなかった。本計算に用いた要素の分割があらいので、燃料油注油口周辺の応力集中の精密な応力値は求められなかったが、この周辺の平均応力には隆起甲板、ハッチコーナーなどの影響が見られず、規準応力（倉口の長さの中央で舷側付近上甲板の船首尾方向の応力）の１．３倍程度であり、したがってこの部分の最大応力は規準応力に実際の開口に対する応力集中係数（たかだか３）を乗じて得られるものと思われる。

６、東京大学工学部教授ＡＣの鑑定
当審判庁は、Ｄ社のＺユニットを用いた立体強度計算とは別にＡＣ教授に鑑定を求め、同教授が関与して開発にあたっている「ばら積貨物船の船倉部強度解析の有限要素法によるプログラム」により、ぼりばあ丸の遭難に関係があったと思われる第２番貨物倉の船底部及び船側部の応力計算を依頼した。
鑑定内容
第２番貨物倉の船側部及び船底部に生ずる弾性応力の計算とそれに基づく構造強度の検討
鑑定条件として載貨状態は、① 鉄鉱石を船倉１つおきに積載した状態、ただし第２、４番貨物倉は空倉とする。
② 鉄鉱石を全倉均等に積載した状態
鑑定条件としての波浪は、日本海事協会の規準に準ずる波浪
鑑定結果
第２番倉の中央縦断面近傍の二重底縦桁材の応力並びに中央横断面内の肋板及び二重船側構造の応力の主要値を第１９．１表に示す。
ケース（１）は、載荷条件として、満載出港（鉄鉱石）サンニコラス出港時のものを基準にし、第３番倉に２５，０００トンを積載して第２番倉は空倉とし、喫水は同基準時の船首喫水１１．５６メートル、船尾喫水１１．９３メートルから、第２番倉中央の喫水を求め、計算対象範囲にわたり一様にこの喫水とし、波浪は次のものとした。
波長 船の長さＬに等しい２１３．０メートル
波高 日本海事協会の規準に準ずる０．７ｄ（ｄは計画満載喫水）で、波頂が第２番倉の中央にきたときケース（２）は、載荷条件として、各船倉に均等載貨した状態を考慮して第２番倉及び第３番倉の積載量を求め、喫水及び波浪はケース（１）と同様とした。
ケース（３）は、Ｄ社のＺユニットを用いた３ホールド立体強度計算（二重底を含む）のケース（１）と条件を合わせた。
ケース（４）は、同計算のケース（２）と条件を合わせた。
ケース（５）は、同計算のケース（３）と条件を合わせた。
ケース（６）は、ケース（１）において波浪を考慮しない（平水中）もの。
第１９．２表は、第１９．１表の計算値を次のように補正して得られた応力値である。

波浪による縦曲げ応力を、と仮定
船側に生ずるσｂ、τを計算値の２倍になると仮定し、肋板の端におけるτは、計算値を倍したものである。

第１９．２表に示された応力値によりケース（１）の第２番倉が空倉で長い波長の波頂がその部にくるときが、ほぼ最も厳しい条件を与え、波長が短いときは船体としてはむしろ耐え易い状態であることがわかる。そこで主にケース（１）について考察すると、直応力として大なる値を示すのは外板面であり、ここに示されたのは肋板あるいは桁板の応力で、外板の応力はここに示された値より大になるか、この部の外板はキールであり、板厚が大であるので、もしも座屈などが生ずるとすれば、むしろＡストレーキであろう。この部の横方向圧縮による座屈応力σｃｒは、であるので、縦方向の応力を考慮しても、座屈が起こるとは断言できない。かりに座屈が生じたとしても、わずかにたわむに過ぎないであろう。船側二重船殻内側板については、となり、この部分にも座屈は起こらないと考えられる。正応力すなわち引張応力については、その値が小さいので、破壊が生ずるとは考えられない。桁材の端の剪断応力１２．６キロは、これと同等な引張応力（相等応力）が２１．８キロであるので、比例限応力を超えている。しかし、この応力の生ずるのは桁材の端部であるため、ダクトキールに応力集中源としての穴がないので応力集中は生じない。船の縦曲げによる圧縮応力を考慮して、座屈が生じたと仮定しても、剪断による座屈は張力場となり安定であることを考慮すると、二重底に重大な影響をもつとは考えられない。肋板の端の剪断応力１１．８キロについても同様な考慮がなされる。この場合の問題点としては、端に近い位置に４００ミリ径の穴があることである。穴がないとしたときの剪断応力はほぼ１０．５キロであり、したがって穴の周りに生ずる応力は弾性理論によって計算すると４２キロになる。しかし実際に生ずる応力は塑性変形により３０キロ程度となり、しかも波浪によって変動する応力部分は小であるので、この部に疲労クラックが生ずるとは断言できない。いまひとつの損傷の可能性として、穴周辺の座屈が考えられる。しかし穴の近くにスティフナーかあるため、座屈が生じたとしても、ごく局所に限られるであろう。船側二重船殻に生ずる剪断応力も穴によって高められるが、大きな穴に対しては周辺の補強があるため座屈も生じないと考えられる。ケース（１）の応力より大きい応力値が現われるのは、ケース（４）の桁材の中央内底板側及びケース（５）の桁材の中央外板側である。後者の数値はケース（１）の対応する値と誤差程度しか異らない。これによって生ずる外板の座屈については、外板が縦肋骨構造になっているので問題にならない。むしろ横方向の圧縮応力による座屈が生ずる可能性があるが、これに対してはケース（１）の方が厳しい状態になっている。前者すなわちケース（４）の桁板の内底板側の引張り応力１４．６キロは比例限応力以下と考えられるし、通常の設計に用いられる応力の規準以下である。ホッパー部については応力計算を行なわなかったが、この部分は建造当時にストラットを設けるなどの補強が行なわれており、二重底に比べて強度が低いとは考えられない。
結論として、局所的に塑性変形あるいは座屈が生ずる可能性があるが、これらはごく局所的な影響を与えるに過ぎず、ここで検討した範囲の荷重状態においては、第２番倉の船底及び船側部で船体が破壊を生ずるとは考えられない。
ＡＣ教授の計算法は、本船について初めて行なったもので、他船については計算したことがなく、かつ、同計算法では腐食予備厚が差し引かれていない。

７、九州大学工学部教授Ｓの鑑定
Ｓ教授は、理事官の依頼によりぼりばあ丸船倉部二重底及び船側構造の強度について、次のとおり
鑑定した。
鑑定の要旨
ぼりばあ丸の貨物倉二重底及び船側構造の各局部強度と縦曲げに対する船側構造の剪断強度を検討した結果、第２番貨物倉と第３番貨物倉との境界付近において、ホッパー斜板の上部にかなり大きな剪断応力が発生し、この部分で降伏を生ずる可能性があり、明らかに剪断に対する強度が不足していると判定した。本船の遭難時における損傷状況の詳細が不明なため、この部分の強度不足が損傷の主要な原因と断定することはできないが、尐なくとも損傷原因のひとつとなる可能性はあると考えら
れる。
鑑定の結果
操船資料に記載の満載（サンニコラス）帰港状態、すなわち第１番貨物倉に１１，３９０トン、第３番貨物倉に２５，０００トン、第５番貨物倉に１７，１６２トンの鉄鉱石を積載し、第２、４番貨
物倉及び各バラストタンクを空倉とした状態を対象とし、二重底及び船側構造の各局部強度と縦曲げに対する船側構造の剪断強度を検討した。この場合、局部強度についてはキール上面上１１．５０メートルの喫水に相当する静水圧及び波浪影響として波高が該喫水の０．７倍の波の静水圧を考慮し、縦強度については日本海事協会の縦強度に対する基準波の静水圧を考慮した。構造寸法は、中央切断
図（９０２－０５１及びＨＨ－１９）より腐食量として板厚を一律に２．５ミリ差し引いたものを用い、二重底及びトップサイドタンク内の側桁板、肋板、船側肋骨の各軽目穴の面積を控除した。なお、第２番貨物倉の長さは、正確には３６．０４メートルであるが、便宜上これを第３番貨物倉の長さ３６．００メートルに等しいとみなして計算を行なった。また、比較のため船倉の長さを３２．４０メ
ートル、２８．８０メートル、２５．２０メートル、２１．６０メートルとした場合及び船側肋骨の深さを０．６９７メートル、１．５６８メートルとした場合についても検討を行なった。
（１）二重底及び船側構造の局部強度（イ）立体強度計算
西部造船会技術研究会構造部会により発表された計算法（西部造船会技術研究会研究報告第２号、昭和３９年３月）を用いて、ぼりばあ丸の第２番船倉（空倉）及び第３番船倉（積載倉）の立体強度計算を行なった。計算は２４ケースについて行ない、そのうちケース（１）は第２番船倉（空倉）が波の山と一致した場合、ケース（２）とケース（３）は第３番船倉（積載倉）が波の谷と一致した場合であって、ケース（２）は鉱石圧が鉛直方向に作用すると仮定した場合、ケース（３）は鉱石圧が水圧と同じように面に垂直に作用すると仮定した場合である。また、ケース（４）は後述の縦曲げに対する船側構造の剪断強度の計算で引用するためのケース（波の谷が船体中央と一致した場合の第２番船倉の状態）であって、その他のケースはそれぞれ前示４ケー
スにおいて船倉の長さを変化させた場合及び船側肋骨の深さを変化させた場合である。本計算では二重底の撓みｗをフーリエ級数に展開する計算法を用い、フーリエ級数は１３項までとって計算を行なった。また、トップサイドタンクの変形も考慮したが、トップサイドタンクの倉口縁における水平変位は、これを拘束した場合と拘束しない場合とで計算結果にあまり差異がないので、

倉口縁で水平変位が拘束されていると仮定して計算を行なった。主要な点の応力及び変形は第２０．１表に示すとおりである。

座標軸は、図１・１に示すようにとっている。

（ロ）ホッパー及びトップサイドタンクの断面変形の影響（イ）で述べた立体強度計算においては、ホッパー及びトップサイドタンクはねじれ変形と曲げ変形を生ずるが、その断面の形状は変化しないものと仮定している。この仮定は船側肋骨に対しては多尐苛酷な状態を仮定していることになると思われる。そこで船倉中央の１肋骨心距のみを取り出し、縦方向の影響を無視して平面ラーメン計算を行ない、その結果から船側肋骨に生ずる最大応力がホッパー及びトップサイドタンクの断面変形の影響によりどの程度減尐するかを検討した。本計算ではＡＤ博士によって発表された近似計算法（造船協会論文集第１０９号、昭和３６年６月）を用い、ラーメン計算を行なった結果（ホッパー及びトップサイドタンクの断面変形の影響を考慮した場合に相当する。）と、ホッパーと二重底肋板及び船側肋骨との接合部、トップサイドタンクと船側肋骨との接合部にそれぞれスパンポイントがあると仮定して計算を行なった結果（ホッパー及びトップサイドタンクの断面の形状が変化しないと仮定した場合に相当する。
）とを比較することにより、ホッパー及びトップサイドタンクの断面変形の影響を考察したが、その結果は次表に示すとおりである。ただし荷重状態としてケース（１）を選んだ。
(曲げモーメントの単位：ｔｍ）（ハ）腐食量の影響
以上の計算では腐食量として板厚を一律に２．５ミリ差し引いた寸法を用いて計算を行なった。
しかし遭難時の腐食量が２．５ミリより尐ないことも考えられるので、腐食量を差し引かなかった場合に応力がどの程度減尐するかを近似的に検討すると、次表に示すようになる。

（ニ）考察
二重底構造には（イ）で計算した応力のほかに船体の縦曲げによって隼ずる応力σｌが重畳される。したがって二重底構造の強度を検討するためには、σｌを計算しなければならない。Ｄ社の曲げモーメント、剪断力曲線（Ｋ－２６）によれば、ホギングの場合の最大曲げモーメントは
２６２，４００トンメートル、サギングの場合の最大曲げモーメントは２７２，０００トンメー
トルであり、また、ぼりばあ丸の中央部横断面の断面２次モーメントと中立軸より外板までの距離とで求めた外板に生ずるσｌの値は、となる。なお、ホギングの場合の最大曲げモーメントは、第４番船倉の中央部に生じているが、第４番船倉も空倉で第２番船倉と同じ状態にあるので、この値を用いて検討する。（ロ）で述べたように、ホッパー及びトップサイドタンクの断面変形の影響を考慮すると、船側肋骨下端の曲げ応力は約２０％減尐すると推定される。したがって（イ）で計算した船側肋骨下端の曲げ応力には係数０．８を乗じて修正することとする。そうすると、二重底構造及び船側構造の主要な点の応力値は次表に示すようになる。

本表の応力の値を見ると、〔τｙ〕ｘ＝ａ／２、ｙ＝－ｂ／２すなわちホッパーとの接合点における二重底肋板の剪断応力と〔σｎＢ＋σ２Ｂ〕ｘ＝ａ／２すなわち船側肋骨の下端における内側板の応力以外は、おおむね許容範囲内に納まっていると見ることができる。船側肋骨の下端における応力はケース（２）でかなり大きくなっているが、積載倉の状態はケース（２）よりもケース（３）に近いと考えられるので、実際にはちょうど許容限界付近にあるものと推定される。
この部分は構造が不連続となっているので、工作の不良等が重なればクラックを生ずる可能性がある。二重底肋板の端部における剪断応力の値は過大であり、内底板上の肘板による補強の効果を考慮〔ケース（１）の場合肘板の先端の位置における剪断応力の値がマイナス１５．６キロとなる。〕しても、この部分で降伏を生ずる可能性がある。なお、船倉の長さａを小さくすると、
船側肋骨下端の応力はかなり減尐する。これに対し二重底肋板の端部における剪断応力は、ａを小さくしてもあまり減尐しない。また、船肋骨の深さを大きくしても、船側肋骨下端の応力はあまり小さくならない。これは、船側肋骨の剛性が大きくなるために、ホッパーの回転によって船側肋骨に負荷される曲げモーメントの値が大きくなるためと考えられる。
（２）縦曲げに対する船側構造の剪断強度（イ）船側構造に生ずる剪断応力の計算
Ｄ社の曲げモーメント、剪断力曲線（Ｋ－２５及びＫ－２６）によれば、最も大きな剪断力が生ずるのは、満載帰港状態におけるサギングの場合であって、第２番船倉と第３番船倉の境の位置（フレーム１６３）に１０，２５０トンの剪断力が生じている。したがってこの剪断力によって船側構造に生ずる剪断応力を計算した。剪断応力の計算は、鑑定人が以前に発表した論文（西部造船会会報第１号、昭和２４年８月）の方法を用いて行なったが、簡単のために二重底内の縦桁の下端における剪断応力は零であると仮定した。計算法は、図２．１に示すように、倉口側桁と上甲板、トップサイトタンク底板と船側外板、ホッパー頂板と船側外板及び二重底内縦桁と船底外板との各接合部をそれぞれ切り離して静定構造とし、トップサイドタンク内に剪断流（剪断
応力と板厚の積）ＸＳ、船側二重構造内に剪断流ＸＤ、ホッパー内に剪断流ＸＨを考える。そうす
ると横断面内の任意の点Ｐの剪断応力は、次式で与えられる。

Ｆ：横断面に作用する剪断力
Ｉ：横断面の断面二次モーメントｍ：Ｐ点で分割されたいずれか一方の部分の「横断面の中立軸」に対する断面一次モーメントｔ：Ｐ点における板厚Ｘｉ：Ｐ点における不静定剪断流で次のように取る。

（横断面の各部材に図２・１に示すような番号をつけた。）
１～１７：Ｘｉ＝Ｘｓ
１８Ａ～１８Ｃ：Ｘｉ＝ＸＤ
１９～３２：Ｘｉ＝ＸＨ
３３～４２：Ｘｉ＝－ＸＨ
４３～４５：Ｘｉ＝－ＸＤ
４６～５７：Ｘｉ＝－Ｘｓ：Ｘｉ＝ＸＤ－ＸＨ：Ｘｉ＝Ｘｓ－ＸＤ

Ｆ＝１０，２５０ｔ、Ｉ＝１９，１３８×１０９ｃｍ４として計算した剪断応力の値は、第２０．２表に示すとおりであり、これを図示すれば図２．２に実線で示すようになる。１番大きな剪断応力はホッパー斜板の上部に生じ、その値は１６．５
キロに達している。

σとτが同時に作用する場合に、等価応力σｅで強度を検討することがある。すなわち、であって、ミーゼスの仮説にしたがえば、σｅが降伏応力σｙに等しくなった場合に降伏が生ずることになる。満載帰港状態におけるサギングの場合にはフレーム１６３の位置に約１６０，０００トンメートルの曲げモーメントが作用していると推定されるので、
Ｍ＝１６０，０００ｔｍと仮定して梁理論によりσを計算し、（２．２）式よりσｅを計算すれば、第２０．２表に示すようになる。ホッパー斜板の上部ではσｅが２８キロを越しているので、降伏を生ずる可能性がある。
（ロ）横隔壁へ伝達される荷重の影響
二重底構造に作用する荷重の一部は船側へは伝達されず、縦桁を通して横隔壁へ伝達される。
（１）の（イ）で述べた立体強度計算法によれば、二重底構造より直接船側構造へ伝達される単位長さあたりの荷重は、次式で与えられる。

満載帰港状態におけるサギングの場合の第２番船倉について計算すれば、この場合の第２番船
倉の平均喫水は１２．４７メートルと推定されるので、空倉で喫水１２．４７メートルの場合について立体強度計算を行なった。この計算値を（２．３）式に代入してｑＡを計算すれば、図２．
４に実線で示すようになる。もし二重底構造に作用する荷重が全部船側へ伝達されると仮定すれば、単位長さあたりの荷重は、
ｐｂ／２＝１５２．４ｔ／ｍとなり、図２．４に点線で示すようになるので、図２．４の点線と実線の差の部分に相当する荷重が横隔壁へ伝達されることになる。実際には第２番船倉の喫水は一様ではないので、図２．４の点線と実線の差にその位置の喫水と平均喫水との比を乗じて修正することにより、近似的に横隔壁へ伝達される荷重を求めることとした。このようにして計算された横隔壁へ伝達される荷重の２倍（両舷分）を浮力曲線より減ずれば、船側構造に作用する有効な浮力の曲線が得られる。
図２．５の実線は、このようにして求めた有効な浮力曲線で、点線はもとの浮力曲線である。

このようにして船側構造に作用する浮力の曲線を修正すれば、当然船側構造に作用する剪断力
の曲線も影響をうける。
いま、近似的に船倉中央の剪断力は不変で、船倉前半部及び後半部の浮力の修正が、それぞれ船倉前半部及び後半部の剪断力曲線に影響すると仮定すれば、修正された剪断力曲線は、図２．
６に実線で示すようになる。同図の点線は、修正前の剪断力曲線で、この修正によりフレーム１
６３の位置の剪断力は１０，２５０トンから９，１１０トンに約１１％減尐した。なお、参考のために船倉の長さａを変えて同様な計算を行ない、横隔壁へ伝達される荷重△Ｐ（図２．４の点線と実線の間の面積の２倍に相当する。）を求め、二重底構造に作用する全荷重Ｐ＝ｐａｂ及び△Ｐ／Ｐの値とともに次表に示した。

（ハ）ホッパーに作用するねじりモーメントの影響
二重底構造及び船側構造に荷重が作用すれば、ホッパーには一般にねじりモーメントが発生する。このねじりモーメントの大きさは、（１）の（イ）で述べた立体強度計算法により求めることができる。すなわち、ホッパーに生ずるねじりモーメントをＭｔとすれば、したがって横隔壁に生ずるねじりモーメントをＭｔｏとすれば、いま、満載帰港状態におけるサギンクの場合の第２番船倉について計算することとし、ケース（４）の場合のθｎ値を（２．５）式に代入すれば
Ｍｔｏ＝１９９．２×１０６ｋｇｃｍとなる。ねじりモーメントＭｔｏによって生ずる剪断応力をτｔとし、ホッパーの横断面における厚さの平均線によって囲まれる面積をＡＨとすれば、次式が成立する。
２τｔｔ ＡＨ＝Ｍｔｏ ………………（２・６）
ぼりばあ丸の場合には ＡＨ＝２０５．４×１０３ｃｍ２であるから
τｔｔ＝Ｍｔｏ／２ＡＨ＝－４８４．７ｋｇ／ｃｍ ………………（２・７）
右式より計算したτｔの値は第２０．２表に示してある。
この剪断応力τｔは、（２）の（イ）で述べた船体の縦曲げによって生ずる剪断応力τに重畳される。重畳された剪断応力
τ＊＝τ±τｔ（±はτとτｔの方向によってきめる。）及びτ＊とσが同時に作用する場合の等価

応力＊σe の値も第２０．２表に示してある。また、これらの値は、図２．２及び図２．３にそれぞれ点線で示してある。船側外板ではτとτｔが打ち消すので、ねじりモーメントの影響を考慮することによって、剪断応力の値は小さくなるが、ホッパーの斜板及び頂板ではτとτｔが同方向に作用するので、ねじりモーメントの影響を考慮すると、剪断応力の値が大きくなる。このためホッパー斜板では等価応力＊σe の値も非常に大きくなり、上部のかなりの範囲にわたって３５キロを越している。なお、参考のために船倉の長さを変えてねじりモーメントＭｔｏを計算し、その結果を次表に示した。

このほかホッパーの曲げによって生ずる剪断応力も考えられるが、この応力はねじりによって生ずる応力の１０％程度であるので、無視することとした。
（ニ）腐食量の影響
以上の計算では腐食量として板厚を一律に２．５ミリ差し引いた寸法を用いて計算を行なっている。しかし、遭難時の腐食量が２．５ミリより尐ないことも考えられるので、腐食量を差し引かなかった場合に応力がどの程度減尐するかを近似的に検討すると、腐食量を差し引かなかった
場合の剪断応力をτ０とし、剪断応力が剪断に対する有効断面積に逆比例すると仮定すれば、

すなわち、腐食量を差し引かなかった場合の剪断応力は、腐食量２．５ミリを差し引いて計算した値より約１５％程度小さくなるものと推定される。
（ホ）考察
船体の縦曲げによってぼりばあ丸に生ずる最大剪断力は、満載帰港状態におけるサギングの場
合に、フレーム１６３の位置に生ずる１０，２５０トンであると推定される。この剪断力によって船側構造に生ずる剪断応力は、ホッパー斜板の上部で最大となり、その値は１６．５キロに達する。この部分ではホッパーに作用するねじりモーメントによって生ずる剪断応力が同じ方向に作用するため、このねじりモーメントの影響を考慮すると最大剪断応力は２１．６キロとなり、等価応力＊σe の値は３７．５キロになる。いっぽう、二重底構造に作用する浮力の一部は横隔壁へ伝達されるので、この影響を考慮すれば、最大剪断力は約１１％減尐し、また、腐食による板厚の減尐量をかりに２．５ミリの半分とすれば、剪断応力は約７．５％小さくなる。しかし、このような修正を行なっても、ホッパー斜板上部＊σe の３０キロ以上となるので、この部分では降伏を生ずる可能性がある。本船の場合剪断応力の計算値がこのような大きな値となった原因は、主として次の２点にあると考えられる。
① 船倉長さａが大きいため、最大剪断力の値がかなり大きくなった。
② 二重船側構造を採用しているため、船側外板の厚さが相対的に小さくなり、その結果としてホッパー上部の剪断応力が大きくなった。

①の原因については、かりに船倉長さａを０．７倍に縮尐し、第２番船倉の後端をフレーム１７５に変更したとすれば、最大剪断力は約６，８００トンとなり、０．６６３倍に減尐する。また、この場合にはホッパーに作用するねじりモーメントＭｔｏも０．７７２倍に減尐する。したがって、ホッパー斜板上端の最大剪断応力は、
τ＝１６．５×０．６６３＋５．１×０．７７２＝１４．８ｋｇ／ｍｍ２となり、等価応力＊σe の値も２５．６キロに減尐する。ただしこの場合にはホギングのときにフレーム２０５の位置に生ずる剪断力７，３００トンのほうが大きくなるから、この剪断力を用いて検討することが必要であろう。②の原因については、船側構造を一重にした同型船を設計し、同様な計算を行なわなければ数値的な検討を行なうことは困難であるが、船側構造を一重にした
場合には船側外板の厚さは、鋼船規則上ぼりばあ丸建造当時で３２．１ミリ以上、現在で２７．
２ミリ以上と計算され、この場合にはホッパーの部分の船側外板に対しても、おそらく同じ板厚が採用されるであろうから、ホッパー斜板の剪断応力はかなり軽減されるものと思われる。なお、
ぼりばあ丸では、フレーム１６０から１６６半までの船側外板は２２ミリに増厚されているが、この範囲はわずか５．８５メートルに過ぎないので、この増厚の効果は、船側外板の剪断応力の軽減には非常に有効であるが、ホッパー斜板の剪断応力の軽減には次の理由によりあまり有効ではない。すなわち、前示増厚が１００％有効であると仮定して船側構造の剪断応力を計算すると次表に示すようになる。

最も大きな剪断応力の発生するホッパー斜板の上部（４２）では、増厚が１００％有効であると仮定すれば、剪断応力の値は約４％小さくなるが、増厚の範囲はわずか５．８５メートルに過ぎないので、この増厚によるホッパー斜板上部の剪断応力の減尐率はせいぜい１％程度、多くても２％以下と考えられる。
ちなみに昭和４２年９月一部改正Ｈ３０ばら積貨物船規定により本船ビルジホッパー斜板の板厚を計算すると、荷重区分をＢ２とした場合の数値は次表のとおりである。

第６ 就航後の運航状況
１、Ｅ社の概要
Ｅ社は、昭和３８年海運業の再建整備に関する臨時措置法により、ＡＥ株式会社及びＡＦ株式会社が合併して設立認可を受け、これが中核体となって１グループを形成したうえ翌３９年４月他の集約
５グループとともに一斉に再建の途についたもので、同社の機構は、第２１表に示すとおり本社に１室１６部、支部機構として５支店のほか、出張所、事務所各１よりなり、同４０年１月１日社船５５隻計約１０４万重量トンの船腹を有し、初代社長としてＡＧが就任した。指定海難関係人Ｃは、同３９年末常務取締役となって海務部及び船員部関係を担当し、同４４年５月専務取締役に就任して社業全般に参画するようになった。しかして新造船の計画については、工務部工務課長ＡＨが主として担当し、本船建造にあたっては、不定期船部から第２０次計画造船にのせて５万重量トン程度のばら積
貨物船の建造要望が出され、同３９年夏ごろＤ社に前示設計条件を示して引き合いに出し、これを受けたＤ社から建造計画の既略設計図が提出され、同図により主要寸法、隔壁数、積付方法等の基本的な話し合いが行なわれたが、これらの裏付けとなる強度計算、該当法規等の検討及び日本海事協会との折衝については、Ｄ社が主としてこれにあたった。

２、運航の状況
本船は、翌４０年９月１３日完工のうえＥ社に引き渡され、直ちにＧ社に用船され、その後アメリ
カ合衆国ノーフォーク、ニューポートニューズ及びボルチモアから日本諸港に石炭を、ペルー国サンニコラス、サンファン及びオーストラリア国ポートヘドランドから日本及び欧米諸港に鉄鉱石を、オーストラリア国グラッドストンからアメリカ合衆国タコマにアルミナをそれぞれ輸送していたが、その運航実績を第２２表に、ハッチリストを第２３表にそれぞれ示す。

就航後の航路及び速力については、ウェザールーテングを利用して船長の判断により適宜航路を選定しており、荒天に遭遇して減速する場合は、テレグラフを引くことなく口頭で機関長または当直機
関士に機関の回転数を下げるよう連絡し、ときには、船橋から特に指示しなくとも機関部の方で適宜
回転数を下げることもあり、また、風浪による衝撃をかわすため針路も適宜変えて航行しており、前示のとおり用船契約書では、本船の平均速力が年間１４．８ノットを下回った場合、船主は用船者に対して１４．８ノットを下回る１０分の１ノットごとに、１箇月載貨重量１トンあたり１セント４分の１を支払うものとすると定められていたけれども、この取り決めは、荒天時の船長の判断をさして拘束するようなことはなかった。第２４表に荒天航海の摘録を示す。

バラスト航海時の前部喫水については、日本海事協会はＤ社の資料に基づき、本船の前部喫水が船の長さＬの３０分の１未満ではあるが３０分の１とあまり差がないものと認め、船首船底補強部外板の板厚を前示のとおり現案のまま承認した。Ｄ社は操船資料中バラスト航海に関し、荒天時には船首喫水を６．４メートル程度まで沈め船速を落として船首船底のスラミングを避けるよう、また、船尾喫水について推進効率を上げプロペラによる船尾振動を減尐させるためになるべくプロペラを全没にするよう注意をうながしている。本船の船首尾水槽を含んだバラストタンクの容積は２１，０４７
立方メートル（海水満載搭載量２１，５７３トン）で、操船資料では、バラスト状態（日本出港ヘビー状態、バラスト搭載量２１，４５３トン）における計画喫水が船首６．４１メートル船尾６．８０メートルとなっているが、就航後の本船出入港時の喫水は、第２５表に示すとおりであって、バラス
ト航海時の船首喫水は、通常、計画喫水を大幅に下回り、５メートル前後の喫水となっている。これはフォアピークタンクには排水に時間がかかるため注水しなかった（エダクターを新設したのちも注水していない。）ことによるものである。また、計画の船尾喫水６．８０メートルを一般配置図に照合すると、プロペラの上端が海面すれすれの位置になり、荒天時にうねりの高さが５、６メートルになるとプロペラは空転することとなる。つまり、船首喫水を深くしようとすると船尾喫水が浅くなってしまい、貨物倉内に張水しないかぎり、それ以上喫水を深くすることができないため、本船では空船航海の場合、やむなく船尾喫水を深くして船首喫水を５メートル前後とし、荒天時には適宜減速、変針等の措置をとっていたものである。

鉄鉱石の予定積高については、サンニコラスから日本に向かう場合、ハワイ西方の東経１６０度付
近で夏期帯域にはいったときの喫水が夏期満載喫水線をこえぬよう、また、サンニコラス発港時の喫水を０．５メートルないし１．０メートルとも脚として日本到着時にほぼ等喫水となるように決定し、サンニコラスからパナマ運河を経由して欧米に向かう場合は、サンニコラス発港時の喫水を約０．３メートルのとも脚とし、パナマ運河通過時にほとんど等喫水になるように決定し、積地入港前に本船から全量及び各倉別の積高を同地に打電していた。サンニコラス及びサンファンでは岸壁のローダーの高さが低いため満載状態近くまで船脚を沈めて着岸しなければならず、このため本船では全バラス
トタンクに張水したうえ、更に入港前に第２番倉及び第４番倉に張水していたが、その要領は、毎時
１，３５０トンのバラストポンプ２台で二重底内に配管されたバラスト管を通じて張水し、張水に必
要な時間は７時間半程度であったので、夕方入港の時はその日の朝、朝方入港の時は前日の夕方に第２、４番倉に合計１４，０００トンないし１５，０００トンを張水し、船首尾喫水を８．００メート
ルの等喫水がいくらかとも脚となるようにし、着岸して積荷を開始すると同時に排水をはじめ、積込
み中常に満載喫水線を越えないようにし、ホモ積みの場合には第２、４番倉の海水を排出したのち両倉に積み込む方法をとっていた。積荷終了後ローダーにより計測された全量及び各倉別積付量が本船に通知されるが、本船でも航海士が喫水により積高を確認していた。鉄鉱石の積込みは、各港ともローダー積みである関係上、荷役による船体損傷の懸念は尐ないが、揚荷の場合には各港ともグラブバケットを使用し、最後にブルドーザでさらえるため、二重底頂板、ビルジホッパー斜板部などに凹損を生ずることがあった。各港における積荷時間及び揚荷時間は、第２２表に示すとおりであるが、回数が尐ないのと各港における荷役設備、荷役中の天候等が明らかでないので、この資料のみからはホ
モ積みの場合とオルト積みの場合に、どれだけ荷役時間が相違するのか判定し難い。
本船は、第４次往航（昭和４１年２月１６日から同年３月３日まで）のロッテルダムからノーフォ

ークにいたる空船航海中、次表に示すように全航海日数１６日中１５日間（２月１８日の風力６を含む。
）にわたり風力７以上の荒天に出会い、３月２日の平均速力は４．９８ノットであった。この航海の荒天は隆起甲板回りの損傷発生に大きな影響を与え、本船は第４次航終了直後、後述のように呉において同甲板回りの修理補強を行なった。

本船は、第１２次航まで鉄鉱石のホモ積みをしていたが、第１３次航（昭和４２年３月３０日から
同年５月２５日まで）に突然オルト積みに切り替えた。このことについてＥ社海務部次長ＡＩは、第１２次航まではいずれの航海も積荷の種類及び揚地が違っていたところ、第１３次航から積荷が１種
類１港揚げになったためであると供述しているが、そのほかに、同次航の一等航海士ＡＪは、比重の大きい鉄鉱石をホモ積みにすると重心が下がるため、オルト積みにして重心を上げ横揺周期を長くするためであったと証言している。操船資料により同周期を計算すると、ホモ積みの場合には約８．８秒となり、オルト積みの場合には約１０．７秒となり、オルト積みにすると乗心地がよくなることは明らかである。第２６表に乗組員の縦強度についての関心を示す。
なお、航海撮要日誌中の記載によると、第１３次航以後本船は好天に恵まれ、鉄鉱石をオルト積み
した状態で風力７以上のしけに出会った航海としては、第１７次航と後述の遭難航次が挙げられ、第１７次航では北大西洋において、昭和４２年１２月１日風向南風力７天候雤、２日風向南東風力９天候曇、３日風向南南東風力８天候半晴であったが、この航海の風は正横方向の風で、クリストバル、
ダンケルク間の平均速力は１３．５８ノットであった。また、第２３表のハッチリストに見るように、第１次航の積載量が最も尐なく、途中多尐の起伏はあるが、次第に増加して行き、遭難航次の積載量が最も多く、許容限いっぱいであることは注目を要する。

第７ 就航後の損傷と修理補強
１、就航直後の損傷と修理補強（１）ビルジホッパー上部たな板下方からの漏水
本船は、空倉のまま船首２．８４メートル船尾５．７０メートルの喫水で昭和４０年９月１３日
午後１時４０分東京を発し、サンファン経由サンニコラスに向かって処女航海の途につき、両港において鉄鉱石４２，８７１ロングトンをホモ積みし、こえて１０月７日午後５時２０分船首９．９０メートル船尾１０．２４メートルの喫水でサンニコラスを発してアントワープに向かい、同月２８日午前８時２５分同地に入港した。この間本船は、東京からサンファンへの航海中、第２番倉（右舷側フレーム１８１から１８２まで）及び第４番倉（右舷側フレーム１０１から１０２まで）のビ
ルジホッパー上部たな板下方からの漏水を発見し、ついで１０月６日サンファンにおける荷役終了
後、第３番倉（左舷側フレーム１４１から１４２まで）の同様位置からの漏水を発見し、更にサンニコラスからアントワープへの航海中、同月１８日第３番倉（右舷側フレーム１３８）の同様位置からの漏水を発見し、その旨Ｅ社本社に報告した。Ｄ社東京第２工場艦船設計部船殻設計１課長ＡＫは、本船が処女航海において前示箇所から漏水があったとの報告を受け、直ちに飛行機でアント
ワープにいたり調査したところ、乗組員の手によりセメント補修が施されており、ビルジホッパー
上部たな板と斜板との取合い部の溶接すみ肉部にき裂があることがわかったので、同地において次の応急修理を行なった。
（イ）すみ肉溶接の溶着金属をはつりとってき裂調査（ロ）そのすみ肉溶接の増し盛り（ハ）片側からダブラーあて（ニ）第３番倉ではき裂発生箇所だけでなく前後１肋骨間隔ずつすみ肉溶接の増し盛り
本船は、同年１２月１４日から２５日にかけて千葉において、前示応急修理工事を本格的に施工し直すとともに、次の工事を行なった。
（イ）全船倉にわたり前示溶接部の溶接脚長の増し盛り（ロ）第２、３、４番倉中央部（船倉の長さの約２分の１）はガウジング後溶接（ハ）（ロ）の箇所を除く第１ないし第５番倉の倉口範囲は増し盛り
東京第２工場船殻工作部工務課長ＡＬは、この工事の監督にあたり、本船入港前に千葉へ溶接機２４台をトラックで送り、また、工員４０人ばかりを電車で送り、着工前にマグナフラックス
により全倉のビルジホッパー上部たな板と斜板との取合い部を検査したうえ、前示修理を施工し、工事終了後外観検査をしたのち、マグナフラックス検査を行なった。第２、３、４番倉への漏水
箇所は、いずれも船倉の中央部にあたり、き裂発生の原因としてＤ社及び日本海事協会検査員は、同取合い部が縦式構造と横式構造との連結部にあたっているため、設計上力のかかるところでありながら、溶接すみ肉部が溶着量の小さい溶接であったこと等によるものであると述べている。
（２）隆起甲板回りの損傷
初年度に主としてハッチコーナー附近、隆起甲板と上甲板との取合い部に次に示すき裂が計７１箇所発生した。
（イ）ハッチエンドコーミングステーのき裂
フレーム１１７（右舷）、１２７（両舷）、１５７（両舷）、１６７（右舷）、計６箇所

（ロ）ハッチエンドコーミングステーと上甲板との取合い部のき裂フレーム８７（右舷）、１１７、
１２７、１５７、１９７（特記以外は両舷）、計９箇所（ハ）上甲板と隆起甲板との取合い部ビードのき裂
第２、３番倉間（左舷）１箇所、第３、４番倉間（右舷）２箇所、第４、５番倉間（右舷）２箇所、計５箇所（ニ）隆起甲板下側のブラケット回りのき裂
フレーム８６、１１８から１２１まで、１２６、１５８から１６１まで、１６６、１９８から
２０２まで、２０８から２１２まで（フレーム２０２は右舷のみ、他はすへて両舷）、計４１箇
所（ホ）横置隔壁とハッチサイドガーダーとの取合い部のき裂
フレーム８５（右舷）、１２５、１６２（右舷）、１６５、２０３、２０７（特記以外は両舷）、計１０箇所（ヘ）第４番倉ハッチコーナーにき裂１箇所
これらの損傷に対し、戸畑において第１、２、３、４番バラストタンクのすみ肉溶接部のマグナフ
ラックス検査をしたうえ、同４１年４月１１日から１３日にかけて呉において次の工事を行なった。
（イ）き裂箇所の補修
ハッチエンドコーミングステー回りの穴うめ、フレーム８７、１１７、１６７（左舷）、１９７、２３２（特記以外は両舷）計９箇所、隆起甲板下側ブラケット回りの穴うめ（第１番倉ない
し第４番倉及び各コファーダム、いずれも両舷）計５８箇所。
（ロ）ブラケットの新設
ａ 倉口内において、ハッチエンドビームの上甲板面に水平ブラケットを設け、従前の隆起甲板○面のブラケットと合わせて２段とした。（フレーム８７、１１７、１２７、１５７、１６７、
１９７、２１３、いずれも両舷計１４枚）
ｂ 倉口外において、隆起甲板と上甲板間にブラケットを設けた。（フレーム８５、１２２、１○２５、１６２、１６５、２０３、２０７、いずれも両舷計１４枚）
ｃ 横置隔壁とハッチサイドガーダーとの取合い部に水平ブラケットを２段に設けた。（フレー○ム８５、１２２、１２５、１６２、１６５、２０３、２０７、いずれも両舷計５６枚）
第５番倉については、当時トップサイドタンクに燃料油がはいっていたため工事を見合わせ、そのほか、ハッチエンドコーミングステーの一部を切り替えた。（フレーム１２７、１５７、１６７、
ただし１６７は右舷のみ他は両舷計５箇所）なお、隆起甲板下のブラケットについては、建造当時
一部を付け忘れ、今回の工事で取り付けていることがのちに判明した。

２、中間検査工事等（１）同４１年１０月相生工事（第２種中検、１１日から２０日まで）（イ）同年５月８日サンニコラス港岸壁西方における船底接触のため、フォアピークタンク及び第１番バラストタンク船底外板に最大４０ミリの凹損を生じ、これに対し次の工事を行なった。
ａ 右舷外板新替え３枚（Ａ板フレーム２２９半から２３９半まで、Ａ板フレーム２３９半から○

２４９半まで、Ｃ板フレーム２１９半から２２９半まで）、左舷外板新替え１枚（Ａ板フレー
ム２３９半から２４９半まで）
ｂ 船底外板曲り直し１４枚○
ｃ フレーム２１９から２４０までの船底に２５０ミリの逆山形材計１４８本をアディショナ○
ルスティフナーとして新設
フォアーピークタンク後部から第１番バラストタンク前部にかけて凹損があり、当時の日本海事協会相生支部検査員ＡＭは、同凹損をパンティングによるものと解し、同協会、船主、造船所の三者が協議した結果、パンティングに備えて船底外板を補強することに決め、従前の船底ロンジの中間に同スティフナーを各舷に９条新設した。
（ロ）ハッチコーミングステーの上甲板との取合い溶接部にき裂５箇所（第５番倉４、第４番倉１）及び第３番倉左舷前部の同ステーにき裂１箇所あり、いずれも溶接補修した。
（ハ）第１番左舷トップサイドタンク内トランスリング（フレーム２３４）のカラープレートにき裂
３箇所及び第５番右舷ビルジホッパー内トランスリングにき裂３箇所（フレーム５０、５５、６０）あり、いずれも溶接補修した。
（ニ）第５番倉のフレーム７７のハッチエンドコーミング部及びフレーム８２の横置隔壁部に同４１
年４月呉で施工したと同様に補強のためブラケット計１２枚を新設した。
（ホ）本船は、第２、５番倉のトップサイドタンクが燃料油タンクになっていて、上甲板から直接バ
ラストタンク内にはいり難いため、両倉のビルジホッパー斜板下部の両舷前後部にフラット型マ
ンホールを計８個新設した。
（２）同４３年２月相生工事（臨時検査、６日から１５日まで）（イ）同４２年８月２２日サンニコラス港における岸壁接触のため、第５番バラストタンク及び第２番燃料油タンクの各左舷側外板に４０ミリの凹損を生じ、これに対し次の工事を行なった。
ａ 左舷外板新替えＮ板１枚（フレーム５７半から６５半まで）、Ｏ板１枚（フレーム５７半か○ら６５半まで）、Ｐ板３枚（フレーム４９半から５７半まで、５７半から６５半まで、６５半から７３半まで）計５枚
ｂ 左舷外板曲り直し計９枚○
ｃ 内部材一部切替え及び曲り直し○（ロ）同４２年１２月９日ダンケルク港における岸壁接触のため、右舷船首（第１番バラストタンク）
外板に７０ないし８０ミリの凹損を生じ、これに対し次の工事を行なった。
ａ 右舷外板新替えＲ板２枚（フレーム２０２半から２１９半まで、２１９半から２２９半まで）、○
Ｑ板１枚（フレーム２０９半から２１９半まで）、Ｐ板１枚（フレーム２１９半から２２９半まで）計４枚ｂ 右舷外板一部切替え１枚（Ｐ板フレーム２０９半から２１４半まで）○
ｃ 右舷外板曲り直し計１０枚○
ｄ 内部材一部切替え及び曲り直し○
外板取替え工事終了後溶接部の外観検査、ホーステストを行なったが、Ｘ線透過検査は行なわれず、なお、同工事はＡＮ株式会社及びＡＯ株式会社の各下請けで施工された。
（ハ）第４番倉右舷ハッチコーミングステーのき裂５箇所、ハッチコーミング付Ｆ・Ｂのき裂４箇所及びハッチコーミング付根部にき裂２箇所（第４、５番倉各１）あり、いずれも溶接補修した。
（ニ）第５番バラストタンク内トランスリング付きカラープレートにき裂５箇所及び第２番燃料油タ
ンク底板にき裂１箇所あり、いずれも溶接補修した。
（ホ）フレーム２３８水密隔壁にき裂３箇所あり、溶接補修のうえ、同隔壁取付けブラケットの一部のスカロップに穴うめを施工した。本船では就航後フォアピークタンクには排水に時間がかかるところからほとんど張水せず（エダクター新設後も張水していない。）、このため、同タンク内には電気防食が施工されていたけれども、防食効果がほとんどなく、将来大幅な補修を必要とすることが予想されたので、当時の検査員ＡＰは、船主に適当な対策を立てるよう勧告した。
（ヘ）船倉内ホッパープレートの凹損
ａ 第１番倉○左舷２箇所（フレーム２１８から２１９まで、２２６から２２７まで）右舷６箇所（フレーム２１５、２１６から２１７まで、２１８から２１９まで、２２１から２２２まで、２２２、
ただし２１８から２１９までのみ２箇所）
ｂ 第３番倉○右舷１箇所（フレーム１５４から１５５まで）
ｃ 第５番倉○左舷１箇所（フレーム４７から４８まで）、右舷２箇所（フレーム５３から５４まで、６５から６６まで）荷役によるこれらの損傷に対し、厚さ１３ミリのダブリングプレートを取り付けた。
（３）同４３年１０月相生工事（第２種中検、１２日から１８日まで）（イ）同年８月２０日サンニコラス港における岸壁接触のため、フレーム２０２から２０９間の左舷Ｏ板、Ｐ板に最大４０ミリの凹損、フレーム２０９から２１９間の左舷Ｎ板からＱ板までに最大８０ミリの凹損をそれぞれ生じ、これに対し次の工事を行なった。
ａ フレーム２０２から２０９間の損傷に対しては、第１番バラストタンク内にはいり検査した○
ところ、肋骨には異状がなく、第２番バラストタンク内にははいらなかったが、外観により肋骨には異状がないものと認め、日本海事協会、Ｅ社協議のうえ、修理を見合わせて現状のままとすることにした。
ｂ フレーム２０９から２１９間の損傷に対しては、左舷外板３枚（Ｏ、Ｐ、Ｑ板、フレーム２○
０９半から２１９半まで）新替え、左舷外板一部曲り直し３箇所、損傷内部材一部切替えを施工した。外板取替え工事終了後溶接部の外観検査、気密試験を行なったが、Ｘ線透過検査は行
なわれず、なお、同工事はＡＯ株式会社及びＡＮ株式会社の各下請けで施工された。
（ロ）第３番倉左舷側ハッチエンドコーミングステー根元にき裂２箇所（フレーム１２７、１５７）あり、これを溶接補修した。

３、エダクター及び燃料油管の新設（１）フォアピークタンクにエダクターの新設
フォアピークタンクの排水に時間がかかるため、内径１５０ミリの排水管を３００ミリに模様替えの申請が本船からＥ社工務部に出されたが、同工務部では、内径３００ミリの排水管を二重底内に設置し直すことは難工事のためこれをやめ、同タンクにエダクターを新設することとし、同４１
年１０月相生工事の際施工した。この工事にはＡＯ株式会社及びその下請けのＡＱ株式会社があたり、同タンクの左舷外板、計画満載喫水線上３５０ミリのところに穴をあけてそこに内径２００ミリの管を取り付けたが、外板への穴あけについては日本海事協会の検査を受けなかった。工事終了
後排水試験を行なったところ、計画どおりでなく、多尐の効果がある程度に過ぎず、本船ではエダ
クター新設後も従前どおり空船航海の場合同タンクにほとんど張水しなかった。
（２）燃料油管の新設
第１番燃料油タンクに送油する場合、パイプダクトを経てポンプで送油するため約１０時間もかかるから、同タンクに直接送油できるよう燃料油管新設の申請が本船からＥ社工務部に出された。
東京第２工場サービス課員ＡＲは、同４１年１０月相生工事の際同地に出張して本船の補修工事の取りまとめにあたっていたところ、同工務部工務課副主事ＡＳから燃料油管新設の要望があったので、東京第２工場と連絡した結果、同タンク上部の甲板に送油口をうがち甲板上から流し込みにより送油できるよう計画を立て、第２番倉の後部ハッチコーナーから前方約６００ミリ、同倉の両サ
イドハッチコーミングの外側約１，４００ミリの両舷甲板に径１５０ミリの円形送油口をうがつこととし、当時左舷側の燃料油タンク内には残油があったので、とりあえず右舷側の工事のみ施工することとした。同工事は、ＡＯ株式会社が下請けし、甲板に送油口をうがって管用座金を溶接した
うえ、これに燃料油取入れ口から甲板上を経て径１２５ミリの送油管を配管して連結し、左舷側の同工事については、座金のみを本船に支給し翌４２年１月７日広畑において下請け業者であるＡＯ
株式会社のまた下請けのＡＴの手により施工されたが、甲板に送油口をうがつにあたっては、いずれも日本海事協会の検査を受けなかった。

４、バラストタンク等の電気防食
本船の各バラストタンク、フォアピークタンク及びアフターピークタンク内には電気防食が採用され、各タンクの張水率を４５パーセント、海水温度を１８度、防食電流密度を毎平方メートル０．０
７アンペアとして、アルミニウムアノード４年ものが各タンクの防食面積に応じて甲板裏を除き全面に取り付けられていた。本船建造当時は、一般に電気防食がかなり有効なものと考えられていたが、本船のような大型のバラストタンクへの施工はあまり実例がなかった。本船の修理担当者は、同４２
年１２月２１日付甲板部中間検査修繕仕様書をもって本社工務部に対し、「各バラストタンク内不良
防食マグネシウム（アルミニウムの誤記と認められる。）取替えＸ（脱字）本及び脱落マグネシウム
取付け第１番バラストタンク（右舷）２個、第５番バラストタンク（右舷）１個、アフターピークタ
ンク１３個計１６個」の申請をしたが、却下され、更に同４３年８月２６日付甲板部中間検査修繕仕様書をもって同工務部に対し、「各バラストタンク内不良防食材取替え、全防食材がその効力を失していると思考されるので調査のうえ今回半分でも取替え」との摘要をつけ、あわせて「トップサイド
タンクの防食材を次のドックに亜鉛に取替えの要あり」との申請をしたが、これも取り上げられず、

同４３年１０月相生工事の際には施工されなかった。同年２月１４日付日本海事協会検査員ＡＰ作成の検査報告書写には、「本船は電気防食を大幅に採用しているが、フォアピークタンクにはめったにウォーターバラストを張ることがないということで防食効果がほとんどなく、塗料や水セメントも施していないため発さびがひどく、将来大幅な補修を必要とすることが予想されたので、船主に適当な対策をたてるよう勧告しておいた、なお、常時ウォーターバラストを張るタンクでもあまり防食効果は上がっていないようである」と記載され、更に同４３年１０月１５日付検査員ＡＭ作成の検査報告
書写には、「本タンク（第１番バラストタンク）の内部材（ホリゾンタルウエブ、リング等）はかな
り腐食が認められ（原厚９ないし１０ミリのところ５ないし６ミリのものもある、特にタンク上部付
近）、防食のためにアルミニウムが取り付けられているが、上部付近に対しては効果がないようである」と記載され、同人に対する質問調書中にも同旨の供述記載（腐食状況の図を含む）があり、本件発生後同協会が主体となり全日本海員組合が任意これに参加して行われた鉱石専用船及び鉱石油兼用船の点検の結果を考え合わせると、電気防食は予想されたほどの効果が上がらず、バラストタンク
内は、本船建造当時一般に考えられていたよりもはるかに腐食が進行していたものと認めるのが相当である。

第８ 本件の発生
１、本船が遭遇した気象、海象（１）昭和４３年１２月末から翌４４年１月５日までの日本東方洋上の気象概況は、次のとおりである。
（イ）昭和４３年１２月は異常な暖冬の日が続いたが、下旪になってシベリヤの高気圧が急速に発達しはじめ、３１日にはこの冬の最高１，０８３ミリバールにまで発達した。この間高層の北太平
洋高気圧の尾根はシベリヤ東部にまで勢力を伸ばしはじめ、いわゆるブロッキング現象を起こした。このためそれまで順調に西から東に進んでいた地表の低気圧や気圧の谷は動きがきわめて遅くなり、大気の流れも大きくだ行するようになった。３１日午前９時（日本標準時、以下同じ。）に能登半島付近にあった１，００５ミリバールの低気圧は、同日午後３時には房総半島東方海上に達して９９６ミリバールとなり、その後時速７０キロメートルで北東ないし東北東進し、翌４４年１月１日午後９時にはカムチャツカ半島南海上で９９２ミリバールに発達した。
（ロ）１月１日午後３時にはこの低気圧の後面、房総半島の東３００キロメートル付近に９９８ミリ
バールの低気圧が発生した。この低気圧は、３日午前３時にはカムチャツカ半島南海上に達し、
９８６ミリバールに発達した。
（ハ）また、１月３日午前３時には三陸沖に１，００１ミリバールの低気圧が発生し、時速５０キロメートルで北東に進み、同日午後９時には北海道南東約９００キロメートルの地点で９９０ミリ
バールに発達し、寒冷前線が中心から南西にのび硫黄島付近に達していた。その後この低気圧は急速に発達しながら時速５０キロメートルで北東に進み、４日午前９時には北緯４４度４８分東経１５５度４８分の地点で９８０ミリバールとなり、同日午後９時には北緯４６度３０分東経１５９度１２分の地点で９６８ミリバールと著しく発達し、５日午前９時にはカムチャツカ半島南端に達した。
（ニ）いっぽう、バイカル湖付近の高気圧は１月２日午前９時には１，０５８ミリバールに発達し、それから南にのびる気圧の尾根は華中から南西諸島を経て日本の南海上に張り出し、日本付近は西高東低の典型的な気圧配置になり、この状態はその後９日まで続いた。
（ホ）これらの高気圧と低気圧によって日本の東海上は１日から２日にかけて低気圧の中心から６００海里以内は２５ないし４５ノットの強風が吹いた。その後強風圏は更に拡大し、３日から４日にかけて低気圧の中心から７００海里以内の海域と前線付近では２５ないし４５ノットの強風になった。
（ヘ）この結果、ぼりばあ丸遭難海域付近では波浪の発達が著しく、関東東方洋上三陸沖では長時間にわたり大しけが続いた。
（ト）西進中のぼりばあ丸付近では１月２日午前３時から同９時の間に寒冷前線が通過したのち季節風が次第に強まり、４日及び５日には優勢な前示低気圧の位置からぼりばあ丸付近の海面まで１，０００海里程度も離れているのに、その付近一帯はかなりの強風となった。冬季この種の低気圧によるものは、低気圧がもっとも発達しきった時よりも、発達途中のほうが強い風となることが多く、４日午前に強風域が出現した。５日の午前に再び本州南方海上の風が強まり、ぼりばあ丸
付近では午前９時ごろには３５ノット以上の強風が吹いていた。なお、３日午後３時から同９時の間に寒冷前線が通過するとともにぼりばあ丸付近の天候は一変し、気圧が急上昇して風向は西
南西から西北西に転じ、新鮮な寒気の反乱のために気温は一気に１０度前後急降下し、水温は気温よりも８度ばかり高くなっている。次に３日午後９時、４日午前９時及び５日午前９時の天気図と波浪図を示す。
（チ）その後華中からあらわれた移動性高気圧によって１１日には遭難海域の大しけもようやく峠を越した。
（２）ぼりばあ丸付近の気象、海象
１月３日から５日までのぼりばあ丸の位置及び近傍の気象、海象は、第２７表に示すとおりである。
（３）有義波高、平均周期及び主な波向鑑定人ＡＵ大学助教授ＡＶは、理事官の依頼により１月３日午前９時から同月５日午後３時までの、６時間おきのぼりばあ丸地点における波浪状況について鑑定を行なったが、これは、日本南東海域の図上に１２０海里間隔の格子点を縦１５、横２１の広がりに設け、この全格子点について、気象庁の資料から得た風向風速により波浪の２次元スペクトル計算を行ない、それから有義波高、
平均周期及び主な波向を求めたもので、格子点について計算したため、ぼりばあ丸の船位と合致しない分については、周辺の格子点の値より内挿法により求めた値をぼりばあ丸のものとしてある。
そのようにして求めた、ぼりばあ丸の船位における有義波高、平均周期及び主な波向の３時間ごとの値を第２８表に示す。ぼりばあ丸地点で最も波が高かったのは１月４日午前９時と推定され、有義波高で８．０メートル、このときの平均周期は１０．６秒、主な波向は３３０度となっており、
遭難当時の波は有義波高で７．２ないし７．３メートルと推定され、前示最高時の８．０メートル
より尐し低く、また、周期も９．７ないし９．９秒で尐し短い波で、主な波向は２７０度となっている。本鑑定結果と第２９表に示す来援船健島丸乗組員の目視による観測結果を比較すると、それほど違いはない。
以上説示のとおり１月４日及び５日に本船が遭遇したしけは、冬季北太平洋において例年起こり得るかなりのしけであったことは認められるが、気象庁の天気図、気象庁の気象、海象についての

資料、ＡＶ助教授の鑑定結果、付近を航行していた船舶の資料、生存者の供述、証人気象庁主任予報官ＡＷ、証人気象庁海上気象課長ＡＸの証言のいずれからも、異常な荒天であったとする証拠はない。しかしてロングエツトヒギンスの理論によると、観測単位２００、５００、１０００の場合
最高波の平均値はそれぞれ有義波高の１．７２倍、１．８４倍、１．９３倍となるが、当時有義波
高８．０メートルに対し、そのような極端に高い波が存在した可能性は尐ないものと考えられる。

２、運航模様
本船は、昭和４３年１０月１８日Ｄ社相生第１工場において第２種中間検査に伴う修理工事を終え、試運転を終了した同日午後５時空倉のまま船首３．１０メートル船尾５．６９メートルの喫水で相生を発し、グラットストンを経てタコマにいたる第２５次航の途につき、こえて２３日台風２１号（ＩＲＭＡ）に遭遇したので、適宜減速し、また、針路も種々に変えながら進行したが、空船航海であったため船体が激しく動揺して炊飯することもできず、このときの荒天は本船が就航後遭遇した荒天のうちで最大のものであり、２３日午前３時から同５時までの間の最大風速はほぼ５５ノットに達した。
左に当時の航海記録を示す。

気象庁で作成した天気図から推定したぼりばあ丸の船位付近における気象、海象の解析結果は、第３０表に示すとおりである。同表中２通りの船位を記入してあるのは、付近島しょと荒天航法の関係で本船の針路を二通りに考え、これにより船位を推測したものである。同台風が通過したのち、船尾機関室附近にある清水タンクのタンク底板に長さ約１００ミリのき裂を発見したので、航行中機関部
員の手により溶接修理を施工し、その後更に清水タンクの上方にある飲料水タンクの後壁（給水管が貫通している箇所）にも長さ約５０ミリのき裂を発見し、本船は、同月３０日午後１時（現地時刻、
以下同じ。
）グラットストンに入港し、同地で機関部員の手によりき裂箇所の溶接修理を施工し、ア
ルミナ５０，８８７キロトンを積み取ってタコマに向かったが、この航海では風力７以上のしけにはあわず、翌１１月１９日午後１０時４０分同地に入港のうえ、積荷を陸揚げして第２５次航を終えた。
次いで本船は、空倉のままサンニコラスに向け第２６次航の途につき、出港後船倉内に荷役による損傷を発見したので、機関部員の手により溶接修理を施工し、甲板部員の手により倉底の掃除を行ない、平穏な航海を続けたのち、翌１２月９日午前１１時１５分サンニコラスに到着した。同地で積載の鉄鉱石は、径１ないし２センチメートルのほぼ球状のＡＰＰＪペレットで、載貨係数が１７．５立方フ
ィート／ロングトンであり、荷くずれのおそれはなかった。その積付け方法は、第２、４番倉を空倉とし、第１番倉に１１，６０４ロングトン、第３番倉に２４，１８５ロングトン、第５番倉に１７，
１１１ロングトンのオルト積みとし、計５２，９００ロングトン（５３，７４６キロトン）を積載した。こうして本船は、船長ＡＺ（甲種船長免状受有）ほか３２名が乗り租み、前示貨物を載せ、燃料
油１，５２２ロングトン及び清水３１０ロングトンを保有し、船首１１．３０メートル船尾１２．００メートル平均１１．６５メートルの喫水をもって、翌１０日
午前７時４０分サンニコラスを発して京浜港川崎区に向かった。翌１１日午前８時５６分オーシャンルーツより船長あてに、「北緯２５度東経１６５度の地点まで大圏コースを採り、ついで航程線航法
で仕向け地に向かうことを勧める。
」旨の電文が送達され、本船は、その後ウェザールーテングに従ってハワイ群島の南側を通る航路を採り、太平洋気象分析会社に次の気象通報を送った。

発航後順調な航海が続いたが、翌４４年１月３日正午（本船時刻、以下同じ。）ごろ本船は、大陸から南西諸島を経て日本の南海上に張り出した高気圧の圏内にはいったため、同日午後から風力５な
いし６に増勢した季節風のなかを航行するようになり、同夜機関長の当直（８－１２時）中に主機のハンドルノッチを下げ（回転数不明）、翌４日午前の一等機関士の当直時間（４－８時）には風力が８くらいに増勢したので再度ハンドルノッチを下げ、受審人Ａは、正午から午後４時までの当直中ハ
ンドルノッチが６．２（回転数毎分９０）まで下がっているのを確認しており、その後一等機関士の当直中にハンドルノッチが６．４（回転数毎分９４ないし９５）に上げられた。本船は、Ｅ社本社あてに電報で、「５日朝川崎着予定」、ついで「５日午後３時着予定」、更に「６日正午着予定強風のため遅れる」との連絡をし、４日夕刻ころから風力８の西ないし西北西風を左舷船首に受け、ローリン
グはほとんどなく、ピッチングはあったけれども、満載状態で喫水が深かったため、それほどの動揺を感ずることなく、真針路をほぼ西北西に定め、８．７ノットの平均速力で航海を続け、５日午前１
０時５分（日本標準時、以下同じ。
）ごろ横浜市高島町ＢＡあてに、「指定とれたか明日着く入港食ビール９６頼む返」との電報を発信し、同一針路のまま続航中、同時３０分ごろ北緯３３度０分東経１４４度３６分ばかりの地点において、突然船体が第２番倉付近から折損し、本船は航行不能となった。
当時天候は半晴で風力８の西ないし西北西風が吹き、海上は波浪が高く、有義波高７．２メートル、
平均周期９．７秒、主な波向２７０度、気温約１４度、水温約１９度であった。

本船は、直ちに機関を停止し、同時に「遭難、遭難、本船位置北緯３３度０分東経１４４度３６分、フォックスル２つに折れた、前部沈没航行不可能、まもなく短艇に乗り移る、直ぐ救助頼む」との発信をし、同時３６分ごろ再び同様の発信をし、同時５８分ごろ健島丸に対し、「２番ハッチより折損、
１、２番ハッチ浸水現在浮上しているが海没のうれいあり、総員非常配置退避準備した」と、同１１
時１１分ごろ健島丸に対し、「Ｅ社本社に至急連絡頼む、２番ハッチより折損、１、２番ハッチ浸水
現在浮上しているが海没のうれいあり、総員非常配置準備した」と重ねて打電し、これに対し健島丸
は、「今の電報承知した、すぐ本社に連絡する」との返電を打ち、「貴船の煙突の色は何ですか」と尋ねたところ、「赤です」との応答があり、その後「本船は貴船の風下に回るからそちらのほうにボートを回して下さい」と発信したが、ぼりばあ丸からは応答がなかった。
これよりさきＡ受審人は、同日午前１０時１５分ごろ起床し、小用をたしたのちボートデッキの娯楽室通路に掲示してあるテレファックスニュースを読んでいたとき、それまでなんら異常な衝撃を感じなかったのに突然船橋あたりで一等機関士ＢＢが「おもてが折れた、あれ見い」と大声で叫び、その直後三等航海士ＢＣらしい「えっ」という声が聞こえたので、娯楽室前面のいちばん左舷寄りの丸窓から前方をのぞいたところ、いつも見えるフォアマスト、ウィンドラス、船首楼の後壁、階段などが見えず、前部上甲板の断面から波が打ち上がっていたので、前部が落ちてしまったと思い、急いで自室に帰って上着を着用し、身じたくしたうえ救命胴衣を手に持って室外に出た。そうしているうちに「何々浸水何々短艇部署につけ」とのＢＣ三等航海士の声を聞き、救命艇のところまで行ったが、そのときには甲板部員たちが救命艇降下作業を開始していた。Ａ受審人は、とりあえず機関室に降りたところ、制御室にはＢＢ一等機関士、三等機関士ＢＤ及び操機手ＢＥの３人がおり、機関はすでに停止されていた。Ａ受審人は、ＢＢ一等機関士から、バラストポンプを運転する必要がない旨指示があったので、ＢＥ操機手に同ポンプ回りのバルブの閉鎖を確認させ、ＢＤ三等機関士に「おもてが折れた」と告げたところ、ＢＤ三等機関士は、「機関室では全然気がつかなかった、急にアースランプがついた」と答え、ＢＢ一等機関士らは、Ａ受審人を機関室にとどめ、救命胴衣を着装するため機関室から上がって行った。そのうちにＢＢ一等機関士から電話で指示があったので、Ａ受審人は、日誌類を持って機関室から上がり、自室に帰ってズボン下をはくなど耐寒の用意をしたのち、１号救命艇に日誌類を運び込んだ。そのころほとんどの乗組員が救命胴衣を着装して救命艇の近くに集まっており、相前後して２号、１号救命艇が振り出され、乗組員は救命艇内に要具の積込みにかかった。その後機関長ＢＦらは、機関室に降りて機関の運転に従事したが、船橋からの連絡により機関の運転をやめて甲板上に上がり、甲板長ＢＧは、１号救命艇の船底せんの閉鎖を確認したのち、甲板部員を連れて居住区の防水とびらを閉めに行った。そのころＡ受審人は、ＢＢ一等機関士の指示により古い日誌類をとりにキャビンデッキ下の総合事務室におもむき、その際機関室出入口の木製とびらが半開きになっているのに気付き、船体がある程度前に傾いてきていると思ったが、歩行しにくいことは全くな
く、古い日誌類を３冊ばかり持って自室に帰り、私物をまとめたスーツケースを下げて再び１号救命艇わきのキャビンデッキに引き返した。同１１時ごろには来援中の健島丸の煙が左舷正横付近に見え、次第に近づいてくるのがわかり、そのころ２隻の救命艇は、まだキャビンデッキより上にあって、すぐ乗艇できる位置までは降下されていなかった。こうしている間に船体が徐々に沈みつつあったが、乗組員たちは本船が沈没するなどとは思わず、キャビンデッキの後部に集まり救助船の近づくのを待っていたところ、同時２７分尐し前突然ぎしぎしと異音がしはじめ、２号救命艇付近の乗組員のなかから「沈むんではないか」との声が上がり、そのとき船橋から「ボートをおろせ」との指令が発せられた。キャビンデッキの後部に集まっていた乗組員らは、直ちにめいめいの救命艇にかけ寄ったとこ
ろ、その瞬間ギューッという音がして船体は急速に沈みはじめ、１号救命艇のそばに集まっていた乗組員らは、前方への傾斜が大きいため救命艇を降下することができず、キャビンデッキの階段から上
甲板後部のほうにかけ降りた。Ａ受審人は、同所の階段から降りたものの、船体の大傾斜のため前に進むことができず、そのままハンドレール越しに海中に飛び込み、同時２７分ごろ本船は、前示船体
折損地点付近において、船首を下にして逆立ちの状態で沈没した。Ａ受審人は、海中で渦に巻き込まれたが、やがて浮上して付近にあった救命浮環にすがり、それから転覆している救命艇に泳ぎつき、救命艇のライフラインに足をかけ、ローリングチョックにつかまって漂流中健島丸に救助されたが、本件遭難により左肺炎にかかり、左胸部ざ傷を負った。
司ちゅう員ＢＨは、同日午前６時ごろ起床し、受持の各室の掃除をし、毎週水曜日と日曜日の昼食
は洋食であったので、冷蔵庫に行き、バターをとってギャレーに届け自室にもどる途中、それまでな
んら異常な衝撃を感じなかったのに、同１０時３０分ごろ部員食堂のスピーカーのブザーが鳴ったあと、ＢＣ三等航海士の声で「総員短艇部署につけ」との放送を２回聞き、そのころすでに主機が停止となっていたので、機関故障のため短艇部署につけとのことかと思い、自室でセーターとジャンパーを着て救命胴衣を着装したのち、急いでキャビンデッキに出たところ、自分と同じ２号救命艇の部署の者は、ほとんど全員救命胴衣を着装して同デッキに集まっていた。その後ＢＨ司ちゅう員は、司ちゅう長ＢＩの指示により毛布、朝食の残り、水などを艇内に運んでいたものの、事情がよくわからな
いので付近の人に尋ねたところ、「おもてがなくなった」とのことに、同デッキ左舷端付近から船首方をのぞくと、船首楼の後壁が見えなかったので、おもてがなくなったと思った。その後ＢＨ司ちゅ
う員は、健島丸の煙が左舷真横の方向に見えてきたので、あと１時間ぐらいで、同船が救助にくると思い、同デッキの２号艇わきで待機していたところ、突然ガクンガクンと大きな衝撃を続けて２回感じ、本船は瞬時に前示のとおり沈没した。沈没の渦に巻き込まれたＢＨ司ちゅう員は、その後海面に浮き上がり、救命胴衣についている笛を吹いたところ、近くで「おうい」とだれかの声が聞こえたが、まもなくそれも聞こえなくなり、ひとりで波間に浮いているうち健島丸に救助されたが、本件遭難により骨盤骨折、右側腹部ざ創、頭部胸部ざ傷を負った。
健島丸（ＢＪ株式会社所属、総トン数８，８５３トン）は、釜山からロスアンゼルスに向け航行中、
同日午前１０時３０分ごろ北緯３３度３分東経１４４度８分の地点において、ぼりばあ丸の遭難通信を受信し、レーダー及び無線方向探知機を使用して同船を探知したうえ、同時５７分ごろこれに向首し７６度の真針路で進行し、総員を配置につかせ、舷側に網をたらし、救命浮環、投げ綱、衣糧等を用意し、同１１時１１分ごろ前示ぼりばあ丸から依頼のあったＥ社本社あての電報を中継した。そのころ健島丸船長ＢＫは、肉眼によりぼりばあ丸の船体を視認し、接近するにつれて同船は前方に３度ないし５度傾斜はしているものの、左右への傾きがほとんどなく、波が前のほうに多尐上がって第２番倉付近から先は見えないのがわかり、この状態は同船を視認したときからほとんど変化がなかった
ので、同人ほか健島丸乗組員らは、自船の現場到着までにぼりばあ丸が沈没するなど考えてもいなかったところ、同時２７分ごろ距離６．７海里に接近したとき、船橋前面に水けむりが船橋の高さぐら
いまで立ち上がり、次の瞬間同船は船首を海中に突っ込んで逆立ちの状態となり、たちまちにして船影を海面下に没した。ＢＫ船長は、引き続き遭難現場に向け急行し、同時５２分ごろ左舷正横２００メートルぐらいのところにぼりばあ丸の乗組員が２人ばかり救命胴衣を着けて浮いているのを発見
し、風浪に妨げられながらも種々に操船して近づき、同日午後零時２２分ごろＡ受審人を救助し、ついで同時４２分ごろＢＨ司ちゅう員を救助した。救助にあたりＢＫ船長は、救命艇を降下することもいちおう考えたが、当時海上は波浪が高く、遭難者を救助したころにはかろうじて回頭したほどであり、救命艇を降下することは危険であると判断したため、この方策をとらなかった。健島丸は、その後同１０時ごろまで付近海面一帯の捜索を続けたが、他の乗組員を発見できず、ぼりばあ丸のゴムボートを揚収したのち横浜に向かい、本牧沖で救助者をＥ社に引き渡したうえ、目的地に向け続航した。
豊和丸は、ロスアンゼルスから横浜に向け航行中、同日午後０時６分ごろぼりばあ丸の遭難を知り、直ちに救助に向かい、同３時３６分ごろ遭難地点付近に到着して捜索にあたり、ぼりばあ丸機関長用救命胴衣、一等機関士用救命胴衣、救命浮環１個及び２号救命艇を発見揚収したが、乗組員は発見できず、こえて８日午後６時捜索を打ち切り目的地に向け続航した。もんてびでお丸は、バルボアから横浜に向け航行中、５日午前１０時４３、４分ごろぼりばあ丸の遭難通信を受信し、直ちに救助に向かい、同日午後４時ごろ遭難地点付近に到着して捜索にあたり、同船の救命艇の一部、救命胴衣１個を発見揚収したが乗組員は発見できず、翌６日午後３時ごろ捜索を打ち切り目的地に向け続航した。
ぼりばあ丸の遭難を知り、即刻海上保安庁巡視船、航空機及び海上自衛隊航空機が出動し、付近航行中の船舶と協力して海、空から長期にわたり捜索を行ない、その後ぼりばあ丸の漂流物、流出油などを発見したが、乗組員は発見できず、こえて２０日捜索を打ち切り、ＡＺ船長ほか３０名の乗組員はついに行方不明となり、のちに死亡と認定された。

第９ 本件に関連のある調査、研究等
本件遭難が報ぜられると、新造後３年半に満たない大型船の沈没ということで、関係方面に多大の関心が集まり、本件に関連する種種の調査、研究あるいは意見が発表されたが、その主なものは次のとお
りである。

１、運輸省
政府は、ぼりばあ丸遭難の事態を重視し、直ちに運輸省造船技術審議会内に鉱石運搬船特別部会を設置してこの種鉱石運搬船の建造に関し留意すべき事項を検討し、昭和４４年９月同部会は、ぼりばあ丸を除外した現存の大型鉱石運搬船については、専用船も多目的ばら積船も安全上問題となる点はないとの結論を出したが、なお、今後配慮すべき事項として大要次のような意見を提示した。
①

新らしい構造の船で設計上基準に定められていないものについては、十分な航行実績を得るま
では精度の高い計算を行なうこと。

②

部材寸法の決定にあたっての強度計算法については、一層の精密化を図るための研究開発を促
進し、鋼材についてはき裂の発生、伝播及び停止特性に関する試験研究を行ない、大型化、構造の特殊化等に伴い厚板の使用についても幅広く検討する必要がある。

③

建造にあたっては工作精度の向上のほか設備の改善、検査装置の開発にも努力し、修理に際しては設計の面までさかのぼって検討し、その成果を設計に役立てること。

④

運航を船の性能に適応したものとするため、運航計画の策定、運航マニュアルの充実活用、乗組員の機器等に対する習熟度の向上を図り、また、試運転方案の改良等につき検討すること。

⑤

救命設備については乗組員の安全確保のため総合的なシステムとして開発し、また、船舶の安全確保のため、航行データによる総合的安全航行システムを開発すること。

２、日本海事協会
日本海事協会は、本件発生直後同協会内にぼりばあ丸事故調査班を設置し、事故に関連する技術的調査及びその原因究明を行なったが、同４６年５月２１日現在異常な海象等があったのではないか程度の論議にとどまり、まだ結論が得られていない。同協会は、同４４年２月１２日付をもって技師長
から各支部長あてに、この種の大型船では左記の場所に損傷を生じた例があったから、検査の際参考とされたい旨の通ちょうを出した。
①

ビルジホッパー部桁板の座屈②

トップサイドタンク内桁板の座屈③

船側肋骨下端部の損傷④

二重底内桁板の座屈

また、同協会は、運輸省の指示により同４５年２月以降船の長さ２００メートル以上の鉱石専用船
３９隻、鉱石油兼用船３０隻合計６９隻について点検を実施し、その結果が運輸省からまとめて発表された。同点検によりタンカー、ばら積貨物船、鉱石船等において電気防食では防食効果が十分とは認められない場合がかなり多いことが判明したので、同協会は、塗装の要求範囲及び電気防食の基準を定め、同４６年１月１９日通ちょう７１ＨＣ５ＲＺをもって各支部長にこれを通知し、更にその取扱について、同年３月２５日通ちょう７１ＨＣ５４ＲＺをもって各支部長に、「バラストタンク等の塗装及び電気防食の取扱要領」を通知した。

３、Ｄ社
Ｄ社では、本件発生直後ぼりばあ丸事故調査委員会を組織して原因の究明に乗り出し、同４５年８月同委員会は、大要次のような中間報告を発表した。
①

船体強度については、従来の計算法ばかりでなく、電子計算機による精密計算、水槽実験等も行なったが、事故とつながる数値は出なかった。

②

使用鋼材は、ミルシートにより調査したが、材質上の欠陥は見当らず、また、修理工作関係も調査したが、問題となる要素が見出されなかった。

③

ぼりばあ丸が遭遇した海象状況について日本気象協会に調査を依頼したところ、同４４年１月
４日午前９時における風浪とうねりの自乗平均値で表わされた有義波高は９．８メートル、平均
周期９．６秒、平均波長９６メートルで、５日午前９時においては、有義波高８．２メートル、
平均周期８．３秒、平均波長７０メートルと推定され、この波浪は有義波高であるから、実際にはもっと苛酷な波も受けているものと思われるとの結果が得られた。

４、日本造船研究協会
近年の大型ばら積貨物兼鉱石運搬船は、従来の小型鉱石運搬船あるいは一般貨物船とは著しく異なるので、船体の構造強度上特異な問題があるものとして、日本造船研究協会は、本件発生後「大型鉱石運搬船の安全に関する研究」と題する調査研究事業を起こし、同事業の一環として行なった２隻のばら積貨物船八雲川丸（６４，８８０載貨重量トン）及び昭武丸（６３，４２０載貨重量トン）についての実船試験の結果を同４５年３月発表したが、同試験は、主として波浪中航走時の船体各部の動的応力及び荷役時の船体各部の静的応力のほか、気象、海象及び船体動揺について計測を行なったもので、大要次のような所見を発表した。
①

波浪曲げモーメントによる曲げ応力は、理論計算値と傾向的には合致するが、いくらか計算値より大きい応力変動を示す。

②

同一海象条件下における波浪曲げ応力の計測値のばらつきが他の船種のそれと比較して相当
に大きい。

③

波浪曲げ応力に重畳して比較的大きい曲げ振動応力がほとんど常時存在しており、構造不連続部などの応力集中箇所においては、疲労に対する考慮が必要と思われる。

④

荷役時の横応力及び局部応力は、理論計算値、計測値ともに精度向上の必要がある。

⑤

荷役時の応力変化は、相当に大きい箇所もあるので、他の応力が重畳する場合は、その合成された最大応力について検討を要する。

また、同協会は、同月第１１９研究部会報告として、大型鉱石運搬船の船体構造材料に関する研究を行ない、ぼりばあ丸の船底外板に使用されたと同厚の１９ミリＡ級鋼（略号１９Ａ）、強力甲板に使用されたと同厚の３８ミリＤ級鋼（略号３８Ｄ）その他主要鋼材について脆性破壊の発生及び伝播特性並びに疲労破壊に関する各種実験による研究結果を発表したが、そのうちに注目すべき点は、常温において１６キロの応力レベル下では、３８Ｄ材はあらかじめ約４．６メートルのき裂長さがない
かぎり脆性破壊は起こらず、１９Ａ材では約１．３メートルのき裂長さがあれば起こり得るとし、応力レベルが８キロに下がれば、３８Ｄ材ではほとんど脆性破壊の可能性がなく、１９Ａ材でも約５．
４メートルのき裂長さがないかぎり脆性破壊は起こり得ない、としていることである。

５、全日本海員組合
全日本海員組合は、日本海事協会が主体となって実施された大型船の点検結果に、同組合の自主点
検によるばら積貨物船１５隻の資料を加えて独自にまとめ、同４５年９月「大型船損傷の実態」として発表したが、そのうち本件に関係のある部分を摘記すると大要次のとおりである。
①

第１８次計画造船から第２１次計画造船にいたる建造船舶の１隻あたりの損傷及び修理件数
が、他の期間に造られた船舶に比較して異常に多い。

②

８大造船所別に１隻あたりの損傷件数及び修理に使用した鋼材を調査したところ、Ｄ社は、件数において２位、鋼材数において１位であった。

③

８大造船所別に工作ミスをまとめたところ、Ｄ社が最も多く、そのうち溶接忘れの件数が最も
多かった。

④

日本海事協会の検査は、現状では航行安全を担保するに十分なものではなく、鋼船規則も内容的に多くの問題をかかえている。

⑤

電気防食の効果がほとんどなく、これに反し有効な塗装をしたものは腐食が非常に尐なかった。

第２部 証 拠（「証拠の標目」 省略）

Ｄ社は、Ｓ教授の鑑定に対して次のような問題点を提示し、同鑑定が信頼できないと主張している。
①

剪断による許容応力を、計算方式を異にした日本海事協会の規則から類推しているが、同協会
は許容応力を定めてはいない。

②

有限要素法により電子計算機を使用した計算方式と比べて、多くの仮定を設けて思い切った単純化を行なっているので現実に即しない点がある。

③

他の実在船についても強度計算を行ない、その比較によって強度が判定されるべきであるのに、それがなされていない。

④

Ｓ計算方式によりＤ社が他のばら積貨物船について剪断応力を計算した結果、ぼりばあ丸よりもはるかに高い剪断応力が算出された船もあるが、これらの船はなんらの事故もなく現在就航している。

⑤

Ｓ鑑定の剪断応力は、仮定の外力に対する架空の応力にすぎず、遭難時の剪断応力ではない。
これらの問題点について当審判庁は、次の理由によりその主張を容認できないので、これをし
りぞける。

①

日本海事協会が許容応力を定めてそれにより部材寸法を定めてはいないという点については、
鋼船規則がほとんど部材寸法に関する規定であるところから許容応力値そのものは条文に明記されていないが、構造材料の寸法を規制するにあたって、当該材料の許容応力を全く考慮に入れないで寸法を決定するということは常識上からも考えられないことであり、鋼船規則解説等にも基準となる許容応力の記載が随所にあり、ＢＱ証人も基準許容応力についての証言を行なっている。Ｓ教授は、このことを説明したうえで、同規則第１５編第３節第４条の算式から許容応力を逆算したと証言しており、その考え方自体に問題とすべき点はない。また、他の計算方式から類推した許容応力を自己の計算方式に採用することの是非については、対象となる位置及び部材が同一であって、応力の種類が同一である限り、その許容応力に相異があることがむしろ不合理である。Ｄ社は、ＡＢ、ＬＲ等外国の船級協会の規則から類推される許容応力がはなはだしく相異することをもって許容応力に固定したものがない旨主張するが、他の応力の重複が考えられる部
位について、剪断応力のみを取り上げる場合は、その剪断に対する許容応力を低く抑えなければならないことは当然である。ここで注目すべきことは、これら外国の船級協会の罰則から類推される剪断に対する許容応力は、いずれも１３キロを上回っていないことである。これはミーゼスの等価応力に関する式

において、直応力σの存在しない応力の場においては、

断応力τが１３キロになれば、これと等価な直応力σe はほぼ２２．５キロとなり、普通鋼材の降伏応力とほとんど見合う値となることからも証明され、Ｓ教授が縦桁、肋板等の剪断に対する許容応力を１２．５キロに採ったことは鋼船規則から類推しなくても妥当な数値であるといえる。
ちなみにＡＣ教授は、日本海事協会が使っていると思われる剪断に対する許容応力の１３キロは大きすぎると証言し、また、ＢＱ証人は、船側外板の平均剪断許容応力が当初１０キロであった
ものを合理化して１２キロに上げた旨証言している。Ｄ社が１３キロを越える剪断応力をもって、

なお妥当な応力値であるとする主張は、理解し難いところである。
②

有限要素法により電子計算機を使用した計算方法に比べて、Ｓ教授の鑑定がそぼくな手計算によるものであるかのような表現をしているが、同鑑定も電子計算機による精度の高い計算を行なったものであり、Ｄ社は、同教授が先に発表した近似計算法と本鑑定とを混同しているのではな
いか。本来有限要素法と電子計算機とは別個のものであり、いかにも有限要素法は、電子計算機に複雑な立体構造のデータを投入する１つの便利な手段であるには違いないが、現状では電子計
算機の容量に制限があって、かなり多くの簡易化ないしはモデル化を行なう必要がある。曲面を数個の平面に置き換えたり、Ｚユニット方式において複雑な構造をすべて立体格子構造にモデル化したりするのもその一例であって、Ｄ社の主張するように、二重底パネルを直交異方性板と見なすことが大胆な近似化であり、有限要素法がすべて精密なモデル化であるということにはならない。Ｓ教授の計算方式の基礎となった式そのものは、数学的に正しい理論であって、あいまいさや不連続部が介入する余地はない。ただ隣接条件や拘束条件等を考慮するとき、そのモデル化
や等価置換方法等については諸説が分かれるところであるが、これはどのような計算方法にも一様に付随する必要やむを得ない簡略化のための手段であって、そのこと自体をもって現実に即しないという主張は当らない。

③

他の実在船の応力計算については、Ｓ教授が鑑定を応諾しておらず、このことは、ＡＣ教授及びＢＲ鑑定人の各鑑定についてもいえることであって、両鑑定においても他船の応力計算を行なっていない。３つの鑑定のうち、１つの鑑定が自己に不利な鑑定結果が出たからといって、当該鑑定のみに他船の応力計算を求めるということは、当を得たものではない。

④

Ｄ社が、Ｓ教授の計算方式によって二重底及び船側構造の局部強度計算を行なった八雲川丸ほか１３隻（外国船級船１０隻、日本海事協会船級船４隻）の計算結果については、これら船舶のうち２隻の資料が当審判庁に提出されているのみであり、また、同社が、１４隻を全部計算すると計算量がぼう大なものとなり短時日に手計算を行なうことは不可能であるから、Ｓ鑑定と同一計算方式を電子計算機のプログラムに組んで算出したと述べていることなどのため、どのようなデータを投入したか詳細に検討することができない。しかしてＳ教授の鑑定においては、ぼりば
あ丸の横置隔壁下部スツールの両下端が、ばら積貨物船内規に適合しないでその片側だけしか肋板によって支えられていない構造であるところから同隔壁部を単純支持であるとみなし、貨物倉長さを固有隔壁間の全長にとって計算したものであるが、同内規に適合して両端部が肋板によって支えられている他の船舶にまで同様な支持条件で計算するのは、正しい計算を行なったものとは認められない。また、同一積荷条件で比較すべきであると主張しながら、ぼりばあ丸の第３番倉については、実際の積付率である８４％を採っているのに対し、他の船舶の対象となる積付倉については、鉱石を甲板線の最高部までいっぱいにならして積んだほぼ１００％の積付率をもって計算している。このような積付方法が実際に可能であるか否かは別として、例示船舶の全積付倉についてこのような苛酷な積付けを行なった場合は、鉱石重量が載貨重量をはるかに超過してしまうことになるので、その分だけ他の積付倉の積付率を軽減しない限り所期の計画喫水を維持することはできない。いまかりにぼりばあ丸についてこれと同じ積荷条件、すなわち第３番倉に
比重２の鉄鉱石を甲板線最高部までいっぱいに積み、残余を第１及び第５番倉に積み分けて喫水にあまり変化がないようにしたものとして計算すると、第３番倉二重底の下向き荷重ｐはほぼ毎平方センチメートル２．４９キログラムとなり、Ｓ教授の鑑定中、積付倉二重底の各応力値はほぼ３４％増しとなるので、他船のそれより著しく大きな値となることがわかる。このことは例示
した１４隻の計算内容に、実情を無視した苛酷な条件を与えたことの証左であり、この結果をもってぼりばあ丸の構造強底と比較することはできない。
次にＤ社は、さんまるていん丸ほか８隻についてＳ鑑定と同一計算方式を電子計算機のプログ
ラムに組み、縦曲げに対する船側構造の剪断強度を計算したと述べているが、さんまるていん丸の計算では、ホッパータンクのねじりモーメントを同船固有のデータによらないで、ぼりばあ丸の計算資料より概略化して出した数値を用い、かつ、積付倉である第３番倉について行なっているが、ばら積貨物船内規に適合しない構造のぼりばあ丸の計算資料から同内規適格船の数値を概略化によって類推することは基本的に誤りがあり、また荷重のとり方にも問題があった。前示８隻がさんまるていん丸の場合と同様な概略化によって計算されたものか、あるいは正規に各船固有のデータを電子計算機に投入して算出されたものか、提出時の時間的経緯からみてこの点疑問である。
⑤

１月４日午前９時の有義波高は、ＡＶ助教授の鑑定結果によると８．０メートルであるが、ロングエツトヒギンスの理論から、この場合の１０分の１最高波の平均値は約１０．２メートルとなり、１月４日及び５日にはその程度の波高の波浪が存在した可能性が考えられること、健島丸のＢＭ三等航海士に対する質問調書中うねりの長さ２００ないし３００メートル周期１３ない
し１４秒との、同船ＢＬ一等航海士に対する質問調書中うねりの長さ約船たけ周期約１５秒との、同船ＢＫ船長に対する質問調書中うねりの波長２００メートルとの、同船ＢＰ二等航海士に対する質問調書中波浪（結局うねり）の長さ２００メートルとの各供述記載に徴し、２００メートル
程度の波長の波浪が存在した可能性が考えられること、しかもＳ教授の鑑定結果では、ぼりばあ
丸のホッパー斜板上部の等価応力＊σｅが３０キロを越え、この値は普通鋼材の降伏応力を大幅に上回っており、同鑑定の剪断応力は遭難時の剪断応力とかけ離れたものではない。

第３部 結 論第１ 原因判断及び法令の適用
本件は、運航責任者のほとんど全員が死亡し、船体もまた６，０００メートルあまりの海底に沈没し、原因を探究するのにきわめて困難な事件である。本船は、沈没前にＥ社本社に対し、「２番ハッチより折損、１、２番ハッチ浸水現在浮上しているが海没のうれいあり、総員非常配置退避準備した」との発信をしており、当時船橋には船長ほか航海士らが集まっていて、船橋から前方を見れば折損箇所は一目瞭然であるはずであって、これと健島丸のＢＫ船長に対する質問調書中、「２番倉の中央付近まで見えていたと思います、あるいは２番倉の後部付近までだったかも知れません」、同船ＢＬ一等航海士に対する質問調書中、「前部の断面は大体２番くらいではなかったか」及び同船ＢＭ三等航海士に対する質
問調書中、「どのハッチ付近からなくなっているのかは分りません、でも残っている船体はかなり長い
ものと覚えています」との各供述記載とに徴し、第２番倉付近において折損したものと認められ．これを覆すにたる証拠はない。しかして同倉のどこから折損したかについては、確実な証拠がないため判然としないが、前示各証拠と造船面についての検討結果とから、同倉後部から折損した可能性が考えられる。

１、造船面について
Ｄ社の設計及び建造段階における図面、資料等の管理に関しては、重要な資料が早い機会に滅失したり廃却されたり、当審判庁に提出するたびに諸データか改訂されたり、あるいは記載事項に脱落箇所や不審と思われる箇所が尐なからず認められる。当審判庁は、これらの点について慎重審理にあた
ったが、その真偽を解明できなかった。そこで提出された本船の完成仕様書、中央切断完成図、操船資料等が本船建造当時真正に作成されたものとして、以下船体折損の原因について判断を加えることとする。
（１）船体の強度
前示のとおり日本船では載貨重量トン数５０，０００トンを越える二重船側構造のばら積貨物船
は、ぼりばあ丸１隻だけであって、同型船と船体の強度を直接比較検討することができず、ＡＢ船
級船のチャールスＥウィルソン及びヒロイックも、積付状態及び運航実績が明らかでないため、これまた比較の対象となし難い。本船の船体の強度については、日本海事協会相生支部長ＢＮに対する質問調書中、「ぼりばあ丸は鉱石船の規定にもばら積貨物船の規定にも関係なく一般規定で製造されているのに、巨大船の本船に鉱石を１、３、５番倉に積み２、４番倉をからにしている点に問題があります。隔壁の数も７枚しかなく、長さからは９枚以上なければならないと思います、この船は進水後まもなくタンクテストの際タンクの骨がゆがんだのです、処女航海のときビルジホッパー部のたなの溶接部が広範囲にわたってき裂をしています、当時大型船の強度について未知の点があったのであるから、もっと安全係数を高めて設計する必要があったと思います、強度計算が甘かったので最初から座屈を起こしたり隆起甲板、ホッパー部などにき裂を生じたりしています」との供述記載及び同協会東京支部検査員ＢＯに対する質問調書中、「ぼりばあ丸は試運転時振動が多くて設計部長にこの船は振動が多いなといいましたらそれを計測させているとのことでした、乗っていて（船橋にいて）の感じでは船体がねじれるような感じを受けました、本件後日本海事協会本部
でこの振動についても話しました、ですがこれはこのたびの事故には結びつかないとのことでした、
私の感じとしてはひよわな船ということです」との供述記載は、いずれも抽象的ではあるが、本船の船体の強度を最も端的に表現しているものと考えられる。現在においては、ばら積貨物船に関する内規が制定され、その安全性はいちおう担保されているが、ぼりばあ丸建造当時においては、この種船舶に対する規定類が整備されておらず、ばら積貨物船については、鋼船規則中一般貨物船の規定を適用し、断面係数面からの積付条件の差のみをもってこれが補強条件としたにすぎないものであった。この差は、実際に作図して検討した積付条件による曲げモーメント及び剪断力の最大値の差と比較するとき、過小なものであり、その後制定されたばら積貨物船内規による部材寸法要求値に照らして見ても、ぼりばあ丸は、かなり多くの点において強度が不足していることは、すでに説示したとおりである。また、ぼりばあ丸と鉄鉱石のオルト積みをしている類似船とを比較した場
合、第８表及び第９表に示すとおり、二重船側構造を除き、本船の部材寸法はこれらの船を下回っており、ことにビルジホッパー斜板に１２ミリＡ級鋼を使用しているのは本船のみであり、更にチャールスＥウィルソン及びヒロイックと比較しても、二重船殻の部材寸法は、はるかに両船を下回っている。

Ｓ教授の鑑定結果によると、船体の縦曲げによってぼりばあ丸に生ずる最大剪断力は、Ｄ社の資料から、満載帰港状態におけるサギングの場合にフレーム１６３の位置に生ずる１０，２５０トンであると推定され、この剪断力によって船側構造に生ずる剪断応力は、ホッパー斜板の上部で最大となり、その値は１６．５キロに達する。この部分ではホッパーに作用するねじりモーメントによって生ずる剪断応力が同じ方向に作用するため、このねじりモーメントの影響を考慮すると最大剪
断応力は２１．６キロとなり、等価応力＊σｅの値は３７．５キロになる。いっぽう、二重底構造に作用する浮力の一部は横隔壁へ伝達されるので、この影響を考慮すれば、最大剪断力は約１１％
減尐し、また、腐食による板厚の減尐量をかりに２．５ミリの半分とすれば、剪断応力は約７．５％
小さくなる。しかし、このような修正を行なっても、ホッパー斜板上部の＊σｅは３０キロ以上となるので、この部分では降伏を生ずる可能性があるとなっており、更に同教授は鑑定要旨中、「本船の遭難時における損傷状況の詳細が不明なため、この部分の強度不足が損傷の主要な原因と断定することはできないが、尐なくとも損傷原因のひとつとなる可能性はあると考えられる」と述べており、当審判庁は、これを重視し、ホッパー斜板上部の強度不足が本件発生の有力なひとつの原因をなしたものと考える。しかしてＳ教授の鑑定結果中、ホッパーとの接合点における二重底肋板の剪断応力τｙは、腐食による板厚の減尐量をかりに２．５ミリの半分とし、かつ、肋板端上部の肘板による補強の効果を考慮（１５／１６倍）しても、ケース（１）の場合１４．３キロ、ケース（２）の場合１４．９キロ、ケース（３）の場合１５．３キロとなり、いずれも過大であって、この部分
で降伏を生ずる可能性があり、また、船側肋骨の下端における応力σｎＢ＋σ２Ｂは、腐食による板厚の減尐量をかりに２．５ミリの半分としても、ケース（１）の場合２３．２キロ、ケース（２）の場合３０．４キロ、ケース（３）の場合２１．３キロとなり、その値がいずれもかなり大きくなるので、工作の不良等が重なればクラックを生ずる可能性がある。
次にＡＣ教授の鑑定結果は前示のとおりであるが、同教授の計算法では腐食予備厚が差し引かれていない。腐食量２．５ミリを差し引いた場合には、第１９．２表のσｎ及びτの値は１５、６％程度大きくなるが、いま、腐食による板厚の減尐量をかりに２．５ミリの半分とし、Ｓ教授が算出した減尐率で計算すると、同表中ケース（１）の桁材端のτ１２．６キロは１３．６キロとなり、これを等価な引張応力であらわすと２３．６キロとなり、肋板端のτ１１．８キロは１２．９キロとなり、これを等価な引張応力であらわすと２２．３キロとなり、肋板中央のσｎ（ｏ）１５．９
キロは１６．９キロとなり、船側二重船殻下端のσｎ（ｉ）１４．５キロは１５．９キロとなり、このうち肋板中央のσｎ（ｏ）及び船側二重船殻下端のσｎ（ｉ）は、それぞれ横方向圧縮による座屈応力１６．９キロ及び１５．９４キロに見合う値となる。Ｓ教授の鑑定とＡＣ教授の鑑定とでは、満載帰港状態と満載出港状態との違いはあるが、条件を等しくした場合、結果的にはさほど顕著な相違がない。
（２）バラストタンクの腐食
本船のように片航海はバラストタンクをからにして赤道水域を航過する船舶に対し、アルミニウ
ム陽極による電気防食が十分に有効であったか否かについては、前示修理工事の際の日本海事協会
検査員の検査報告書写中の記載、本船甲板部中間検査修繕仕様書写中の記載及び本件発生後行なわれた同種船舶の点検結果等に徴すると、同防食は本船建造当時一般に考えられていたほど効果がな
く、バラストタンク内は予想外に腐食しており、同タンク部材の腐食衰耗による船体の急速な強度

低下も考えられる。
（３）材料について
前示のとおり本船建造当時のミルシートはすでに廃却され、また、カッテングプランも滅失し、Ｄ社が新たに鋼材メーカーから取り寄せたミルシートは、これを外板展開図、鋼材配置図と照合す
ると、板厚の大きい鋼材が図面に記載のものよりかなり不足しているばかりか、上級の鋼材が下級
鋼材の配置箇所に使用されたり、他船用の鋼材が多数引き当てられたことになっており、かつ、ブ
レート関係のミルシートは全部提出ずみであると供述しながら、新たに発見されたとして他船名儀を含む約８５トン分のミルシートが追加提出され、これでははたして本船が図面どおりの鋼材を使用して建造されたか、あるいは鋼材の不正使用があったのではないかとの疑いが起こり、材料面からの原因も見のがすわけにはゆかない。
（４）第１番燃料油タンクの上部甲板にうがった送油口
同送油口は、前示のとおり下請け業者であるＡＯ株式会社及びまた下請けのＡＴの手により施工されたもので、その位置がハッチコーナーに近く、しかもマンホールとほとんど一線をなし、隆起
甲板構造によりハッチコーナーの応力集中を避けてあるとはいえ、強力甲板の最も応力集中をきたし易い箇所にあり、工事にあたっては、Ｄ社相生第１工場もＥ社工務部も監督をしておらず、また、
日本海事協会の検査も受けておらず、はたしてどのような工事をしたのか明らかでなく、同送油口の工作が不完全な部分から疲労によりき裂が進展したことも考えられる。
（５）工作について
全日本海員組合の調査によると、第２０次、第２１次計画造船にはＤ社で建造された船舶に溶接
忘れ、溶接不良の件数が最も多くなっており、本船では、前示のとおり隆起甲板下のブラケットを付け忘れたり、ビルジホッパー上部のたな板のところの溶接が脚長不足等のため同所から漏水した
りしたという事実があり、また、建造当時東京第２工場には技倆資格を有しない溶接工が何人かいて内構の溶接にあったこと等からみて、巨大、かつ、全溶接構造鋼船の本船にこのほかにも溶接忘れ、溶接不良が全くなかったとは断言できない。
（６）試運転時及び就航直後に発生した各損傷
試運転時のビルジホッパートランスリング、横置隔壁内ウェブプレート等の損傷に対しては、ス
トラットを設け、補強材を取り付けるなどの修理が行なわれ、ビルジホッパー上部たな板のところ
のき裂に対しても、千葉において本格的修理が施工され、また、隆起甲板回りの損傷に対しては、呉及び相生においてき裂箇所の補修、ブラケットの新設等が行なわれ、これらの補強修理を施工したのちは、第５番ホッパータンクのトランスリングにき裂、同タンク内トランスリング付きカラー
プレートにき裂、第３番倉左舷側ハッチエンドコーミングステー根元にき裂（２箇所）がそれぞれ発生修理されているが、それ以外に前示各箇所に損傷が発生したとの報告は見当らない。
（７）脆性破壊について
日本造船研究協会の研究結果によると、ぼりばあ丸の船底外板に使用されたと同厚の１９ミリＡ級鋼（１９Ａ）及び強力甲板に使用されたと同厚の３８ミリＤ級鋼（３８Ｄ）その他について脆性破壊の発生及び伝播特性並びに疲労破壊に関する各種実験を行なったところ、温度１５度において１６キロの応力レベル下では、３８Ｄ材はあらかじめ約４．６メートルのき裂長さがない限り脆性
破壊は起こらず、１９Ａ材では約１．３メートルのき裂長さがあれば起こり得るとし、応力レベル

が８キロに下がれば、３８Ｄ材ではほとんど脆性破壊の可能性がなく、１９Ａ材でも約５．４メー
トルのき裂長さがない限り脆性破壊が起こり得ないことを示している。本件の場合、本船が遭遇した温度、第２番貨物倉付近に生ずる応力等からみて、脆性破壊の可能性はきわめて尐ないものと考えられる。

２、運航面について
前示のとおり本船は、第１３次航から鉄鉱石のオルト積みをはじめたところ、その後好天に恵まれ、鉄鉱石をオルト積みした状態で風力７以上のしけに出会った航海としては、第１７次航と遭難航次が挙げられるが、第１７次航の際は正横方向の風で、クリストバル、ダンケルク間の平均速力は１３．
５８ノットであった。遭難前の第２５次往航の際は、台風２１号に遭遇し、このときの荒天は就航後遭遇した荒天のうちで最大のものであり、本船は、適宜減速、変針等の措置をとったが、空船航海で船体が激しく動揺し、その後清水タンク及び飲料水タンクにそれぞれき裂が発見されている。しかしこれらは航海、機関両撮要日誌及び生存者の供述によるもののみであって、同航海の運航の責任者がほとんど全員死亡しているため、甲板回り、倉内の各点検模様及び荒天避航の詳細については、明らかでない。次に遭難時の南米から日本への航海にあたって本船は、冬季北太平洋における無難な航路を選定しており、日本に近づき季節風の強吹する圏内にはいってからは適宜減速し、船体折損の約２５分前にはＢＡあてに入港食ビール手配頼む旨の電報を打電しており、更に生存者のＡ受審人及びＢ
Ｈ司ちゅう員は、起床してからおもてが折れたと聞くまでなんら異常な衝撃を感じなかったと供述していることからみて、遭難直前まで航海に特に不安はなかったものと考えられる。遭難航次における鉄鉱石の積付模様は第２３表に示すとおりで、積載量もこれまでの最高で許容限いっぱいとなっているが、冬季北太平洋を航行する場合、このような積付状態にした経緯については、これまた運航の責任者がほとんど全員死亡しているため明らかでなく、結局、運航担当者の所為が本件発生の原因となったか否かについて断定することができない。

３、気象、海象面について１月４日及び５日に本船が遭遇したしけは、冬季北太平洋において例年起こり得るかなりのしけであったことは認められるが、気象庁の天気図、気象庁の気象、海象についての資料、ＡＶ助教授の鑑定結果、付近を航行していた船舶の資料、生存者の供述、証人気象庁主任予報官ＡＷの証言、証人気
象庁海上気象課長ＡＸの証言のいずれからも、異常な荒天であったとする証拠はない。しかしてロン
グエツトヒギンスの理論によると、観測単位２００、５００、１、０００の場合最高波の平均値はそ
れぞれ有義波高の１．７２倍、１．８４倍、１．９３倍となるが、当時有義波高８．０メートルに対し、そのような極端に高い波が存在した可能性は尐ないものと考えられる。

本件遭難は、海難審判法第２条第１号及び第２号に該当し、ぼりばあ丸が、鉄鉱石を貨物倉ひとつおきに積載した場合、第２番貨物倉と第３番貨物倉との境界付近において、ビルジホッパー斜板の上部にかなり広い範囲にわたって過大な剪断応力が発生し、この部分で降伏を生ずる可能性があり、また両倉の各中央における二重底肋板端部の剪断応力の値が過大であって、この部分で降伏を生ずる可能性があり、更に両倉の各中央における船側肋骨下端の応力の値がかなり大きく、工作の不良等が重なればクラックを生ずる可能性があったところ、３年３箇月にわたる就航中、バラストタンク内が予想外に腐食し、船体主要鋼材の腐食衰耗箇所に応力集中をきたした結果、第２番貨物倉付近において切損するにいたったものと考えられるが、船体の折損状況を確認することができず、たほうでは、鋼材の不正使用の疑いがあるほか、第１番燃料油タンクの送油口工事の不手ぎわ、溶接工作の不良等の原因が単一または重畳して船体折損にいたった可能性も考えられ、結局、本件発生の原因を断定することができない。
受審人Ａの所為は本件発生の原因とならない。
指定海難関係人Ｂ及び指定海難関係人Ｃの各所為が本件発生の原因となったか否かについては、いずれも断定することができない。

第２ 海難防止上の要望事項
本件遭難に関連し、この種海難を防止するうえに必要と思われる事項は、次のとおりである。

１、新らしい構造の船で基準に定められていないものを設計、建造するにあたっては、この種船舶の十分な運航実績を得るまでは積付方法、積載量等に慎重な配慮を払うとともに精度の高い計算を行なう
べきである。今日のような大型船が建造されなかった時代には、剪断応力の値は一般に小さく、剪断応力はあまり重要に考えられていなかったようであるが、最近の大型船では船が大きくなった割には板厚か大きくならないため、剪断応力の値がかなり大きくなる場合が多い。今後大型船を設計する場
合には剪断応力の値にも十分注意する必要がある。

２、外力、特に波浪外力については、まだ十分に究明されていない分野があり、波浪に対する船体構造
計算法のいっそうの精密化を図るため、実船による計測、模型船による実験、構造解析の応用等により、波浪外力全般にわたって実験的、理論的考察を進める必要がある。本件遭難は、冬季北太平洋において例年起こり得るかなりのしけのなかで起こった海難であり、巷間には、予想もできない波浪外力、または波浪以外の特別の大きな力が加わったためではないか、あるいは船体のどこかに構造寸法からは考え及ばない弱いところがあったためではないかとの説をなす者もいるが、事件を安易に不可測のベールによって包み去ることは、いたずらに乗組員に悲惨な海難の結末のみを背負わせることになり、この種海難の原因探究に資することにならない。当審判庁が船体強度に関する精密計算と同時に波浪外力究明の必要性を強調するゆえんもここにある。

３、船の運航は、いかなる場合においてもその性能に適応したものとする必要のあることは多言を要しないところである。かつて漁船が木造船から鋼船に変わったとき、船の乗組員のなかには鋼船だから大丈夫とのばく然とした考えから、荒天の場合もしいて航海を続け、このため遭難が続発した例がある。船が巨大化したからといって、部材寸法はそれに対応した割合で増大しているわけではなく、波長が２００ないし３００メートルの海上では巨大船の方がむしろ危険にさらされることもあり、荒天に遭遇した場合には、巨大船といえども適宜変針、減速等の措置をとらなければならないことはいうまでもない。ぼりばあ丸においては、台風２１号に遭遇したときはもちろん、遭難時の航海においても、日本に近づき季節風の強吹する圏内にはいってからは、冬季北太平洋において例年起こり得るか

なりのしけであったので、慎重な配慮をして幾度かハンドルノッチを下げたことは優に肯認できる。
しかして気象庁の予報が必ずしも適中するとは限らず、ときには台風が自船針路の右を通過するか、針路線上を通過するか、あるいは左を通過するか、台風が間近に接近するまで予測できないこともあり、船長はこれを入念に検討している時間的余裕がなく、また、不正確な外国の気象通報に悩まされることもしばしば経験するところである。このような場合、船長の判断に反して自船が暴風圏内に突入しても、船体の強度についての明確な認識があれば、船長は自信をもって適切な荒天操船を行なうことができ、乗組員は安心して物資の輸送に専念できるのである。船が著しく巨大化した今日、造船所においても船が遭遇すると思われる風速、波浪等について船体強度上の具体的判断資料を提供し、設計者と運航者との密接な連絡を図り、乗組員の不安一掃に努めることを期待するものである。

４、バラストタンク等の電気防食については、随時点検、定期点検を行なって防食効果の実態をは握し、要すれば実績のある塗装をもってこれに代え、あるいは電気防食の方法を改善するなどの必要がある。日本海事協会はこの点に注目して、塗装の要求範囲及び電気防食の基準を定め、昭和４６年
１月１９日通ちょう７１ＨＣ５ＲＺをもって各支部長にこれを通知し、更にその取扱について、同年３月２５日通ちょう７１ＨＣ５４ＲＺをもって各支部長に、「バラストタンク等の塗装及び電気防食の取扱要領」を通知した。この通知は、やや遅かったうらみはあるが、適切な措置である。

５、水密隔壁の総数については、すでに説示したとおり日本海事協会が長年にわたる造船界の経験、実績によって規定したものであり、世界各国の船級協会の規定も結論的には日本とほぼ同様である。日
本海事協会は、船の強度が同等と認めた場合に水密隔壁の省略を承認しているが、その裏付けとなる
精密な立体強度計算を行なっているわけではない。しかして水密隔壁の総数を減尐して船倉が長くなると、鉄鉱石等比重の大きい貨物をオルト積みした場合には、船体の縦曲げによって生ずる最大剪断
力及び船側肋骨の下端における内側板の曲げ応力が著しく大きくなり、また、二重底の撓み、船底外板に生ずる船横方向の曲げ応力及び肋板端部の剪断応力も増加し、更に載貨重量トン数が５０，００
０トンを越え、船倉の数がぼりばあ丸と同じく５個のばら積貨物船では、船倉の長大化による損傷が尐なからず発生しており、水密隔壁の数と船の強度との関係が理論的にも究明されつつある。水密隔
壁の数が尐ないと荷役には好都合であろうけれども、いったん船体に損傷が発生した場合には、浸水を抑止する障壁が尐なく、沈没しなくともよい船が沈没する場合すらある。人命尊重に関しては、船客と乗組員との間に軽重の差を設けるべきでなく、この面からは区画可浸の考えを国際航海に従事す
る旅客船に限定することなく、貨物船にも及ぼすべきものと思料する。たほう、油槽船が衝突、座礁などして貨物油倉に損傷を生じ、積載油が流出した場合には、水密区画の大きい船舶ほど港湾等にじん大な損害を与えるおそれがあり、水密隔壁の総数は、荷役の都合の面からだけでなく、損傷発生の場合も含めて慎重に決定する必要がある。

６、船の検査については、従来期間を定めて検査が行なわれているが、最近では船の稼動率が大幅に向上したため、１０年前に比べると船の航海時間は飛躍的に増大しており、それだけに部材の損耗も激しい。したがって船の検査も航海時間に応じて実施するのが合理的であり、中間検査の際に内部検査を行なうなど検査基準を厳格にするのも、ひとつの方法である。船が経済上の要求により著しく巨大化したため、検査には多大の労力を要し、限られた尐ない日数で広い船内各部を入念に検査することは至難である。このため検査は局部的になりがちであり、その際見落とされた損傷が大海難を惹き起こしかねず、用船契約上の制約等があるにしても、工事期間は船内各部の検査を重視して決定する必要がある。

７、船の建造当時の図面、資料等の保存期間、保存方法等については、なんら規定されていないが、ぼりばあ丸のように新らしい構造の船で設計上基準に定められていないものの場合には、特に図面、資料等の管理を厳重にし、第２船、第３船の建造に直ちに役立ち得るよう、また、同型船あるいは類似船に事故があった場合、調査活動に利するよう図面、資料等を一定期間保存することを義務づける必要がある。ぼりばあ丸の基本設計の段階で作成された諸計算、仕様書、図面、カッテングプラン等が滅失してしまい、建造当時のミルシート、その他の資料が新造後はじめての定期検査の到来を待たずに廃却されたが、このような処置は、はなはだ遺憾なことである。

８、船の救命設備については、大きな海難が起こるたびごとに問題になるが、まだ十分有効な設備が開発されず、救命艇は波が高いと降下の途中で転覆するおそれがあり、また、ゴムボートは軽くて風に吹き飛ばされ、強風の場合にはあまり有効でないといわれ、結局、昔からの救命胴衣しか頼るものがない現状であり、その救命胴衣も寒い海中では短時間しか役に立たない。最近安全かつ容易に船から離脱し、洋上に浮上し続けうるカプセル型救命容器、平服の上に着用して保温をはかり、長時間漂流できるような耐寒、耐水服等が開発されつつあるが、これらの１日も早い実用化を望むものである。
船は年々しかも急速に巨大化しつつあるが、乗組員の人命についても同様に深い考慮を払い、船が荒天下沈没するようなことがあっても、人命だけは無事救助されるよう、救命設備面はもとより、総合的海難救助システムの確立を切望するものである。

よって主文のとおり裁決する。

昭和４７年第二審第３８号
機船ぼりばあ丸遭難事件 〔原審横浜〕

言 渡 年 月 日

昭和４８年１月３１日言渡審判

庁 高等海難審判庁（愛沢新五、保田立男、清水信重、松本金十郎、西山茂樹）

理事

官 吉田鉞太郎、鈴木正雄、大伴叔了、中尾忠信

受

審

人 Ａ

指定海難関係人 Ｂ

指定海難関係人 Ｃ

二 審 請 求 者

主補佐人 a、ｂ（いずれもＡ受審人選任）文
本件第二審の請求を棄却する。

理由
海難審判法は、海難審判庁の審判によって海難の原因を明らかにし、以てその発生の防止に寄与することを目的とし、海難が受審人の故意又は過失に因って発生したものであるときはこれを懲戒し、また、必要と認めるときは、海難の原因に関係がある指定海難関係人に対し勧告をすることとしており、海難審判庁が、海難審判法の規定に基づいてする本案裁決には、海難の原因を明らかにした裁決（原因解明
裁決）、海難の原因を明らかにし懲戒する裁決（懲戒裁決）及び海難の原因を明らかにし勧告をする旨の裁決（勧告裁決）の３種がある。このうち受審人が懲戒処分を受けるのは懲戒裁決のみである。
また同法は、第４６条第１項及び第２項において、「理事官又は受審人は、地方海難審判庁の裁決に対して、命令の定めるところにより、高等海難審判庁に第二審の請求をすることができる。補佐人は、受審人のため独立して第二審の請求をすることができる。但し、受審人の明示した意思に反してこれをすることはできない。
」と規定し、理事官、受審人及び受審人のためにする補佐人に第二審請求権を認めているが、指定海難関係人については、同法施行規則中にも、勧告を受けた場合に弁明書を差し出すことができる旨の規定があるにとどまり、第二審請求権を認めていない。
理事官は、公益の代表者として審判庁のなした前示のどの種類の裁決に対しても広く第二審請求権を有することは当然であり、また、懲戒裁決において懲戒処分を受けた受審人は、その権利義務に変更を生ぜしめる法的拘束力を受けるのであるから第二審請求権を有するものであることはこれまた当然である。しかし懲戒処分を受けない受審人は、法的不利益を受忍すべき立場にない点において指定海難関係人となんらの差異が認められず、法は前示のように指定海難関係人を第二審請求権者から除外しており、審判の迅速性、経済性及び法的安定性などの要請があることを考慮すれば、第４６条において受審人に第二審請求権を認めた趣旨は、法的不利益の救済にあるのであって、同条に規定する受審人には懲戒処分を受けない者は含まれないと解するのが相当である。
受審人に第二審請求権が認められない場合に、その補佐人に第二審請求権が認められないのは補佐人の性格上当然である。
横浜地方海難審判庁のなした機船ぼりばあ丸遭難事件の裁決は原因解明裁決であり、しかも「受審人Ａの所為は、本件発生の原因とならない。」としているのであって、なんらの不利益を受けないＡ受審人のためにした a、ｂ両補佐人の第二審請求は、海難審判法の解釈を誤ってなされたものであるから、同法第４８条の規定を適用し、本件第二審の請求を棄却する。

よって主文のとおり裁決する。