社国法人
第42号昭和39年6 A系統的模型によるサイド•スラスターに関する研究……………………………第59研究部会Investigation into the Fundamental Characteristics and Operating Performances of Side Thruster .............The 59 Research Committee The Report of the Shipbuilding Research Association of Japan Tokyo, Japan NO. 42 June 1964 .第59研究部会委員名簿
Membership of the 59 th Research Committee
Investigation into the Fundamental Characteristics and Operating Performances of Side Thrusters
1. Introduction.
The fundamental characteristics and operating performances of side thrusters were inves- tigated putting emphasis on the following items, in order to obtain the basic data for the design and production of excellent side thrusters. Namely ; (a) The effects of the principal particulars and the shapes of impeller on the character- istics of side thrusters (b) The necessary capacity of the side thruster for the typical manoeuvring For this purpose, the following three kinds of researches were conducted : (a) The systematic series tests of the impeller and the duct system The tests on the operating performances of side thrusters ( b ) (c)  The theoretical investigations Where, the model experiments were conducted at t the Experimental Tank of Mitsubishi Ship- building and Engineering Co. Ltd., and the theoretical investigations were made by the four members of the committee. 2. The systematic series tests of the impeller and the duct system. The impeller models were tested in the duct installed in a simplified ship hull and the effects of the principal particulars and the shape of the impeller were examined as well as the effects of duct systems.  The thrust and the torque of the impeller and the reaction on the hull were measured. The illustrations of the test instruments and impellers are given in Fig. 2.1 ~2.7 and Fig. 2.8〜2.16 respectively. 2.1 - The tests of the duct system. The experimental researches were performed on the effects of duct systems such as the depth of the bottom under the duct, the duct length, the corner radius of duct, the tip clear- ance between the duct and the impeller and the shape of the inner side of duct. The effects of the guide vanes and guard grids and the effects of the inclination of the side wall of hull were also examined. Results are given in Fig. 2.17~Fig. 2.33.
2.2 The series tests of impellers.
The six impeller models were investigated in the standard duct under the 100% slip ratio condition. The one was the fixed blade type of pitch ratio 0.75 with bi-symmetrical (lens- like) blade sections and smaller boss ratio.  This was chosen as a basis of the series and was also used for the investigation of the effects of the boss ratio by changing it from 0.3 to 0.6. The five impellers were the controllable pitch types with the constant pitch distribution along the radius at zero pitch angle and with larger boss ratio.   At first the effects of the blade contour were examined between the ordinary type and Kaplan type. Then the tests on the effects cf the blade area ratio and number of blades were carried out using the Kaplan type impellers. The pitch ratio was changed from 0.3 to 1.3 in the tests of controllable pitch types. The results are given in Fig. 2.34~2.42. The tests on the operating performances of side thrusters. 3. The operating performances were investigated by use of the three typical ship models in¬ stalled with a side thruster model per each. These were the 6 meter models of a super tank¬ er, a high speed liner and a cable layer.  The illustrations of the ship models and the side thruster with a thrust measuring device are given in Fig. 3.1~3.9. 3.1 Measurements of the lateral thrust under the captive conditions. The lateral thrust was measured by the captive arms fitted with strain gauges in the following conditions, while the ship model was stationary or advanced slowly with the rudder amidships. (a) Lateral bow thrusting in open water condition at V=0 (b)  Lateral bow thrusting near the wall in shallow water condition at V = 0 (c) Lateral bow thrusting in open water condition with small advance speed on a captive straight course. 3.2 Course changing ability and initial turning tests. In free running condition, the course changing ability of the side thruster was examined and the initial turning motion of models with and without the helm of rudder was investigated by photographing the locus of the model on the basis of time. 3.3  Manoeuvring tests. Manoeuvring trials were conducted with the free running models from the view point of piloting, and the effectiveness of the installation of the side thruster was manifested for the following cases ( a )  Tests for going alongside and clearing a pier (b))  Narrow channel manoeuvre 3.4 Resistance tests of ship models with duct openings. The effects of the duct opening and its fairing on the resistance of ship were investigated by the use of the models mentioned above. The results of the tests are given in Fig. 3.10~3.68. 4. Theoretical investigations. Apart from the model experiments, the theoretical approaches were made on the funda¬ mental characteristics of side thrusters and their effects on ship motions by the four members of the committee. The details of these works are given in the Appendix. 4.1 Fundamental characteristics of the bow thruster units (by Prof. M. Shirakura) The effects of the bow thruster on the motion of ships (by Prof. S. Motora) 4. 2. 4.3 The ship motion under the operation of the bow thruster (by Dr. H. Fujii) The oblique motion of ships with the use of bow thrusters (by Dr. S. Okada) 4.4
1.1研究の目的船舶の自動化の一環として最近Side Thrusterの装備が問題となってきたが、性能良好なSide Th- rusterを設計するための資料はもちろん、適当なSide Thrusterの容量を見当づけるための資料も現状では皆無に近い。このため、これらの諸問題について基礎的な実験研究を行ない、必要な容量に対する性能良好なSide Thrusterの設計および製作を行なうための基礎、すなわちa .  Side Thruster Impellerの各部の大きさや形状と性能との関係b.必要なSide Thrusterの容量などについて資料をうるのが本試験研究の目的である。 1.2 研究内容本研究は単独性能試験、総合性能試験および理論研究の三つに大別される。 1.2.1単独性能試験Side Thruster付船船の水平面以下の船体部分に相当する単純化されたDuct模型につき、以下にのべる各種の影響調査および系統試験を行なうものである。 (a)   Duct関係影響調査( i )   Bottom Immersionの影響調査Side Thruster Impellerの水平間の中心からキールまでの距離の影響を調べる。 ( ii )   Duct Lengthの影響潤查Side Thruster Impellerが内部で回転作動するトンネル部の長さの影響を調べる。 (iii)   Duct Entrance形状の影響調査Side Thruster Duct両端部縁の丸みの大きさの影響を調べる。 (iv)   Tip Clearanceの影響調査Impellerの翼端とDuct内壁面とのClearanceの大きさの影響を調べる。 ( v )  変形Ductの影響調査標準型のDuct（単純円筒状）に対しDuctの横断面積を両端に向って広げた場合およびせばめた場合の影響を調べる。 (vi)   Guide Vaneの影響調査Impeller BossとDuctとを相対的にささえる役目をするGuide Vaneにつき、その数およびAspect比の影響を調べる。 (vii)   Gridの影響調査Duct Entrance部において流木その他の異物がDuct内へ流入するのを防ぐために設けられる格子につきその数およびAspect比の影響を調べる。 - 1990年
(viii)　傾斜壁の影響調査
標準型としてもちいた直立壁面を有するDuctにくらべて実際の船体をよりよくあらわすと思われる傾斜戦面付Ductについてその影響を調べる。 (b)   Impeller系統試験( i )  災翰彰の影響普通型の翼輪形を有する可変Pitch ImpellerおよびKaplan型翼輪形を有する可変Pitch Im- peller（いずれも翼数4）を標準型Ductの中で試験するもので系統的に翼の取付角度を変更すなる（ii） 固定Pitch Impeller試験一体型として鋳造、加工した固定Pitch Impeller (翼数4)を標準型Ductの中で試験する。 (iii)　翼面積比系統Impeller試験普通型とKaplan型との可変Pitct系統試験の結果にもとづき、いずれか性能の良い方の翼輪彩について翼面積比を変化させたImpellerを製作して、可変Pitch系統試験を追加する。 (Kaplan型翼輪郭を採用した) (iv)   3 K Impeller試験普通型とKaplan型とのうち性能の良い方の翼輪帯Impellerの翼を3枚とって3翼用Bossにとりつけ、可変Pitch系統試験を行なう。 （v）ボス比の影響固定Pitch Impellerにおいてボス比を0.3〜0.60に変更しボス比の影響を調べる。 1. 2. 2 総合性能試験Super Tanker高速LinerおよびCable Layerの３隻の６ｍ模型船の船首部に適当な大きさの模型Sibe Thrusterを装備し下記のような試験を行なう。 (a)   拘束状態における横力計測（乾中央）校型船の横方向の動きを船体中心線上の2点で拘束し、Side Thrusterの作動により船体にかかる力を計測する。 （i） 開水状態における船首横押しSide Thruster取付位置変更の影響調査を含む。 （ii）岸壁近傍における船首機押し岸壁からの距離および水深の変化の影響を調査する。 (iii)　微速直進状態における船首横押し(b)　針路変更ならびに初期旋回試験
( i ) 針路変更試験
1 ～10knの低速で前進中にSide Thrusterを作動させ、Side Thrusterの回転数と転針の関係を調査する。 （ii）初期旋回試験低速で直進中、Side Thruster、舵またはこれらのへいようにより模型船を回頭させ、初期旋回の様子を比較する。 (C)　操船試験無拘束の模型船をプロベラ、能およびSide Thrusterにより自由に操船し操船時のSide Thrusterの効果につき総合的な調査を行なう。本試験は実船の操船に適した操船方法をとる必要があるので熟錶した実船操船者に立会ってもらい、その意見をとり入れて試験方法を決定することとする。 (cit) -離接岸試験Side Thruster、およびプロペラを操作して数種の方法で難接岸を行ない、 Side Thrusterの効果を調査する。 （ii） 狭水路航行試験Side Thrusterの作動により、舵のみでは通過困難な屈折した狭水路の航行を試みる。 (d) 紹体直進抵抗試験Ductをうがった船体の直進抵抗試験を行なって出口形状その他が直進抵抗におよぼす影響を調査する。
1.2.3 【理論研究
上記の単独性能試験および総合性能試験のほかに下記の理論研究が行なわれた。これらの研究はとりまとめのべんぎ上、本報告には概要のみを記し、報告全文はAppendixとして巻末に添付した。 (a)   Side Thrusterの一般性能   （東京大学工学部機械工学科 白倉委員） Ductの性能およびImpeller性能を求める理論を導きSide Thruster単独性能の概型試験の2 、3例について理論計算を行ない、実験結果との比較を行なっている。理論計算において仮定する損失などを実験結果から逆算して求めた結果は単純なDuct形状については一般の実験値ともよく合う結果が得られている。 Duct名部の変形の影響について本理論により解析整理を行なえば応用範囲の広い資料が得られると考える。 (b) Side Thrusterが運動性能におよぼす影響Side Thrusterは停止時には有効であるが前進速度がますと急激にその効果が減少するといわれている。この原因としてはSide Thrusterの推力が総体の前進速度、Driftおよび回転によって変化すること、ならびに船の旋回運動自体の性質として前進速度とともに旋回性が低下することが考えられる。これはこのうち後者の影響を明らかにする目的で船首に一定の力を横向きに作用させた時の旋回運動を計算したものである。この結果、旋回角速度はSide Thrusterの推力に比例し、またSide Thruster位置と横方向推力の着力点との前後方向位置によっては逆方向に旋回する可能性もあることが判明した。また前進速度が大となるにつれて急激にSide Thrusterの有効性が減ずることが船の旋回性能の立場から理論的に証明された。 (c)  Side Thrusterを作動したときの船体運動について（新三菱重工業株式会社研究部、藤井委員） Side Thrusterによる船体運動の研究のうち、微速前進中に舵およびSide Thrusterを作動させた時の旋回運動について線型性の仮定のもとに理論的検討を行なったものである。この結果乾のみを作動させた時Side Thrusterのみを作動させた時および両者をへいようした場合の回頭状態が明らかにされ、またある前進速度における能角と当価なSide Thruster推力も見当づけられた。また、ある低速域を境として横方向Thrusterが減少する様相がここでも明瞭に示された。 --- (d) Side Thrusterによる船の斜行運動について接岸時においては、船を回頭させずに横方向に移動させるのがもっとも理想的であるが、Side Th- rusterを装備した船においても垂直な機動きは不可能である。次に考えられるのは船体中心線を岸壁に平行のままで船を大角度で斜行させる方法である。本論文ではSide Thrusterを装備した船の斜行性能について考察を行なったもので船体および舵角がきまれば斜行角は決定し、 Side Thrusterの推力によりかえることができないという結論を得た。貨物船の一例で計算した結果は35°の舵角で斜行角はわずか10°程度である。
2.  単独性能試験
2.1 単独性能試験の方法
ThrusterのImpeller模型6個を製作し、これをThruster Duct内で作動させ、この時のDuctのAxial ForceおよびImpellerのAxial ThrustおよびTorqueを計測し、 ImpellerとDuctとの種々の組合わせに対する性能を比較して所要静推力が与えられた場合、秘適のSide Thruster Impeller 33よびDuctの設計を可能ならしめる資料を求めることを目的とした。試験は三菱造船株式会社研究部船型試験場の小水槽の設備を利用しImpellerのThrustおよびTor- queの計測には小水槽用単独推進器動力計を使用した。またDuct Forceの計測を行なうためには新しかDynamometerを設計製作した。試験はすべてスリップ100%の状態で行なった。試験に使用した模型Impellerは下記の6個である。これらのImpellerの図面をFig. 2.1～2.5に、またボス形状をFig. 2.6、2.7にボす。なおP. No. 1308-BはP. No. 1308と全く同一の翼を使用した3翼Impellerであるので翼の図面は省略した。ボスの長さは全部共通で1.5 Dである。
標準型のDuctは直方体の箱に、面に直角な円筒形の穴をあけたもので、穴の位置は水面下1, 25D (DはImpeller直径で200mm)、穴の中心から箱の底までの深さは、３Ｄ、穴の長さは２Ｄ、壁面の巾は穴の中心より左右へそれぞれるDである。穴の直径は203mmすなわちTip Clearanceは1.5mmである。またDuctの端部には10.0mmのrをつけた。 ( ) Impellerの系統試験はすべてこの標準型のDuctを使用して試験しており、各種のDuct変更試験においても変更した要目以外の要目はすべて標準型Ductに合わせて試験を行なった。試験を行なったImpeller回転数は基礎的な試験内容のものについては回転数を低回転より試験の可能な範囲内で高い回転数まで変化して比較試験を行なったが有秒10回転以上の回転数では無次元で変わした結果にほとんど差のないことがたしかめられたのでn=15～20rpsの試験結果を採用した。計測項目、符号およびこれらの無次元表示は下記のとおりである。
を使用した。この表現によればDが一定の場合、一定のDHPに対しかが大きいほど(T+F)が大きくなる。すなわち一種の効率をあらわすものである。 Side Thrusterがスリップ100%で働いているとき有効な出力はないので厳密には効率を求めることができないが、Side ThrusterをDuct内に水流を発生する機械と考えれば、発生した水流を出力と考えて効率を考えることができる。水流を発生するための効率は流量に（圧力×面積）をかけたものであり、近以的に流量は/ T+F/pA圧力×面積はTとみることができるから効率はT × √ T + F / ρ Aである。 75SHP TおよびT+Fをへいようするのは繁雑であるのでTのかわりにT+Fと聞き変形したものが前記のπ³/:Co Impellerを一定としてDuctの変形を行ない、優劣を比較する試験においてはこの係数を比較の基準とすることができる。ただし、具体的なSide Thrusterの設計にあたり、回転数が自由にえらべない場合には、この係数をもって、そのまま優劣の比較を行なうことはできない。 2. 2 単独性能試験用装置Fig. 2. 8に配置を示す。まずImpellerがその中で回転、作動すべき円筒、すなわちDuctを有する箱型①がInpellerの軸方向に微少移動を許すようとりつけられた可動腕③によって垂下ささえられている。一方単独推進器動力計の軸端にとりつけられたImpellerは①のDuctの中心にあり、 Impellerの模擬動を避けるために延11, 500円長Impeller軸が水中軸受③によってささえられている。 ③が回転を開始しDuct中を流れる水流が形成されると①の箱型装面におこる圧力変化によって①は輸方向やずれかの方向へ力を受ける。この力は曳引棒のをかいして抵抗動力計ので計測記録される。一方Impellerに生する軸方向力およびトルクは単独推進器動力計③によって計測されImpeller回転数も同時に計数される。 (a)   Duct模型( i )  Duct付箱型（直立壁） Fig. 2.9に示すように船体水線面下部分の単純モデルとみなされる箱型を構成、これにSide Thruster Impellerを挿入、作動せしめうるようなDuctを貫通させる。 Ductの長さ、箱型の深さおよびDuct内面形状出口端形状は影響調査に際して種々変更する。 ( ii )   Duct付箱型（傾斜壁） Fig. 2. 9に示した箱型よりもさらに船体水線面下部分形状に近い型としてFig. 2. 10に示すような傾斜壁Duct箱型を使用、側面傾斜の影響を調べる。 (b)   Impeller模型(i )  可変Pitch Impeller 4翼用Boss構造および可変Pitch Impeller 4個の翼輪郭をFig. 2.6に示す。 ( ii )  固定Pitch Impeller Fig. 2. 7にBoss構造および翼輪郭を示す。 (c)   Guide VaneおよびGrid Fig. 2. 11にこれらの装備状況を示す。 2.3単独性能試験結果ならびに検討2.3.1  Duct関係影響調査(a)   Bottom Immersion ;なの影響調査Fig. 2.12に示すようにImpeller CenterのImmersionを一定(250mm)に保った状態のままDuct BlockのBottom Immersion; / sを1 D、2 D、3 Dと変更しこれが計測されるImpeller Thrust. TorqueおよびDuct BlockのAxial Forceにおよぼす影響を調べたものである。試験条件は下記のとおり使用Impeller ; P. No. 1307  (Po.7=0.750に固定して使用) I = 250mm(I/D = 1.25) l a = 400mm(2D) ls=200, 400, 600mm(1D, 2D, 3D) l,=600mm(Duct軸に垂直な水平方向の半巾) 0 = 1.5mm, R= 10mm試験結果をFie. 2. 17〜2. 19に示す。 Fig. 2.17はBottom Immersionを一定（1＝3D）のままImpellerの回転数をかえて試験を行なった結果であるが、この結果n(インベラー回転数r.p.s)＝10以上では回転数の相違の影響はほとんどないものと見られるので以後の試験ではπ＝15、20の2種程度の回転数で試験を行なうこととした。 Fig. 2. 18、2. 19はBottom ImmersionによるCr、Co、Crの変化であるが、ムー1.0～3. ODの間では各係数ともほとんど差が見られない。さらに「あの小さい値の所で急激に変化するものと思われる。 (b)  Duct Length ; l dの影響単純円筒状Duct (内径203mm 6、出入口端R=10mm、Tip Clearance δ=1.5mm)をもちい、長さんのみを１D、２D、３Dと変更して、計測されるImpeller Thrust, TorqueおよびDuct Axial Forceにおよぼす影響を調べたものである。行なった試験は下記のごとくである。使用Impeller ; P. No. 1307  (Po.7=0.750に固定して使用) I = 250mm(I/D = 1.25) l s = 600mm(3D) l , = 600mm(3D) l d = 200mm, 400mm, 600mm(ID, 2D, 3D) d = 1.5mm. R = 10mm試験結果をFig. 2. 20～2. 21に示す。この結果をみるとCrはDuct Lengthにほとんど無関係であり、 Co、CrはともにL<2Dではほぼ一定で、これより短いDuctではCo、Crともに増加している。かの値でみると! ＜2Dではほぼ一定、la＜2DでDuctが長くなるほど徐々にかが低下する傾向になっている。これはDuct内の摩擦損失によるものと考えられる。 (c)  Duct両端部Ｒの影響調査Duct両端部形状は総合的には船体抵抗および横方向Thrustingの効率をかんあんして決定されるべきものであるが、ここではまず両端部緑のRが測定値にどのような影響をおよぼすかを知るために３種類のRについてImpeller Thrust, TorqueおよびDuct Axial Forceを測定したものである。試験条件は下記のとおりである。使用Impeller ; P. No. 1307 (Po.7=0.750に固定して使用) I = 250mm(I/D = 1. 25) l a = 400mm(2D) l s = 600mm(3D) l = 600mm(3D) ô = 1. 5mm R=0, 10, 40(0, D/20, D/5)試験結果をFig. 2. 22〜2. 23に示す。この結果、R=0すなわち直角な角となっているものではCrが著しく小さな道となりγもまた小さな値となっているが、これはあきらかにDuct人口における流れがはく難して損失となっているものと考えられる。なおR/D＝¹/³o～¹/｡においてもRが大きいほどCrが大きくまた、 Co、Crは小さくなる傾向が見られるが、γにおいてはほとんど差が見られずR/D= 1/3程度ですでにはく難による損失はないものと思われる。 (d)   Tip Clearance : δの影響調査Duct内壁とImpeller TipとのClearance ;るを４段階にわけて変更し計測されるImpeller TorqueおよびDuct Axial Forceにおよぼす影響を調べたものである。試験条件は下記のとおりである。使用Impeller ; P. No. 1307  (Po.7=0.750に固定して使用) I = 250mm(I/D = 1. 25) l d = 400mm(2D) l s = 600m m ( 3D ) l x = 600mm(3D) R = 10mm δ = 0. 5, 1.15, 15.0, 10.0mm(D/400, D/133, 3, D/40, D/20)試験結果をFig. 2. 24〜2. 26に示す。 Fig. 2. 24の回転数の影響において、π＝10r.p.sではまだいくらか回転数の影響がでているがπ＝15 ～20r.p.sではCr、Co、Crともに回転数にはほとんど無関係とみられる。 Tip Clearanceか変化の影響はFig. 2. 25にみられるようにCr、Coはともにより増大とともに同じ傾向で低下しており、Crはるの増大とともに徐々に低下している。Cヶ、C。はこの範囲の資料ではるの増大とともに一定値に近づくように見えるがδ＝∞ではFig. 2.17のOpen Water中の値に示されるようにCrキ0. 233、Co ≠0.0342になるべきものである。Crはl=∞であろうからlの増大とともに単調に低下するものであろう。 (e)   Duct形状の影響標準型Ductは単純な円筒型Ductの両端にはく雛を防止する意味で半径10mmの丸みをつけたものであるが、Ductの断面積を長さにそってかえた場合の影響をみるために下記の2種の変型Ductの試験を行なった。四形　Duct…標準DuctはDuct形状は単純円筒であるが中心部には大きなBossがあるため流路断面積では両端で大きくなる傾向になっているので両端をしぼったDuctで流路断面積が一定となるようにしたのが凹形Ductである。 Duct形状をFig. 2.15に、また寸法装を同図附装にぶす。占形  Duct…占形Ductは凹形Ductと逆に両端において断面積がひろがる形状としたもので、流路断面積がさんじ広がることによる静圧回復の影響をみることを目的とした。 Duct形状をFig. 2. 16にまた寸法表を同図附表に示す。この結果はFig. 2. 27に示すようにCr、Cgはともに四型が一番大きく平行型、西型の順に小さくなり就路の形状から推定される結果となっているが、Cヶには明瞭な差がなく平行型がわずかに大きくなっている。りでは明瞭に平行型が四凸型より高く、凸型は著しく低い。 (f)   Guide Vaneの影響Guide Vaneは2本と3本の場合の比較を行ない、かつ翼数とGuide Vaneの数の関係の影響をみるために４翼および３翼のImpellerについて試験を行なった。使用したImpellerは可愛Pitch型、普通型翼輪郭のP. 1307（4翼）およびおなじImpellerの翼3枚を3翼用ポストにとりわけたP. 1307-Bの2種である。 Guide Vaneの断面形状はFig. 2.211に示すとおりでGuide Vane断面形状は長短軸の比が3：1の楕円であり長軸の長さは2本の場合が60mm、3本の場合は40mmである。これにより側面投影面積の和および流路断面積は2本、3本の場合につき同一となっている。Impeller両側のGuide Vane間の間隔はGuide Vaneの内端間で90mmでImpeller位置はこの中心である。試験結果をFig. 2. 28、2. 29に示す。これによれば上記の条件内ではGuide Vaneの本数の影響はほとんどないということができる。 Guide Vaneのない場合にくらべればCoの増加によりγは低下する。 (g)   Gridの影響Fig. 2. 11調査に示すようなGridの影響を調べたものであるがGridの形状はGrid断面の最大厚さにおける流路断面積一定、Grid浸水面積一定、断面形状は１：４の楕円という条件で本数を２、３、 4 、5と変更して試験を行なった。 GridはDuct内径を上下に等分した位置にとりつけており、寸法は2本の場合を標準として60mm ×15mmの楕円とし、3 ～ 5本については就路断面積一定となるようFig. 2.31に記したように選定した。 Fig. 2.30、2.31に試験結果を示すが、 C 7、C 8ともに本数の増加にしたがってわずかに減少する倾向を示しており、またCrは本数の増加により明らかに減少の傾向を示しこれにしたがってγもまた本数の増加とともに減少している。 Gridのない場合と比較するとCr、Coともに増加しCrは減少しているがCrr=(Cr+Cr)。はほとんど差がない。 (h) :傾斜壁の影響前に記した各種の試験はすべて両端壁が垂直な場合につき試験を行なったが実際の船に装備する場合船壁は一般に傾斜しているのでその影響を調べたものである。 Duct長さは中心線において2Dとし底面の深さはDuct中心から1.5Dとし側面の傾斜のみを変化させた。角度は両面が鉛直の場合(90°)のほか75°、60°の計3種を行なった。試験結果をFig. 2.32、2.33に示す。 Cr、C oはほぼ一定で共通の傾向をもって変化しているが、C 。はわずかではあるが角度の減少にともなって減少しこのためりは角度とともにあきらかに減少している。 2.3.2   Impeller系統試験(a)翼輪郭の影響を調査するためAe/Ad=0,450、d/D=0,400を一定とし楕円形翼輪郭を採用したP. 1307およびKaplan型の翼輪郭を採用したP, 1308の2種に対し、 0, 7Rの半径におけるPitch比を0.2から1.3までかえた系統試験を行なった。これらの結果をFig. 2. 34、2. 35にまとめて示す。これらの結果はCr、Co、Crの係数ではいずれもKaplan型の方が大きくでているがこれはKa- plan型の方が同じ性能をだすために小さな直径のImpellerで良いことを示している。 Fig. 2. 35が示していることは直径を一定とし、Pitch比および回転数が任意に選定できる場合にはPg,=0. 2～ 1.3の範囲ではPitch比が大きいほど一定の馬力に対して推力が大きく、かつPerm 1.0以上ではほとんど差がないこと、および同様の条件のもとではKaplan型Impellerの方が推力が欠きいということである。しかし一般の設計条件のように馬力および回転数が指定され直径が任意にえらべる場合には別な形式で比較を行なう必要がある。これらの比較資料はFig. 2. 34の値から計算することができる。 (b) 固定Pitch Impeller試験Fig. 2. 36は固定Pitch Impellerの試験結果である。固定PitchではBoss比が一般に可愛Pitchよりも小さくできることを考慮して、ボス比を0.30と小さくした。回転方向は可逆となるため翼輪郭は左右対称、翼型は前後上下対称である。この固定Pitch Impellerの方がFig. 2. 35および2. 38に示した可変Pitch Impellerのいずれよりもりが大きいことは注目する必要がある。 (c)  Impeller面積比の影響P. 1322およびP. 1323は面積比の影響を調査するために面積比以外の要目をP. 1308と全く同一としP. 1308の面積比Ae/Ad=0.450に対しそれぞれAe/Ad=0.300および0.600に変更したものでPitch比を0.30〜1.25に変更した場合の上記３個のImpellerの性能の比較をFig. 2.37、2.38に示す。 Cavitationに対する考慮がいらない場合、面魏比が小さい程効率が良いことは通常のPropellerと同一の傾向を示しているがAe/Ad=0.300と0.450ではほとんど差がなくAe/Ad=0.600では明瞭に効率の低下がみられる。
(d)　翼数の形響
Kaplan型4枚数のImpeller P. 1308と同じ翼をもった3枚数Impeller P. 1308-Bについて標準Duct内でPitchを変更した系統試験を行ない、異数の影響の調査を行なった。この結果をFig. 2. 39、2, 40に示す。 (e)    Boss Liの影響Boss比の影響を調査するため最もBoss比の小さいP. 1309（固定Pitch型）に対しBoss比を0. 40、0.45および0.60に変更した試験を標準Duct内で行なった。異はそのままとしたので異面積はBoss比に応じて変化している。この結果をFig. 2, 41、2, 42に示す。
3.  総合性能試験
3.1.総合性能試験
総合性能試験は模型船体にSide Thrusterの模型をとりつけ実際にSide Thrusterを作動させて模型船を拘束した状態でSide Thrusterにより船体に加わる力およびMomentを計測し、または無拘束の模型船で推進器、舵およびSide Thrusterを作動させて模型船の運動を計測するものである。なおこのほかに船体にSide Thruster用の孔をあけたための直進抵抗の増加をも計測する。使用した検型船はSuper Tanker (M. 1379)、High Speed Liner (M. 1463)、およびCable Layer(M. 1512)の3使ですべてL pp –6 mの木製横型船である。これらの模型船の正面線図および要目をFig. 3. 1.  3. 2,  3. 3に示す。 Side Thruster取付位置は船首に近いほど有利であるが取付位置の船の巾はある限度以上あることが必要であるので、過去の実例を検討した上、各船型ごとに取付位置を決定した。また取付位置の相違の影響をみるためLiner船型においては取付位置を後方へ移した試験を追加し、またTanker船型においては船居にSide Thruster用の孔をあけた船型に対し抵抗試験のみを追加した。これらの開孔の位置はFig. 3. 4に示すとおりである。 Side Thruster模型はImpeller直径90mmのもの一個を製作し、各模型船に共通に使用した。Impel- lerは普通型翼輪郭の可変Pitch型のものであるが模型は0.7Rピッチ比が0.75になるよう一体型で製作し推力の調整はImpeller回転数により行なうこととした。計測項目は回転数およびImpeller推力でこれによってさきの単独性能試験結果と関連をつけることが可能である。総合性能試験は模型船を拘束し船体にかかる力を計測する試験、無拘束で船の運動を計測する試験および抵抗試験に大別されるが拘束試験では船体中心線上Side Thrusterの中心の高さの位置において前後2点で模型船の横方向の動きをバネで拘束し、このバネにかかる力を電気抵抗線歪計により計測した。船体の前後方向にはSide Thrusterのみではほとんど力がかからないと推定されるので船体の前後の動きは拘束した。無拘束試験では写真撮影により紹体の運動の軌跡をとりSide Thrusterの作動の変化を定性的に見ることを主眼とし、Impellerの回転数、推力、プロベラ回転数および操舵時間、舵角などを記録した。水槽試験は三変造船株式会社研究部船型試験場小水槽および特設水槽で行なった。特設水槽は浅水形響試験をようかに行なえるように本研究用に仮設したもので長さ15.9m、11.3.85m、最大水深600 mmのものである。
3.2 総合性能試験装置
総合性能試験に使用したSide Thrurter模型はImpeller直径90mmのものでその構造図をFig. 3.5および3.6にまた写真をFig. 3.7に示す。 Impellerは推力透がし用パネ①によりImpeller Shaft ①に取りつけられており、 ShaftよりTorqueをうけて回転するが推力は①のバネの変形によりその大部分を推力伝達用で、④をかいして推力取出用Gaugeバネ®の反力でBalanceせしめられている構造である。概型を組みあげた状態でImpellerに軸方向の既知の力を加えてこの力とGaugeバネ③の出力（自記記録にて記録）との関係を検定しておくことによりSide Thruster作動状態におけるImpeller推力をGaugeバネ出力により計測することができる。組立状態におけるバネの検定曲線をFig. 3. 8に示す。Impeller動力はWard Leonard調御の0.45kW面流Motorの出力をShaft ④をとおして供給する。 Impeller回転数はMotorに付属の回転計により毎秒回転数が記録用紙にPrintされる方式である。拘束状態の試験における拘束横力の計測はあらかじめ検定を行なった板バネで検型船の中心線上の2カ所の横動きを拘束し、このバネにかかる力をバネの装面にはった電気抵抗線歪計により計測した。ベネの検定曲線をFig. 3. 9に示す。 e無拘束状態の試験では通常の自航試験と同様に船内に搭載したWard Leonard制御直流MotorによりPropellerを回転させ必要に応じてその回転数および推力を記録した。拘束点の2個の横力Impeller推力およびPropeller推力は直流増巾器により増巾した後 2台の 2要素自記直流程圧計により記録した。また能は操舵装置により最大範角土35°の操舵を行なったが、能角はあらかじめ設定しておき転舵の方向のみを遠隔操作する方法をとり操舵時期などを別途記録した。航跡の写真は模型船の船首尾中心線上に豆電球を固定し、模型船上の電接時計により1移間隔でこれを点滅させ水槽に対して固定したCameraにより光点の移動を記録した。 3.3 総合性能試験結果ならびに検討3. 3. 1拘束状態に横力計測においてはすべて船体中心線上の2点において船体を拘束し、ここにかかる横力を計測し船体にかかる横力（力の大きさおよび作用点の位置）を求めた。本試験に作用した符号は下記のとおりである。 Impeller推力Impeller回転数.合成横力F(kg) (合成横力は船体中心線に直角な成分をとる)合成機力の作用点餡体中央より(x(m)前方F 1, F 2 (kg)拘束点における反力拘束点の位置は検型船により、また試験状態により一定でないが「」は前方位置に対するものである。また岸壁近傍における試験ではF 1 、F 1は岸壁に直角の方向の分力である。水        深H(m)模型船吃水dとの比H/dで示す。岸壁よりの距離l(m) (Side Thruster取付位置の船体中心と岸壁との距離をとる)岸壁に対する傾斜角0.   :0模型船排水量模型紹介B(m)無次元表示としてF/T、Fx/T Lpp、Fx/△、T/△などを使用した。混同のおそれのない場合はT、fxrは回転方向にかかわらず正とした。ただし、岸壁近傍において正逆回転の試験を行なっている場合は岸壁の方へ水流をだし、離岸の推力をだす場合のI 、n rを正とし、逆回転のI 、n rを貨とした。またFおよびF 1 、F 1は常にFと同方向の力を正とした。また水深および岸壁からの距離は小水槽（巾6.1m、深さ3.65m）において試験した場合はそれぞれ∞と表現した。 (a)　開水状態における船首横押し（小水槽）停止中にSide Thrusterを作動させImpeller回転数を変更し船体にかかる横力を計測した。供試校型船は下記のとおりである。 Fig. 3.10〜3.12に3船型に対して計測したT、F 1 、F 1をn 1をBaseとして示すが、この結果T、 F」、F」はともにほぼックに比例するとみることができる。Fig. 3. 13～3. 15には各船型に対する、Fi T、Fx/T Lppを示す。 M1463 (Liner)においてはπ tの増加とともにF/T、F x T t p 。ともに増加しているが一般にこれらの値はｯﾌに無関係であるといえるのではないかと考える。以下の実験ではｯﾌ= 25rpsとして比較試験を行なっているので»,＝25rpsにおける開水状態の試験結果を比較の基準として使用する。 T (kg) n r (r.p.s) △(kg)

(b) ,岸壁近傍における船首横押し
計測の都合上横力の計測はすべて船体に直角ではなく、岸壁に直角な方向の力を計測した。 Side Thrusterの作動による船体にかかる力は船体中心線に対し直角の方向に作用するものと仮定して上記の計測値から船体にかかる様力（船体中心線に直角に働くものとしてとりあつかう）を算出した。試験は検型船３隻に対して水深、岸壁からの距離、および岸壁に対する角度をそれぞれ変更して行だった。Impeller回転数は最大深度の場合のみ変更し他の場合は１種の回転数につき行なった。 M1379 (Tanker)については下表に示す組合せに対して試験を行なっており、計測されたT、F 1 、 F,おたびn,の値をFig. 3. 16～3. 21に示した。
Fig. 3, 16によれば岸壁へ船首を寄せるようにSide Thrusterをはたらかせた場合は船体の角度にかかわらず、岸壁からの距離の影響はほとんどなく岸壁からの距離の影響は無視してきしつかえないと結論することができる。またこのことからも推定されることであるが0 = 0°、10°、30°に対する各図および前項の開水中の成績をも比較すれば岸壁近くにおいても開放された側に水流をだす場合はImpeller推力および船体にかかる力とともに、岸壁からの距離および角度に無関係に開水中の値にほぼ等しい。特にImpeller推力の一致性は良好である。したがって岸壁近傍の影響は岸壁側に水流をだす場合（T、n 1は正の場合）のみにつき論することとする。 n」が正の場合には各角度の場合とも「が小さくなる程F」、F」が小さくなっている。ただし？は逆回転の場合と殆んど同じ値であり、Impeller推力には岸壁の影響はないということができる。またn,の変化によるFi、F,の変化は多少複雑な変化をしている場合もあるが一般にn,に比例して変化しているといえる。したがってある回転数に対するT、F」、F」の値をとって岸壁の影響を論ぎることが可能である。 Fig. 3. 19～3. 21にはこの考えによりH/d = 1. 8の計測結果からn r = 25rpsに対する値をよみとり水深、岸壁よりの距離、角度をかえた試験結果とともにプロットしH、I、I、Iの影響を総合的に検討した。 Fig. 3.19～3.21によればImpeller推力TはH、I、IOに無関係に一定ととることができるのでImpeller推力を基準としてSide Thrusterの作用を論ずることが可能であると判断される。この判断にもとずき力の基準としてImpeller推力Tをとり総合横力Fおよび船体中心に対するMomentを計算しF/TおよびFx/T ppであらわしたものがFig. 3, 22～3, 24である。この結果によれば計測結果のバラツキは大きいが概括的にみて岸壁との距離が近くなるほど、横力F Momentともに小さくなるということができる。 Fig.3.25～3.28は船型の相違の影響をみるためにM1463 (Liner)、 M1512  (Cable Layer) に対し同様の試験を行なった結果であるが、ほぼ同様の結論をくだすことができる。これ等の図には参考として開水中の値が記入してあるので、これに対する減少の割合をこれらの図から算出することはよういであろう。 (c)　微速直進状態における船首横押し（小水槽）船体を直進方向に拘束してPropellerにて微速直進中にSide Thrusterを作動させ、このとき船体にかかる横力を計測した。
紹体の速度およびImpeller回転数を下表のごとく変更して試験を行なった。船速v/√gLをBaseとして各nに対するT、F 1、F 1の計測結果をFig. 3. 29 (M1379)、Fig. 3. 30 (M1463)、Fig. 3. 31 (M1512)に示す。本試験結果の第一の特徴はn,一定の場合、船速にかかわらず了がほぼ一定であることである。したがってTを法律としてSide Thrusterの作用につき一般的な検討を行なうことが可能である。船速とFi、F,との関係は船速の増加にしたがってFi、F,ともに減少しているが、その減少の核様はnによりまちまちであり、特定の船速を限界としてSide Thrusterの効力が減少するということはできたい。今造波抵抗の少ない微速状態を考えればSide Thrusterよりの流出速度と船速が比例的に変化すれぼ流体力学的性質は相似になるものと考えられる。この考えにもとづきImpeller推力I、Duct面積Aおよび水の密度pを単位とした速度単位√ T p 1をとり試験結果を無次元娄示したものがFig. 3. 32～3. 34である。すなわち、船速をv/√T/pAであらわし、横力およびモーメントをF/T、Fx/T Lppであらわした。この結果によると横力モーメントはv/ √ T/pΛ、F/Tの表現によれば船速のいかんにかかわらずほぼ一定の函数関係にあり、船速の増加にともなってImpeller推力に対する作用力の割合は急激に小さくなり、ある速度（v/√T/p4）以上ではSide Thrusterの効力は非常に小さいという結論をうることができる。なおこの表現においては寸法単位としてDuct面積木をとっているが、本試験においては船長およびDuct直径を一定として試験を行なっているので本試験のみからv√/T/øλが限界速度の広準として妥当であると断定することはできないが前記の考え方から推してまず妥当なものであると考える。 Fig. 3. 35に模型船に装備したSide Thruster模型の写真をまたFig. 3. 36に岸壁近傍における横力計測中の写真を示す。 3.3.2初期旋回ならびに針路変更試験（小水槽）無拘束で水槽を直進中の模型船にSide Thrusterまたは舵、或いはこれらの併用により回頭力を与えて針路を変更させ、このときのSide ThrusterのImpeller推力または能角などの条件と模型船の針路変更の模様との関係を求めたもので、Liner船型（M1463）に対しては5種の初速に対してそれぞれ5種のImpeller回転数によりSide Thrusterを作動させ、 Side Thrusterの推力と転針の関係を求め、またTanker船型（M1379)に対しては５～６knの一種の初速に対し、舵Side Thrusterおよびこれらのへいようによる転針の状況の変化を観察した。Fig. 3. 37～3. 40にこの状態を示す。 (a)   Liner船型による針路変更試験単独性能試験はすべてImpellerの失脚率100%の状態で行なわれたが、これは静止した船体におけるSide Thrurter作動状態に対応している。一方Side Thrusterの実際的可能性を調べるためには進行中の船体における作動状態をも検証しておかねばならない。ここでは最も一般的な船型の一例として高速Linerをえらび約１knから10kn程度の速度範囲に対する船首Side Thrusterによる針路変更能力を調査した。すなわち、15段階の速度に対し模型Side Thrusterの横推力をそれぞれ5段階変更し、これらのおのおのの組合せに対して針路変化を観察記録した。 Fig. 3. 37～3. 40は推力を各図で一定とし速度を5段階変更したものである。その結果大体の傾向として次の結論が得られた。 ( i )  Side Thrusterのききは船速の上昇とともに急激に低下する。 （ii）速度がi ～ 3 kn程度の範囲ではSide Thrusterの作動によって船体は船尾を外方に振りだしながら回頭するがそれ以上の速度では船尾振り出しを全くせずに回頭する。 (iii)   Side Thrusterによる回頭運動では1 ～ 3 knの速度範囲をのぞき殆んどすべての場合、館尾は船首と空間的に同一もしくは互いに非常に近接した軌跡をえがく（船首Lampが空間的に通過した軌跡を船尾Lampがたとる)なお( i )についてはAppendix(2)に詳細に論ぜられており実験結果はこれをよく証明していると考えられる。また文献(1)では「 6 、 7 kn附近でSide Thrusterのききが危献する」という記述があるが、これは定量的にやや差が認められはするものの傾向としては今回の実験と一致している。定量的な差はAppendixに見られるとおり、船体横方向の圧力中心とSide Thrusterとの相対的な位置に左右されることから主として船型的な差にもとづくものと思われる。 (ii)は別項で行なった静止時のSide Thrusterのみによる回頭運動の観察からも類推される事柄である。すなわち互いに船型の異なった３種の検型船を船首Side Thrusterで静止状態から回頭させると大体船居からﾘ｡～ﾘ｡ﾋppの位置を中心として回頭することが観察された。静止状態においてはすべての場合機推力方向に回頭することがAppendix (2)にも示されているが、今回の試験の最低速力程度の微小速度に対しても静止状態とほぼ近似の状態が現出するものとみられ頭著な回頭がみられた。 (Fig. 3. 41参照)またこれよりも高い速度範囲になるとSide Thruster位置と横方向圧力中心との前後相対的位置によってはSide Thruster推力と逆方向の回頭もありうることが同じくAppendixに示されているがこの試験の速度範囲においては今回使用した船型およびSide Thruster取付位置に対してこの現象は現われなかった。 (iii)については能による回頭運動において船首と船尾とがほぼ同じ円状の異なった軌跡を示す場合とある対照をなしている。この事実からSide Thrusterによる船の回頭運動は、舵による同程度の回頭運動にくらべDrift Angleが小さく、船体の斜航に若く抵抗増加が少なく、したがって結局、回頭時の速度減少が軽度であることが予想される。なお今回の試験は1 ～ 10kn程度の微速状態のみについて行なわれたもので高速域におけるSide Thrusterの作動についてはAppendixの理論で大要を推論することに止まると考えられる。 Fig. 3. 41は低速時の回頭状態の記録の一例である。 (b)   Tanker模型船による初期旋回試験Super Tanker船型につき旋回に入る初期の回頭状態について速度を5 ～ 6 knに限り船尾船のみによる回頭、 Side Thrusterのみによる回頭および両者を併用した場合の回頭について観察、記録したものである。 Fig. 3. 42にこれらの回頭状態を示す。 ( i ) 船尾舵のみによる場合10°転舵によって直進から旋回に入る過程の船体移動および回頭を記録。 ( ii )   Side Thrusterのみによる場合Side Thrusterの発生する横推力を3段階変更して直進から回頭に入る過程を記録。 (iii)　両者併用の場合( i )、(ii)の操作を併用した場合に直進から回頭に入る過程を記録。以上( i )、 (ii)、 (iii)をくらべておおよそ次のような事柄が知られる。イ）船尾舵による場合には、必ず船尾を外方に振りだしながら回頭するのに反しSide Thrusterによる回頭においては船首尾は同一もしくは互いに非常に近似した軌跡をえがく。 ¤) Side Thruster力量については今試験の速度に対して、実船寸法に換算して横推力／水線下側面積＝ 6 ～ 7 kg/m²がほぼ舵角10°の場合の回頭力に対応する。 3.3.3  操船試験Side Thrusterの最も重要な機能と考えられている事柄のなかに港内、あるいは狭水路における操紹性がある。そこで今回は代表的と思われる操船について数種の操船試験を行なった。 (a)  羅接岸操船まず代表的な操船法として接岸法３種、雑岸法２種の場合をえらんだ。 i ）接。草（1）船体が岸壁と平行に2 ～3 Bの距離の位置に静止している状態から船首を岸壁方向に回頭させて陸上からよういにHead Lineをとりうる距離まで船首を岸壁に近づけて静止させる。（あとは船尾舵と推進器によってよういに接岸しうる。) Fig. 3. 43～3. 45は3種の横型船についてこの方法による接岸を試みた際の10秒ごとの船体位避を示したものである。 ii)接 岸(3)岸壁に対し約25°程度の入射角をもっても～ 5 knの船速で船を岸壁に接近させSide Thrusterをきかせて船を平行に接岸、停止させる。 Fig. 3. 46 ～ 3. 48にこの状態を示す。 iii)接 岸、(3)岸壁から2 ～3 Bの距離に岸壁と平行に位置した船において船尾船、推進器およびSide  Thru- sterを併用して斜方向に平行移動させ、後進して停止後また同様の平行移動を行ない、平行に接岸させる。これは稲斐型のように幾段階も重ね合わせて行なうことができるが代表例として乙字型すなわち2段階を行なう。 Fig. 3. 49〜3. 51にこの状態を示す。ただしFig. 3. 49は1段階のみである。 iv)織岸 ①接岸iii）の逆で、平行接岸状態から船尾館、推進器ならびにSide Thrusterを併用して平行斜方向に離岸する方法である。ここでも乙字型について行なう。 Fig 3.52〜3.54にこの状態を示す。 v)雛　草　③ iv）の雛岸法の操作を2段階に分けたものといえる。すなわち平行接岸状態で Head  Lineおよび Springにより船首を拘束し船尾舵および推進器によって20°～30°船尾のみを外方に振って停止後Head Line, Springを解いてSide Thrusterにより船首を回頭させて船体を岸壁と平行にする。約１～２無身の按岸岸壁長からそのまま真横に平行に離岸したと同様の効果がある。 Fig. 3. 55〜3. 57にこの状態を示す。以上の雑接岸試験を行なった結果次のことがらが知られた。イ）前進速度の状態でよういに回頭させることができる。静止状態から船首Side Thru- sterのみによって回頭する場合は供試３船型ともほぼ船尾から′/ｮ～ ′/ｮLppの位置を中心として回頭する。従って1.2～1.5概身を直径とする円内で360°回頭はよういである。 =）ある入射角をもって岸壁に接近し、そのまま平行に接岸修止することができる。へ）岸壁と任意の距離で平行に停止している船もしくは微速進行中の船を船尾船、推進器およびSide Thrusterを併用することにより最小2競身程度の船首尾方向長さの範囲内で平行のまま接岸することが可能である。またこの逆操作による離岸も容易である。 =) Head Lineを使用することにより扱小1.5新身程度の船首尾方向長さの範囲内で船体を離岸、岸壁から1.5～2.0Bの距離に岸壁を平行な位置まで船を移動させることが可能であなるホ〕船型別の差異としてはFineな高速LinerはFullなSuper TankerよりもSide Thru- sterのききがよく追従も早い。へ) Side Thruster力量としては無風状態においては実船寸法に換算して模推力／水線下側面積の値が最大12kg/m²あれば何等不足なく上記の難接岸操作が実行できる。ただしこれ以下の力量でもよいが多少間のびのした作動となる。
(b)  ぼ水路操船
狄水路の一具体例として巾2 Ｂおよび3 B、屈折角度170°および160°の組合せであるくの字型水路につきSuper Tanker模型を使用してSide Thrusterを作動、屈折部を通過させ、この時の航跡ならびに時間を観察、記録した。 Fig. 3. 61 ～ 3. 64にこの状態を示す。この結果次のことが知られた。 i ）巾３Ｂの水路では屈折角度160°、170°とも船速５ ～ 6 kn程度ならば船尾能およびSide Thrusterのうちいずれか一方のみをもちいて通過することができる。 ii）中2 Bの水路では160°、170°とも船速5 ～ 6 kn程度において船尾能およびSide Thrusterのうち、いずれか一方のみをもちいて通過することはやや危険と思われ、両者を併用して十分安全に通過することができる。 iii) Side Thruster力量としては、実紹寸法に換算して横推力／水面下側面積の値が最大12～ 13kg/m²程度あればきわめて満足に上記の水路を操船通過することができる。これ以下の力量でも運動がまのびするだけであり、前進速度が小さければかなり有効な作動が期待できると思われる。（ただし今回の試験にもちいた船体のSide Thruster取付位置はFPの後方0.05 Lppである。) 3.3.4  直進抵抗試験直進中抵抗試験はSide Thruster用の開孔を有する船体の航行中において開孔が直進抵抗に与える影響について調査したものである。また開孔なしの場合をも同一の状態で抵抗試験を行なった。抵抗試験を行なった開孔の状態は下記のとおりである。抵抗試験結果をFig. 3. 66〜3. 68に示す。本試験結果によれば M1463  (Liner)船型では開孔の形状のいかんにかかわらず開孔による抵抗増加は無視することができる。 M1512 (Cable Layer)においては抵抗増加は非常にわずかであり全速度範
囲にわたってC,の増加は4 %程度である。 M1379 (Tanker)においては開孔の影響は比較的大きく、船首開孔、船尾開孔ともにそれぞれC,において低速で10%、高速で約5％の増加がみられる。これらの結果からFineな船型では開孔の影響は小さいがFullな船型では開孔の位置次第では相当な抵抗増加があるものとみることができる。
4.熱
公
DLE 「Side Thrusterに関する研究」につき詳細な各試験項目について試験の概要、成果およびそれに対する検討を述べたが最後に結論として次の６項目に分けて成果の概要をとりまとめる。 4.1   Duct形状に関する試験Side ThrusterのDuct形状は断面形状のようにSide Thrusterの効率のみを考えて自由に選定することができる要目もあるが、Side Thrusterの構造上の条件または船体の設計上の条件などの制約をうけてSide Thrusterのみを考えて任意に選定することができない要目も多い。「Duct形状に関する研究」においては通常採用されるDuct形状に近くかつ幾何学的に簡単なDuct形状を標準として、 Duct各部の形状をしゆじゆ変更して、それらがSide Thrusterの性能におよぼす影響を調査した。 Duct形状はImpeller特性とは独立に考えることができるので、ここに得られた資料により選択の自由な要目については最良の効率をうるような形状を選択し、また他の設計条件により制約を受ける要目についてはその変形によるSide Thrusterの効率の相違を定量的に求めて総合的に良好なDuct形状を選択することができる。またSide Thruster力量決定にあたっても採用されたDuct形状と標準Ductとの性能の差を定量的に求め設計の資料とすることができる。 4.2  Impellerに関する系統試験楕円型翼輪郭およびKaplan型翼輪郭を有する4翼可変Pitch型Impellerおよび固定Pitch型Im- pellerの比較試験を行ないKaplan型翼輪郭可変Pitch Impellerについては、翼面積を変更したIm- peller 2個を追加し、さらに可愛Pitch ImpellerについてはPitch比を0.3～1.25に変更した広範な系統試験を行ない所要推力に対し適当なImpllerの設計ならびに原動機の所要力量を決定するのに必要な資料を得た。  .なお基礎資料として３買および４吸Impellerの比較、Boss比の影響の調査をも行なった。本試験の結果、翼輪郭はKaplan型の方が有利であると思われる。Impller直径および所要推力があたえられれば、ここに得られた系統試験結果により、Pitch比、回転数、所要馬力の関係を求めることができる。面積比については面積比小なるほど、効率が良いのでCavitationを考慮して所要翼面積を決定する必要があることは一般Propellerと同様である。Boss比も小なるほど有利でるが、可変Pitchにおいては機構上、相当大きなBoss比が必要と思われる。これらの面積比およびBossについては各系統試験の結果を利用して必要な修正を行なうことができる。 Impeller直径は同転数が任意にえらべる場合には直径が大きいほど、効率（一定馬力に対する推力の大小を仮に効率とよぶ）が良い。しかし一般に構造上その他の点で直径は別途適定されるものと考える。直径一定の場合、系統試験の結果によれば試験を行なったPitch比I. 3程度まではPitch比大なる程効率が良く、Pitch比1.0以上ではほぼ一定である。しかしPitch比が大きいことは同一馬力に対して回転数が低いこととなるから原動機にとっては一般に不利な条件となるので、常用出力においてPitch比1程度が有利ではないかと考えられる。本報告には上記のごとく直径があたえられ回転数を任意に選択できる場合につき資料を作ったが、実腐の設計にあたっては原動機の問題、その他機構的な制約により回転数があらかじめ与えられる場合が多いと思う。所要推力と回転数があたえられた場合過大な直径を選べばPitch比が過少となるためIm- peller効率が非常に悪くなりDuctとの総合効率も悪くなることは当然である。しかし回転数一定で最も効率のよいSide Thrusterを設計するための図表などはそれぞれの条件に応じて本報告に収めた図装から求めることができるのでこれらは実際設計の段階の作業にゆずり、本報告では基本的な資料の提出にとどめた。
4.3 拘束模型船による核力計測
機力計測においては一定のImpellerを使用して修正中または微速直進中の模型船にかかる機力およびMomentを計測した。模型船はFullなTanker, FineなLinerおよびこの中間のFullnessの双螺船（Cab'e Layer）の3使で、計測されたImpeller推力を媒介として4.1、4.2の資料を活用し各種の船型に装備されたSide Thrusterによる船体へ加わる横力およびMomentを求める資料が得られる。本試験により得られた資料を理論計算の運動方程式に適用することにより実組のSide Thrusterによる運動に対し実状にそくした理論計算を行なうことができる。 4.4 操船試験撰紹試験においては4.3の場合と同じくImpellerの推力を媒介としてSide Thrusterの作用と模型船の運動との関係を求めたもので、理論計算の運動方程式に本試験の条件を入れて船体の運動を計算し、できれば理論と実験との比較を行なうことも目的としたが、とりまとめ期限の都合で理論計算との比較は行なうことができず、操船試験の記録のみを集録した。 4.5  直進抵抗試験Side Thrusterのための開孔による直進抵抗の増加は船全体の効率を考える場合には重要な問題でありSide Thrusterの装備にあたって必ず問題となると思われるので操船試験を行なった３隻の模型船について常用の速度範囲にわたって開孔の有無による船体抵抗の比較を行なった。この結果FineなLiner船型では開孔の位置、Duct端部の形状の多少の変化にかかわらず開孔による抵抗増加はほとんどなくFullなTankerにおいては船首、船尾の開孔ともそれぞれ10%程度の剩余抵抗の増加があることがみとめられた。中間のFullnessのCable Layer模型においては+ %程度の剩余抵抗増加である。抵抗増加の量は主として船首のFullnessに影響されるものと思われる。 4.6 理論計算Appendixに添付したごとく4委員によってSide Thrusterの作用に関する諸問題につき理論的研究が行なわれ、一部は定性的に水槽試験との一致がたしかめられており、今回行なわれた水槽試験を解析する上に有力な資料となることを信ずる。本研究においては英施された水槽試験をこれらの理論により解析し、理論と実験との関連をあきらかにし、理論のうらづけをするとともに小数の実験資料から理論の活用により広範な実際問題へ拡張、応用することを理想としたものであるが期日の関係で残念ながらここまで完成することはできなかった。しかし将来この方向へ研究を進展させるに必要な資料は全部本報告に集録せられている。
5.結
fin
以上のように最も一般的な形式を有するSide Thrusterについて悲醜的な研究を行なったが、本研究のうちSide Thruster単独性能および総合性能に関する実験的研究は本研究部会全委員の協力のもとに三菱造船株式会社研究部船型試験場において実施された。かなり無理な工程のもとに本研究の完遂に努力した関係者一同に深く謝意を表する。また実験的研究と併行して行なわれた理論的研究はいずれも貴重な成果であって、前半の実験的研究とあわせてSide Thrusterの開発研究に大きく寄与するものである。Originalityを尊重する立場から、それぞれの担当委員の名のもとにAppendixとして最後にとりまとめたが、これら研究担当委員にし厚く謝意を表する。
〔巻　洋　文　献〕
(1)   Pehrsson, L. & Mende, R. G. "Design, Model Testing and Application of Controllable Pitch Bow Thrusters." Jour. A.S.N.E, Nov. 1961 ① P.N≥1309  bladeout-line ( projected on  O-pitch  plane ) Fig.2.8: Fundamental Test Arrangement Fig.2.9  Duct Block (Parallel wall type) Fig. 2.11 ×Guide Vane & Grid

Deformed Duct Dimensions
Rs = Radas at Dact Center o 10 2 0 3D 40 ld Fig. 2.19   Bottom  Immersion  Series fig.2.21  Duct  Length  Series 71 - 201PS Fig. 2.30. Grids ig. 2.32   Duct Wall Inclination ig. 2.35 Blade Outlin s ig. 2.40  Comparison of Blade Numbe ig. 2.38 Area Ratio Serie M.N. /379 Super Tanker
M No 1463 High Speed. Liner
M. H2 15/2 Cable, Layer
r-----370 —
(Cable Layer M. N281512 Fig. 3.45 Test for Going alongside a Piert Fig. 3.46 Test for Going alongside a Pier(B) — 51, — Fig. 3.47 Test for Going alongside a Pier(B Fig. 3.49 Test for Going alongside a Pier(C) ig.3.50 Test for Going alongside a Pier(C 52 — 19 M.No.1463 ( High Speed Liner )
 Fig.3.52 Test for Going alongside a Pier(A M No 1512 ( Cable Loyer) Revs. of Thruster Impl. : n 4 - 23'/2
Speed of Advance : V 4 o- 2 o 5 75cc 1463 (High Speed Liner Rev 2, of  Thruster  Inpf. : m Fig. 3.57 Test for Going alongside a Pier(B) M. No. 1379(Super Tanker Fig. 3.60   An Example of Manoeuver M. No. 1512(Cable Layer) Fig. 3.61   Manoeuvre in Narrow Channel Fig. 3.63   Manoeuvre in Narrow Channel
Side Thrusterの一般性能1. 1.1. Side Thrusterの推力記号D : Ductの直径la : Ductの長さT : Impeller Thrust F : Duct BlockのAxial Force Cr=T/on2D4 C r = F / on 2 D 4 Q : Impeller Torque Co = Q/on²D² 77 S- -D² 4 Cmi : Duct入口後における速度Cmo :  Duct出口における速度Cm :  Impeller面における速度C м = (流量)/s：平均速度ς ：入口損失係数d 1: Ductの損失係数--- ===(1.2)
ここに次の如く仮定する。仮定（i） Cmi = Cm (入口後の断面上において一定) ( ii ) Cmo = Cm (出口断面上の点によって変る) (iii) e仮定（す）より
また、次の如くおく。
→ (1: 7) Impeller外周の周速度UはU = π n D
1.21  Impellerの性能日H t n :理論水頭L :翼弦長t = πD/z z :羽根数れ:羽根角の：現 角sa：揚力係数5w：抗力係数
仮定（i )、 (ii)、 (iii)により
terresses (1. 12´)
三菱造船P. No. 1307 Impellerの翼断面については
1.3実験結果の解析三菱造船ＫＫ、船型試験場における試験Impeller P. No. 1307に関する実験結果D=200mm, I/D=1.25, Id/D=2, Ib/D=3, Is/D=3, Tip Gop/D=0.0075入口半径 R/D=0, 0.05, 0.20を検討する。なお、Impeller P. No. 1307においては
1.3.1 R=10mm, R/D=0.05, n=10rps ( i )   次頁の表中の下から2段目の数値より
このC x値と、また表中のC ,値より、H xの値を求め、第３次近似値よりのH xの値と差が少ないことを確認する。
( ii ) 三菱造船ＫＫの実験結果よりCr=0.1590, C p = 0.0820 (1.10)、(1.11)式に、上のCr、Crの値と上のCr / U値を代入して、
これより
(iii) 計算によって求めた、上のαと6 + 2 「この値よりC。を計算によって求める。上表の下から1段目の数値より音定所交っ定的父+
C Q =0.0215 (v) 誘導したCoの値(0.0205)と、Coの実験値(0.0215)とは、よく一致する。 1.3.2 R=40mm, L R/D=0.20、 n=10rps （i ）三菱造船ＫＫの実験値より、 C r =0.1335, or Cp =0.0920これらの値と、α＝1.058と仮定して、(1.10)、(1.11)式より、 C x /U、C+ x        の概略値を求める。 D
（ii）三菱造船KKのC。の実験値Co=0.01975 1.3.3 R=Omm、R/D=O, n=1Orps ( i ) 三菱造船ＫＫの実験値より、 Cr=0.1875, C r =0.0520これらの価と、α＝1.058と仮定して、(1.10)、(1.11)式より、
(ii)三菱造船KKのCoの実験値C Q =0.02415 1.4結公園(ii) R=10mm (R/D=0.05)についての計算結果と実験結果との比較が示すごとく、αとl aの値が既知であれば、本報告の方法によりSide Thrusterの一般性能を計算により推奨するこD — 62 —とができるものと考えられる。計算値と実験値との差は、(a)流れが巴筒面にあるか否か、(b) Impeller Tipよりのもれ、(c)翼型性能の詳細が不明(d)はたしてé =e'' =eが成立するか否か、などの未確認要素によるものと考えられる。 (ii) R=40mm (R/D=0.20)、R=0mm (R/D=0)については、速度分布がR=10mmの場合と全く同様との仮定の下に概略値を誘導したものであるが、それはR=0mmのときはよく実験値と一致し、 R = 40mmのときは実験値との相違が大きい。 (iii) ζ+ λ ′ξ ]とR/Dの関係
/ｽ=0.040として、la/D=2.0なるため、 λ l a / D = 0.080になるとして、 R/D=0のときの、ど=0.461は他の実験結果と一致する。 (自倉　昌明)
2. Side Thrusterが運動性能におよほす影響
Side Thruster停止時には有効であるが前進速度が増すと急激にその効果が減少することが経験的に知られている。その原因としては、 (1) Side Thrusterの推力そのものが船体の前進速度、Driftおよび回転によって大きく変化する。 (2) 船の旋回運動自体の性質として、前進速度と共に旋回性が低下する。の二つが考えられる。本文はその内(2)の影響を明らかにする目的で船首に一定の力を横向きに作用させた時の旋回運動を計算した結果である。 2.1座標系および運動方程式T座標系および記号をFig. 2. 1の如く取るa）前進速度がDrifting Speedおよび回転角速度にくらべて大きい場合、線型化された運動方程式は次のごとくなる。
ただし、Y』は無次元化せるSide Thrusterの推力
であり
Y f 、Y f 、N f 、N f等のsuffixはそれぞれβ、rに関する偏微分係数を表わす。 (prime)記号は総て無次元化した量を表わす。すなわち、 b) -前進速度０の場合蛋直力Y s βおよびMunk Moment N s βは0となりDriftおよび回転に対する抵抗はDrifting Speedッおよび回転角速度もの2乗に比例する形となる。従って運動方程式は(m+my)v= Y,,r2+ Y,,rv+ Y,,rv2+ Y, (Iz+Jz)i = Nrrv2+Nrv2+Nrv2+Nrv2+Nrの形となり非線型となる。 c) 微速の場合前進速度がDrifting Speed、または回転角速度に基く部分的な線速度に較べて小さいような場合には非線型部分を省略することはできない。すなわち運動方程式は(m+my)v= Y,,r2+ Y,,rv2+ Y,,rv+ Yv,Ur+ Yv,Uv+ Y, (Iz+Jz)i = Nr,r 2 + Noov 2 + Nr,r v + No,Ur + NooUv + No Nがはこ···(2.2) 2 Y . You — ===
=(m'+m',)β'= Y ρ'β+{=(m'+m',x)+ Y ρ'}ρ'+ Y ρ'δ+ Y ρ' (Iz'+Jz')r=Ng' β'+Ng'r'+Ng' δ'+Ng'のような形になる。この場合、諸係数を求めるには船長にくらべて旋回半径の小さい範囲でのRotating Arm Testだ必要である。また、係数を無次元化するのに、
等を用いなければならない。 2.2.解a）前進速度が大きい場合前述のごとく今は簡単のためSide Thrusterの力およびモーメントは船速、Drift Angle、回転角速度等に無関係に一定であるとし、Thrustは船体中心線に直角にかかるとすると
である。ただしには重心からSide Thrusterまでの距離を示す。 (2.1)式を次のごとく書き換える
ただし
ただし
E' ς,は次の形に書き換えられる
ゆえに、 Side Thrusterの推力Y。に比例し(2.9)式の括弧内は総て船自体の形および Side Thrsterの位置によって決まるから、角速度はSide Thrusterの推力に比例することが判る。ピーを（2.11）式よりさらに書き換えれば次に
-はSide ',は垂直力Y3'の着力点と重心との距離を船長しで割ったものであり、となる。 Thrusterの位置と重心との間の距離をして割ったものである。またC'は方向安定を判別する係数で方向安定な船なら正であるから
すなわちSide Thrusterが垂直力の着力点より後なら船は力の加えられた方向と逆の方向に船首が回転する様な旋回をする。 (逆旋回)
すなわちSide Thrusterが着力点より前なら船は力の加わった方向に旋回する。（順旋回）蛋直力の着力点は通常重心の前方0.35/～0.5/の所にあるからSide Thrusterの位置如何によっては逆旋回をする可能性が大いにありうるわけである。しかしながらSide Thrusterによって生じたDrifting Speedと旋回角速度が大きくならない極く初期の間は運動は主として慣性力により左右されるのでSide Thrusterが取心より前にあれば力の方向に回転をし途中から流体力学的な力の作用で回転方向が反転する。詳しくは次節実例について述べる。線型方程式を扱う限り、解の形（2.2)、(2.9)は前進速度に拘らず同じとなる。また以上は方向安定な船についての結果であり、方向不安定な船では初期の旋回方向（順回転）がそのまま助長されて順旋回を続ける。 b)前進速度０の場合(2.3)式でDriftになる抵抗が重心に一致するものとするとN ｡ =0となり、また連成項N ｡ ｡ roも省略できるものとすると
となり、解はN.,がN.と逆符号であることに着目して
この場合は、旋回方向は常にThrustの方向と一致する。すなわち順旋回である。また初期の角加速度は
となる。 2.3.計算例以上の結果を係数の判っているSeries 60、block 60船型について計算して見る。もちいた係数は次のごとくである。 a 1 = − (m ′ + m y ′ ) = − 0. 3314. a 2 = Y,' = (m' + m x') = = 0.1028 a 3 = Y 5 = 0. 2865 α、一比較計算のため不定＝ You b 1 = Iz' + Iz' = 0.02545 b2= N,' = -0.07142 b3 = N β5 = 0. 1146 — 467 —も＝比較計算のため不定21' = -3.3648 λ = − 0, 3059 a）位置の影響および旋回角速度の時間的変化Fig. 2.2はSide Thrusterの位置を置から前方に動かした場合の旋回角速度と時間の関係を示めれ。この船の垂直力の着力点はＧの前0. 3981の所にあるので大体station No. 9を境としてそれより前にSide Thrusterがあれば順旋回、それより後にあれば逆旋回をするわけである。 Side Thrusterが位（厳密には重心）かそれより後にある場合には船は初めから逆旋回に入りそのまま逆旋回を続ける。 Side ThrusterがＧより前にある時は初期に頓旋回を行ない、途中から逆旋回に転するが、逆転する迄の時間およびそれまでに到達する順旋回の最大角速度はSide Thrusterが前に移る程大きくなと。 Side Thrusterが垂直力の着力点を超えると順旋回だけになる。たおFig. 2.2の縦軸はatで割ってあり、atはThrust Y。であるから縦軸は単位Thrust当りの無次元角速度に相当する。 b)前進速度の影響前進速度0の場合は角速度は近似的に（2.14）式のごとくなり旋回方向は順旋回である。速度の2乗に比例する抵抗を実験で求めて角速度を計算するとFig. 2.3のU=0の曲線となる。前進速度0の場合にはSide Thrusterは有効で、この場合の角速度の大きさは船尾に同じ大きさの模推力を加えた場合とほとんど同じになる。前進速度がある場合、線型方程式が使える程度に前進速度が大きい時は解は（2.9）式のごとくなる。速度の影響を調べるために（2.9）式を次元のある形に書き換えると
もし垂直力、Side ThrusterのThrust共に速度の2乗に比例するなら右辺は速度に拘らず一定となるが、実際はThrustは速度に関係なく一定ゆえ
となり、角速度は前進速度の増加に反比例して減少する。また
順旋回から逆旋回に反転するまでの時間は前進速度が大きくなるに従って短かくなる。 Fig. 2.3 (1 1 s=0.35) (station No.8 1/3)の場合についての結果であり、前進速度と共にSide Thrusterの効果が危激に減少することを示している。 Fig. 2.4はFig. 2.3で異ったFroude No.において経過時間はそれぞれ2sec、 4sec、 8secおよび30secの時の角速度を読み取ってFr. Noを拡線にして図示したもので前進速度と共にほぼ ,に比例して角速度が減少していることが判る。 ∪→0でr→∞となるが（図中英線）、∪の非常に小さい所- 69では現象は非線型となり、図中の点線のごとく線型の解から外れてU=0の時の値に連続に繋がるものと予想される。速度0の場合の回転抵抗値および微速状態での非線型方程式の諸係数についてはRotating Armにより旋回半径が船長にくらべて極めて小さい場合の強制旋回実験を行なって求めるべく準備中であタッSide Thrusterと同じ位置に舵をつけた場合には、舵の力がほぼびに比例すると考えるとroc Uとなるから、角速度と速度との関係はFig. 2.5のごとくなるものと子想される。 Fig. 2.5
3.  Side Thrusterを作動したときの船体運動
Side Thrusterを作動させたときの船体運動の研究のうち、微速前進中に舵およびSide Thrusterを作動させたときの船体運動を近似計算した例を示す。 3.1  運動方程式Side Thrusterを作動させたときの船体運動を表わす運動方程式は、能を取ったときの運動方程式に対し、外力としてSide Thrusterの推力が加わるだけであると考える。 Side Thrusterを作動させたときも線型的取り扱いができるものとして、旋回運動方程式を次のように表わす。座標系および記号をFig. 3.1のようにとる。
ただしρί法・L'd - ： z釉まわりの慣性能率保数（見掛け慣性能率を含む） M,  :  :  :  : 軸方向質量（見掛け質量を含む） M, : y軸方向質量（ ： 2軸まわりの慣性能率（見掛け慣性能率を含む）＝ρΓ {(ko/L)² + (k,/L)²}² I 2 ・船の長さL ：船の喫水d ：船の前進速度Vう：重心位置における横流し角o o/2LdV2   : Side Thrusterおよび舵を作動させたとき、船体に働く力のy軸方向成分の無次元係数ρ/ 2L²dV² : Side Thrusterおよび舵を作動させたとき、船体に働く力の:軸まわりのモーメントの無次元係数. Cr、Crの成分は、能をとったときの旋回運動に対する場合と同様タ、β、δの線形関数で表わされるものとし、Side Thrusterを作動させたときは、これにその成分が加わるものと考える。 Side Thru- sterによる成分はImpellerの回転数に関係するほか、タ、βによって影響を受けるものと考え、次のように仮定する。ただしCrs、Cxs：横流し角βが生じたとき船体に働く力のγ軸方向成分のDerivativesおよびz軸まわりのモーメントのDerivatives Crd、Cxd :旋回角速度のが生じたとき船体に働く力のッ軸方向成分のDerivativesおよび:軸まわりのモーメントのDerivatives Cy。:能角ふを与えたとき船体に働く力のy軸方向成分のDerivativesおよびふ軸まわりのモーメントのDerivatives Cysea 2 20171 n : Side Thruster Impellerの回転数ô :乾角干符号：Side Thrusterの発生する推力が舵に働く力のy軸方向成分と同方向のとき" -",反対方向のとき"+" Side Thrusterによる成分fr(n,β,φ)を次のように仮定する。 Side ThrusterのImpellerの単独特性を次のように近似して推力を求める。
T = C τ ρ n ² D o 4 = a ′ ( J t − J )ρ n ² D o 4 Side Thrusterの作動によって生ずるAxial Force Fは単独試験結果によると、推力工と同様の変化をするようであるからT + F = a(Jt-J)on2Do4
CTo : ImpellerのSlip Ratio 100%のときの推力係数: Cr=0となるときの推力係数Je : Impellerの直径Do : Impellerへの流入速度vしたがってSide Thrusterの発生する推力によるCrの成分は
ただし
v
：Side Thruster装備位置における横流れ角旋回が発達し始めて横流れ角が生じてくるとSide Thrusterへの流れはβによって影響を受けることになる。Side Thrusterは普通S.S. 9から9 / 5の間に装備されるものとすると、転心位置より前方にあることになる。したがって
ただしl。 :船体重心から転心までの距離は：船体重心からSide Thruster装備位置までの距離— 72 — R：旋回半径したがって
ただし
(3.1) ～ (3.6)によりSide Thrusterを作動したときの旋回運動方程式は
:::舵を取ったときの旋回運動方程式にSide Thrusterの成分を含めると、非線形連立微分方程式になる。このような取り扱いをするときには、舵だけを取ったときの旋回運動に対しても非線形項を入れ実験値に合うようにすべきであろう。 3.2計算例総合性能試験案に示されたSuper Tanker、Super Linerを対象に計算する。ここで問題になるのはResistance Derivativesの算定であるが、供試船に対してはこれらが求められていないので、同型船の資料より推定する。 (1) Super Tankerに対してM No. 1379に対しては
m y /m = 0. 81 k z / L = 0. 193
ただしk o / L = 0.25と仮定する。 Resistance Derivativesは文献（２）より、同型のSuper Tankerに対する操縦性指数より求める。
に対する操縦性試験（周波数応答試験）結果よりK' = 1.89 - T 1' = 4.13        T 2' = 0.56 T 3 ′ = 1. 34が得られる。
ただしじ:実船対応速力π′＝n/10として
nが一定のとき、Vが大きくなれば危激にSide Thrusterの効きがわるくなる。 V=0.35m/s～0.15m/sに対する値は
船の運動は操舵速度によって異なるからSide Thrusterを作動させる場合でもImpellerの回転数の上昇の割合によって異なってくる。Impellerの回転数は、恢型船の場合は電動機で駆動すると、所定の回転数までStep状に変化させうるが、実船の場合Dieselで駆動すると、その回転数の上昇に従うことになる。操舵速度に対しては操舵試験の場合と同様70°/30secとし、時間に対して直線的に変化するものとし
Impellerの回転上昇は次の各場合について計算し、その影響を求める。
Step Function範だけを作動したときの定常値はδ=10°のときψ = 0.327 β=0.124 Fr. No. 0.0391で前進中にSide Thrusterだけを作動したときの定常値はn=10rpsのときi = = 0: 130 3=0.0661となる。 Side Thrusterだけを作動させたときのおの価は、舵だけ作動させて旋回する場合と逆符号になり転心は重心より後方にきてFig. 3. 2のようになることを示している。 Side Thrusterだけを作動させて旋回することなく、舵と組み合わせてこまかく操船する機会が多いと考えられるので、 Side Thrusterを作動させて船の運動が定常になるまでの過渡状態が重要と考えられる。このときの運動をAnalog Computer（低速度型）を利用して求める。 (2) Super Linerに対してM. No. 1463に対してはL=6.00m △ = 1.146kg △/L²d=0.0856    - C s =0.6235慣性係数μ,, iに対しては文献（1）よりm y/m=0.985 - k z / L = 0, 220 = − − i = 0.0190 py=0,340 - yただしk o / L =0.25と仮定する。 Resistance Derivativesは文献（3）よりCy $=0.580   $ Cycl=0.151  F Cyo=0.0400 C x β=0.0310 - - C v δ = 0.0200. . C N ψ = 0.0260 Side Thrusterに対してはSuper Tankerの場合と同じ型式のものとすると、 Cytj²=0.0165n²/V² Cyt3j=0.00667n'/V Cytψj=0.00301n'/V操舵速度、Side Thruster Impellerの回転上昇の割合も同様にしてdo/ds=0.594 dn/ds=5.0とする。両船型に対し、舵およびSide Thrusterを作動させたときの旋回運動方程式（2.7）、(2.8)に、上に得た各係数を代入して次の各場合の計算を行なった。 i )  Side Thrusterだけを作動させたとき。 ii)  Side Thrusterと舵を同方向に作動させたとき。 iii)   Side Thrusterと舵を反対方向に作動させたとき。これらを乾だけ作動させた場合と比較して示す。 3.3 計算結果の考察(1) Side Thrusterだけを作動させたとき計算結果をFig. 3.3およびFig. 3.4に示す。図はいずれもFr. No.=0.0391の場合にImpellerの回転数を変化させた場合の値であるが、 Side Thrusterを作動させるとnが設定値に達した後で、心に最大値が現われ、その後ただちに減少して定常値に達する。この最大値は定常値に対しSuper Ta- nkerの場合30～40%、Super Linerの場合40～50%大きい値になっていて、船床運動がSide Thru- sterの推力に影響をおよぼすことを示している。 φの値はTankerの場合にはLinerのそれの約2 ～2.5倍となり、舵だけで旋回する場合について、文献(+)に示されたC 。の変化に対する定常旋回中の今の値の変化からもわかるように、 Linerは回頭しにくいことを示している。欲速状態で旋回するときは、縦および横方向速度の非線形影響が大きく、線形化することは適当でないが、ここに得られた値で定常値の比較をするとTankerに対してFig. 3.5のようになり、 Side Thrusterを作動させるとき夕は#に比例して大きくなる。これから舵だけで誕回する場合と等価— 77  — — 78 —たSide Thrusterの回転数を求めるとδ＝10°に対してπ＝15rpsとなる。 (2)   Side Thrusterと舵を同方向に作動させたとき計算結果をFig. 3.6およびFig. 3. 7に示す。舵およびSide Thrusterの発生する力のy軸方向成分の大きさいかんにより、船はいずれかの方向に回頭する。図にはFr. No.=0.0391でδ=10°とし、nを変化した場合の例を示してある。この場合βは非常に大きくなるが、これらの値はδとπの組み合わせいかんにより変化し、図に示すようによりの変化がほとんど現われないでβのみ生ずる場合もある。 (3) Side Thrusterと舵を反対方向に作動させたとき計算結果をFig. 3. 8およびFig. 3. 9に示す。図にはFr. No.=0.0391でδ=10°とし、nを変化した場合の例を示してあるが、今が非常に大きく急速旋回することを示している。 βはほとんど生じないで、舵とSide Thrusterの発生する力のy軸方向成分の大きさいかんにより、正負いずれの値にもなる。このことからこの場合には転心が重心近くにあることを示している。 （4）船速の変化による船体運動の変化実船では船速が5 ～ 6 *"でSide Thrusterの効きが悪くなるといわれるが旋回運動に対するSide Thrusterの寄与がV²に逆比例する形になっているから当然のことである。Tankerに対してn=15 rpsの場合Fr. No.=0.0261～0.0456（実船換算2.2～3.8**に対応）に対するゆの値をFig.3.10に示す。 (5)   dn/dsの変化が船体運動におよぼす影響Side Thrusterの回転数を設定するまでの速度dn/dsを変えたときは、丁度操舵速度を変化させた場合と同じようにも、30の変化状態に影響を与える。 Super Tankerに対し、Fr. No.=0.0391の場合にnをStep状に変化させたときdn/ds=20、10、 5とおそくしたときの例をFig. 3. 11に示す。dn/dsを大きくすると非常に早く回頭するが、実際にはImpellerを回転しはじめるときのトルクが非常に大きくなることに注意すべきである。
(6)市船の航路
Fig. 3. 6およびFig. 3. 8に示した計算結果の一例から航跡を求めて示すとFig. 3. 12およびFig. 3.13のようになる。いずれもFr. No.=0.0391でn=15rps、δ=10°の場合で、舵だけで旋回する場合と比較して示してある。図には館とSide Thrusterの発生する力が同方向の場合で、この例ではSide Thrusterの寄与が大きく、舵だけで旋回するときと逆方向に旋回するが、船の斜行運動は期待されるほど顕著でない。 Fig. 3, 13は能とSide Thrusterの発生する力が反対方向の場合で、このときは急速に旋回し、区に示されているようにTactical Diameterの減少量4 sは非常に大きく、またAdvanceの減少量4 rもかなり大きく舵だけで旋回する場合の半分の旋回圏で旋回可能になることを示している。これらの結果を総合すると、微速前進中にSide Thrusterを作動させるとき、急速な旋回を必要とするときは非常に有効で、狭い水路を航行しなければならぬときは好都合であるといえる。しかし斜行して接岸する場合などの操船はかなりむずかしく、一旦停止した後、舵とSide Thrusterを適当に組み合わせて使用し前後進をしながら操船する必要があるように推察される。 (藤井一斉)お考文献

Side Thrusterによる船の斜行運動について
4.1 _緒
fill
船の接岸時においては、船を回頭させずに横方向に直角に移動させるのがもっとも理想的と考えられるが、普通船舶はもちろんのこと、Side Thrusterを装備した船においてもSide Thrusterのみでは、このような運動を起きせることは、不可能である。そこで次に考えられるのが、船体中心線を岸壁に平行のままで回頭させずにそのままの姿勢で斜行させて接岸する方法である。以下Side Thrusterを装備した船の斜行性能について考察を行なうことにする。 4.2 運動方程式とその解この時の船の運動方程式はFig. 4. 1から次のように求めることができる。
ここにM、N：船の質量+×、y方向の附加質量R x R x :水抵抗Rのx y方向の成分Fp、Fr：能の抗力および揚力T、 T , :プロペラの推力およびSide Thrusterの推力lr、I, ：TおよびT,の作用点から重心までの距離
：Rの作用点から重心までの距離[作用点ＥがＧの前方にあれば正、後方にあれば負の値をとる] V x 、V x :船の速度Vのx 、y方向の成分水抵抗Rの×方向成分は摩擦抵抗、γ方向の成分は垂直力のみであると考えても大勢に影響はないと考えると、次の式が成り立つ。
ただし
ただし
ただし、

= 81 - -
C f、C N   :船の摩擦抵抗係数および垂直力係数、 A、An ：船の水線下側面積および範面積C fn、C t :能の摩擦抵抗係数および揚力係数6 :絶角ただし、 0. 811 sin ô C L = C n cos δ、C nはジョッセルの舵圧式でC n = 0.195+0.305 sin δ 節単のために、(4.4)、(4.5)、
ここで、C f 、C f nは迎角βによって変化しないものと考えられる。 Tを一定と仮定すると(4.1′)のV.に関する解は次のようになる。
ここに、V x oはV xの初期値である。 V。は初期値によって異なった表示式となるが、いずれの場合も充分時間が経過した後は一定値に近づく、すなわち、
次に、V,に関する解は（4.2）にV,の解を代入して解けばよい。（4.2′）、(4.3′）よりT,を消去すると
V,の解を代入すると
r,、なも奥はtan-'（V,/V,）の関数であるため、この方程式は簡単には解けない。そこで、今T,が求まったとし、lim T,=Const.であると仮定する。この時（4.3)'より当然lim V,=Const.である。よって
lim V y = lim V x = 0
すなわち、T、T,が一定ならば、元分時間が経過すれば船は一定方向を一定速度で斜行し運動は定常となる。過渡期における船の運動を論ずることは、このままの形では困難であると考えられるので、これは他の考察によることにして、ここでは簡単のために、先ず正常状態における船の運動を論ずることにする。この時、船の運動式は
となる。これを解いて(rv、loはβの関数、fはδの関数)をうることができる。これからわかる様に、 Side Thrusterを装備した船は斜行が可能となるが、その時の迎角は、迎角によって一意的に定まる。またこの時のThrusterの推力と、船の推力の比も(4.13)式から一意的に定#なるすなわち、舵角を一定にしてT,およびTのみで斜行角をいろいろ変えることは不可能である。以上の結果、 Side Thrusterによって船が斜行するときの最大迎角は船体が決まれば一意的に定まり、 Side Thrusterや船の推力によって変えることができないということになる。次に、それでは最大迎角βmazはどの程度のものとなるであろうか、βを求めてみることにする。 (4.14)式よりここにC N :船の垂直力係数CL：船の揚力係数A  :船の水線下側面積Ar :能面積l。は次のようにして求められる。すなわち、船が迎角βで斜行しているとき船体に働く同力はR γ l。であり、これはまた、 : ρ A ( l , + l , )V 2 C,, (C,,はモーメント係数)とも表わされるから二式を等置して、ここにR，は船にかかる垂直力で、次の式で装わされる。 (4.16)を1 (4.15)に代入すると
/o=(Cm/C N ) • (l,+l,) .
(4.17)このようにして、Cm、Cmが求まれば、たが求まりβを算出することができる。ここでC nおよびC nを求めるには、井上教授の方法（造船協会論文集90号）を利用することにすると、次のように与えられる。
こに、ro = A 2 = f(k)sin β f(k)はアスペクト比kの関数で、kとの関係は同教授によって与えられており、これを転載するとFig. 4. 2のように示されている。 (4.17)式を(4.14′)式に代入すると、
C x、C 。はβの複雑な関数であるために、βを問関数の形に表わし、式の上から一般的考察を行なうことは困難であるので、ここでは一つの実船についてβの計算を行なうことにする。ただし、Cx、C賞は平板についてのものであるが、これを使用してもほとんど大差ないと思われる。 4.3計算例と結果の検討計算例に使用した実船の主要寸法は、次のとおりである。治
138m名
重心がほにあるものと仮定すれば、は＝はゆえに(4.17)式は
CLはCL cosるとおけるから、CLにはジョッセルの式を用いることにすると、
( o : 0.755Aの値を求めると、Table.4.1のようになる。これから、るの若干の値に対するA R C L dial/se e of the sta Cons
またこの場合のC v 、C mは、(4.13)、(4.14)の両式に
kおよびFig. 4.2より求めたf(k)の値を代入して計算することができる。
ただし、Cm'oは無視した。これらの式を（4.20）に代入すれば、βの方程式が求まる。これを図式解法によって解くために、β C x - C n |の値を求めると、その結果は、Table. 4. 2、Table. 4. 3のようになる。に対する
以上からβと(4.21)式の右辺との関係を舵角おをパラメータとして示すと, Table 4.4および4.5のごとくなv
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冈式解法によってとくために、Table. 4.4およびTable. 4.5の値を図に面くとFig. 4.3のごとくなる。 Fig. 4.3の各曲線とcos βとの交点が求めるべき迎角βである。満載、軽荷の両状態に対する迎角を求めると、 Table. 4. 6のようになる。
これをもとにしてる一β曲線を面くと、 Fig. 4.4のごとくなる。満載状態にくらべて軽荷状態の場合迎角はかなり大きくなってはいるが、いずれにしてもこれらは90°に比べて非常に小さな値で、最初に述べたように船を大角度で斜行させることは困難なことが、この結果からうかがわれる。このようになった主原因は横方向の抵抗が縦方向にそれに比べると比較にならないほど大きいことであり、船を大角度で斜行させるためには、大きな推力を有するSide Thrusterを使用せねばならぬことになるが、また一方、船の回頭を防止するには、舵の発生揚力が、それと同程度のものとなる必要がある。これは舵面積が船の水線下側面積にくらべて非常に小さなものであるため一般には不可能である。従って船の斜行のみによって接岸するという操船はいささか不適当と考えられる。最後に参考のために、β−T,/T、δ−T,/T曲線を求めると次のようになる。 (4.13)式に(4.4)、(4.5)、(4.17)式を代入して、 Fig.4.6
l,=l,とすると
C fr A r /A ( C fであるから
若干のβの値に対するC ,デーの値をもとめると、Table. 4.7のようになる。これから、β−C γ • T , /T曲線を面くと、Fig. 4.5のごとくなる。またFig. 4.4とFig. 4.5から、るの若干の値に対してC r • T , Tを求めると、 Table. 4.8のようにな
Table. 4.8
り、δ−C f • T j T曲線はFig. 4.6のごとくなる。具体的例として、 V = 1m/sec,の2つの場合を計算してみることにする。その結果が、Fig. 4. 7およびFig. 4. 8に示されている。 4. 結Ｃ 山高以上のように、船をその船体中心線が岸壁と平行のままで、回頭運動はさせないで着岸させるという仮定のもとに、船の運動、特にその斜行角とに着目して計算を行なってみたが、計算例によると、斜行角度は約11°以下という小さい角度となった。したがってSide Thrusterを装備した船においても、前進方向の運動のみによって、岸壁と平行に着岸させることは困難と考えられる。ゆえに、大角度の斜行運動によって、船を平行着岸させるためには、船のプロペラを逆転させて一たん船の前進速度をほぼ窄にしてから、再びプロペラを前進回転させて、能角をとることによって船尾に、Side Forceのみを発生させ、同時にSide Thrusterを作動させることによって船首にもSide Forceを発生させて両者によってほぼ真撲方向に移動させるなどの特殊な操船上のくふうが必要であるものと判断される。なお、この計算は日立造船技術研究所第2研究室の高木又男、松井政博両氏によって遂行されたものであることを付記しておく、 (岡田正次郎) Ts ( ton R昭和39年6月27日　日厨昭和39年6月30日　発行日本造船研究協会報告第42号郎発行人  菅発行所社団法人日本造船研究協会東京都港区芝琴平町35
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