JP6718546B1 - 船舶 - Google Patents

Abstract

【課題】積載量を確保しつつ、より低燃費で、かつ初期コストも大きくない船首部、中央平行部、船尾部の構造を有する化学液体積載船を提供する。【解決手段】低速肥形船において、船速（ｖ）の船幅（Ｂ）ベースフルード数（ｖ／（ｇ・Ｂ）１／２）が０．４２５以下となる限界Ｂ値以上の船幅を有する船首バルブなし船であって、構造喫水線形状または計画水線形状において、船首垂線（ＦＰ）から垂線間長（Ｌｐｐ）の２．５％後方位置の水線幅位置と船首垂線（ＦＰ）とを結ぶ角度が４６度〜５６度の間にあり、船体平行部の船首端位置をＦＰから１．１５Ｂ〜１．６５Ｂとする。【選択図】図２６

Description

本発明は、低速肥形船、特にケミカルタンカー等の化学液体積載船の船体形状に関するものである。なお、本明細書において、低速とは、概ねＶ＝１４〜１５ノット、肥形とは、概ね方形係数（Ｃｂ）＝０．７８〜０．８４の範囲をいう。但し本明細書において用いるＣｂは、後述するとおり全て計画喫水（Ｔｄ）ではなく構造喫水（Ｔｓ）で無次元化したものである。

一般に船舶では、実際の航路において同じ重量の荷物をより経済的に運べる船舶が求められており、平水中のみならず波浪中の抵抗性能、推進性能がよく、一定の速度で運航できるより低燃費船が求められている。もっとも如何に低燃費であっても、載貨重量に対し船殻重量が大きく初期コストが高い船は望ましくなく、最適船は、運行コストだけでなくトータルコストで評価する必要がある。
低速肥形船においては、船体構造は、船首部、中央平行部及び船尾部に分けられる。抵抗のうち、造波抵抗は、主として船首部形状の影響が大きく、粘性抵抗は、主として船尾形状の影響が大きく、それぞれ独立して取り扱うことができる。また、抵抗以外の推進性能は、主として船尾形状に影響される。
船首部形状及び船尾部形状、並びに載荷量を確保するために重要な中央平行部と船首部、船尾部との容積配分をどのようにするかによって低燃費船とすることができる。
多種の化学精製液体を運ぶ船舶は、通常の輸送船より多くの船倉を有し、船体内の船長および船幅方向に、より多くの隔壁を有する。また、隔壁材としてステンレススチールが用いられることが多く、船体重量が重くなり燃料消費量が他の船種より多い船舶となりやすい。したがって、通常の輸送船よりも、より低燃費の船が求められている。

このような船舶の基準寸法表示を図１、２、３に示す。想定するのは、全長（Ｌｏａ）１７０ｍ以上１９５ｍ以下、船幅（Ｂ）３０ｍ以上３６ｍ以下、船体構造上最大喫水である構造喫水（ｓｃａｎｔｌｉｎｇ ｄｒａｆｔ；Ｔｓ）が１３ｍ以上１３．５ｍ以下、載荷重量５２，０００ＤＷＴ以上５７，０００ＤＷＴ以下の化学液体積載船である。以下、この船を対象船という。
図１は船体側面図であり、全長（Ｌｏａ）に対し船首垂線（ＦＰ）と船尾垂線（ＡＰ）間の長さを垂線間長（Ｌｐｐ）という。本文中ではＬｐｐをＬと表記することもある。喫水には構造喫水（Ｔｓ）と計画喫水（Ｔｄ）がある。本文中ではＴｓをｄと表記することもある。
図２は船体正面線図であり、化学液体積載船の一例が示されている。図３はＴｓ、Ｔｄにおける水線形状を示す図である。
船の肥大度を表す係数として方形係数（Ｃｂ）は以下のように定義される。
Ｃｂ＝∇／（Ｌ・Ｂ・ｄ） ここに∇：排水容積
また、以下の柱状係数（Ｃｐ）も肥大度を表す係数である。
Ｃｐ＝∇／（Ｌ・Ａ_Ｍ） ここにＡ_Ｍ：構造喫水線下の中央横断面積
ＣｂとＣｐには、以下の関係がある。
Ｃｂ＝Ｃｐ・Ｃ_Ｍ ここにＣ_Ｍ：中央横断面係数

一定船速で波浪中を航行する船舶の主機は、水から受ける抵抗がなす仕事と等しい動力を水に与えている。抵抗が小さければそれだけ小さい動力により一定速力で航行することができ低燃費船舶となる。

船舶が水から受ける全抵抗Ｒｔは、平水中抵抗Ｒと波浪中の抵抗増加Ｒａｗの和として表される。また平水中の抵抗は、造波抵抗Ｒｗと粘性抵抗Ｒｖの和となる。すなわち、Ｒｔ＝Ｒ＋Ｒａｗ、 Ｒ＝Ｒｗ＋Ｒｖ である。
また、粘性抵抗Ｒｖは船体と面積が等しい平板（相当平板）の摩擦抵抗Ｒｆと、船体が膨らみを有することから粘性によって生じる渦等の抵抗を、形状影響係数Ｋを用いてＫ・Ｒｆとし、Ｒｖ＝Ｒｆ（１＋Ｋ） と表すことができる。

さらに、波浪中の抵抗増加Ｒａｗは、波による船体運動に基づく抵抗増加Ｒａｗ（０）と船体が波を反射することによる抵抗増加Ｒａｗ（１）とから成る。すなわち、Ｒａｗ＝Ｒａｗ（０）＋Ｒａｗ（１） である。
図４に示すように、これらの成分は波の波長（λ）と船長（Ｌｐｐ）の比により変わってくる。船体運動に基づく波浪中抵抗増加Ｒａｗ（０）は波長と船長がほぼ一致するλ／Ｌｐｐが１付近で最も大きくなる。これより波長が短くても長くても抵抗増加は減少する。一方、船首部からの反射波に基づく抵抗増加Ｒａｗ（１）は波長が短いほど大きくなる。波長が長くなるとともに減少し、λ／Ｌｐｐが１付近ではこの成分による抵抗増加はほとんど生じない。

船首端部の形状は平水中造波抵抗だけでなく波浪中の抵抗増加に影響を与え、船舶の航海における燃料消費量を左右する。低速肥形船の船首部船体構造は、突出船首バルブを有する船首形状（図５の一点鎖線（ａ）で示す形状）が用いられてきた。これは、水面下船体構造を前方に突出させることにより、平水中の船首端で発生する造波抵抗を減少させること、および船首端船底部の粘性抵抗を減少させることを意図したものである。

船尾形状は、図６に示すようにプロペラが装着でき、かつ船体との適度の間隔を保つよう決められている。したがって、主機出力と回転数から決まるプロペラ直径により船尾形状がきまる。対象とする化学液体積載船の従来の主機出力、回転数では、プロペラ直径Ｄｐと計画喫水Ｔｄの比は０．６５ 程度である。

積載量及び寄港地等の条件から船長、船幅、喫水等が定まった後、低燃費を実現するために、船首形状、及び船尾形状を含めた船体構造をどのようにするかが問題となる。従来は、比較的主要寸法比（Ｌ／Ｂ、Ｂ／ｄ、Ｃｂ）の近い既存の船のうち、低燃費のもの（以下、「母船」という）の船体構造を基に決められることが多かった。しかしながら、かなり寸法比が母船と異なる場合や、母船の船体構造が特殊な場合には、低燃費の実現が必ずしも容易ではなかった。

そこで、本発明は、低速肥形船においては、造波抵抗は通常の船長ベースのフルード数でなく船幅ベースのフルード数に依存していること、すなわち造波抵抗は主に平行部を除いた船首部と船尾部から発生する波によるもので、平行部の長さは両者の干渉成分に影響を与えるがその影響は少なく、船速と船幅の割合でほぼ造波抵抗は決まるとの知見を基にし、巡航速度から、造波抵抗が急増しない限界の船幅を求め、その船幅以上で想定される実船を試設計して、平水中及び波浪中での馬力推定計算を行い、その結果から、運行性能のみならず船舶建造費用等の初期コストをも考慮した総合的に最適な船舶を提供するものである。

本発明にかかる船舶は、低速肥形船において、船速（ｖ）（ｍ／ｓ）の船幅（Ｂ）（ｍ）ベースフルード数（ｖ／（ｇ・Ｂ）^１／２）が０．４２５以下となる限界Ｂ値以上の船幅を有し、船体前半部各位置での構造喫水線下の正面断面形状が、水線から下に向かう垂直線と、それに接して船底に至る円を含む楕円の一部または、それに接して漸次幅を減少する曲線によって構成される船首バルブなし船であって、プロペラの直径が、計画喫水（Ｔｄ）の６５％以上であり、船尾後端の船底からの高さが、計画喫水（Ｔｄ）の９５％〜１００％である船舶において、船体平行部の船首端位置と船首垂線（ＦＰ）位置との間の船長方向長さ（Ｌｅ）が、船幅（Ｂ）に対し、１．１５Ｂ≦Ｌｅ≦１．６５Ｂの関係にあることを特徴とする。

また、それに加え、構造喫水線形状または計画水線形状において、船首垂線（ＦＰ）から垂線間長（Ｌｐｐ）の２．５％後方位置の水線幅位置と船首垂線（ＦＰ）とを結ぶ直線の角度が４６度〜５６度の間にあり、かつ肥大度（Ｌ／Ｂ（１−Ｃｐ））が０．８〜１．０５の間にあることを特徴とする。

本発明に係る船舶によれば、平水中及び波浪中の双方において造波抵抗を抑制し、かつ粘性抵抗を低減し、かつ推進効率を維持できる。その結果、実際の航海において遭遇する気象状況のもとで、より低燃費による運行が可能となり、かつ船舶建造費用等の初期コストも考慮した最適な船舶が得られる。

以下、本発明を実施するための最良の形態について図面を基に説明する。

以下、低速肥形船においては、平水中の造波抵抗が通常のフルード数（以下「ＦｎＬ」という。）でなく、Ｂベースのフルード数（以下「ＦｎＢ」という。）により、より統一的に整理されることを説明する。
低速肥形船群の長さ６メートル模型の水槽試験を行い、造波抵抗係数を水線長（Ｌ_ＷＬ）及び船幅（Ｂ）で整理した図を図７及び図８に示す。
供試模型船の主要目等は下記の表１に示すとおりである。

通常のフルード数（ＦｎＬ ＝ｖ／（ｇ・Ｌ_ＷＬ）^１／２）で整理した図７は、供試模型毎にＣｗLの値のバラツキが大きい。これに対してＢベースのフルード数（ＦｎＢ ＝ｖ／（ｇ・Ｂ）^１／２）で整理した図８は、フルード数が大きくなってもバラツキの小さい一定の範囲内に収まっている。
ここで、ＣｗL、ＣｗBはそれぞれ船長、船幅を基に無次元化した造波抵抗係数であり、以下の定義で示される。
ＣｗL＝Ｒｗ／（０．５ρｖ^２Ｌｐｐ^２） 、ＣｗB＝Ｒｗ／（０．５ρｖ^２Ｂ^２）
Ｒｗ：造波抵抗（Ｋｇｆ）、ρ：水の密度、：船速ｖ（ｍ／ｓ）
低速肥形船では造波は主として船首部で生成され、船尾からの造波は小さくまた船首波と船尾波の干渉も小さい。したがって、船首部が全く同じ長さ幅で船長が異なる２船型においては、同一船速での造波抵抗は、ほぼ一致する。このとき造波抵抗係数とフルード数を、船幅を基準に無次元化すると、２船型間で、同一船速のＦｎＢは同一であるから、ＦｎＢベースの造波抵抗係数は、ほぼ一致する。しかし、船長を基準にすると、２船型間で同一船側のＦｎＬが異なるため、バラツキが生じる。
したがって船幅ベースのフルード数、造波抵抗係数を用いると、まとまった造波抵抗係数曲線群となる。
図８からＢベースの造波抵抗係数ＣｗBは、ＦｎＢ＝０．４２５を超えると急増する。したがって、ＦｎＢ＝ｖ／（ｇ・Ｂ）^１／２≦０．４２５、すなわちＢ≧（ｖ／０．４２５）^２／ｇが望ましい。Ｖ＝１４．５ノットの場合、Ｂ≧３１．４ｍとなる。

次に平水中の造波抵抗と横断面積曲線の関係について説明する。

平行部、船首部、船尾部はそれぞれ、積載量、平水中造波抵抗と波浪中の抵抗増加、および粘性抵抗との関連が主である。船長方向には図９に示すように船尾部、平行部、船首部に分割される。これらの３部分の排水量の配分率を表す方法として横断面積曲線（図１０参照）が用いられる。船首部の肥大度をＨｅ／Ｂ、船尾部の肥大度をＨｒ／Ｂで表すと、それぞれ以下のように定義される。
Ｈｅ／Ｂ＝Ｌｅ／Ｂ・（１−Ｗｅ）、Ｈｒ／Ｂ＝Ｌｒ／Ｂ・（１−Ｗｒ）
ここで、
Ｗｅ：船首部横断面曲線の面積（ｌｅで無次元化した値）
Ｗｒ：船尾部横断面曲線の面積（ｌｒで無次元化した値）
Ｌｅ：船首端ＦＰから船首平行部端位置までの距離（Ｌｅ＝ｌｅ・Ｌｐｐ）
Ｌｒ：船尾端ＡＰから船尾平行部端位置までの距離（Ｌｒ＝ｌｒ・Ｌｐｐ）
である。
そして、Ｈｅ／ＢとＨｒ／Ｂとの間には、Ｈｅ／Ｂ＋Ｈｒ／Ｂ＝Ｌｐｐ／Ｂ・（１−Ｃｐ）の関係がある。
Ｈｅ／Ｂが小さいと船首が肥えており、Ｈｒ／Ｂが小さいと船尾が肥えていることになる。Ｈｅ／Ｂが大きいほうが船首部は痩せており、造波抵抗は小さくなる。また、Ｈｒ／Ｂが小さいと船尾部が肥えており、船尾粘性抵抗の増加、プロペラ流入速度の低下、船尾流場の不均一が強まることによるプロペラキャビテーションの悪質化が生じ、燃料消費量の増加（推進性能の低下）、針路不安定化、船尾振動の増加など船舶の運航特性の劣化につながる。

対象船の肥大度の範囲において、船首肥大度の異なる船首部について、船首肥大度Ｈｅ／Ｂ、と平水中造波抵抗の関係が数値流体力学（Ｃｏｍｐｕｔａｔｉｏｎａｌ Ｆｌｕｉｄ Ｄｙｎａｍｉｃｓ：ＣＦＤ）を用いてもとめられており図１１に示す。なお、図１１の縦軸ｒＷ＝Ｒｗ／（０．５ρｖ^２∇^２／３）、ここでＲｗ：造波抵抗、∇：排水容積である。
ｒＷは２船速について計算され、造波抵抗と関連するフルード数Ｆｎで示されている。
対象船の船速（１４．５ノット）であるフルード数Ｆｎ＝０．１８の結果によるとＨｅ／Ｂが０．２５より小さくなる（船首肥大度が大きくなる）と造波抵抗が急増する。低燃費船とするためにはこのような肥大度は避けるべきである。一方、船首肥大度を小さくしすぎると、船尾肥大度（Ｈｒ／Ｂ）が増大し、粘性抵抗が増えて推進性能が悪化するので、Ｈｅ／Ｂには後述する上限値がある。

横断面積曲線により定義された船首肥大度（Ｈｅ／Ｂ）と船首垂線位置ＦＰと船首平行部位置との間の距離Ｌｅの関係を、対象船について求めることができる。図１２に両者の関係を示す。この図１２より船首肥大度（Ｈｅ／Ｂ）とＬｅ／Ｂとの間にはほぼ線形の関係があることが分かる。

次に、波浪中の抵抗増加について説明する。

図４に示すように、波長船長比λ／Ｌが０．５より小さい波による波浪中での抵抗増加Ｒａｗは、ほとんど船体による波の反射による抵抗増加成分Ｒａｗ（１）である。すなわち船体の運動が小さく、運動によって引き起こす抵抗増加Ｒａｗ（０）が小さい。対象船舶の航海における遭遇海域における波浪の代表的な波長は、約８０％以上が波長船長比λ／Ｌが０．５以下である。したがって、波浪中の抵抗増加を減少させるには反射波による抵抗増加Ｒａｗ（１）を減少させればよい。

反射波による波浪中抵抗増加は、図１３に示すように水線形状から定義されるブラントネス係数Ｂ．Ｆと線形的な関係があることが知られている（非特許文献１参照）。対象船程度の船首肥大度と反射波による波浪中抵抗増加の関係を図１４に示す。ブラントネス係数（Ｂ．Ｆ）を減ずれば抵抗増加Ｒａｗも減少する。

内藤 林他：船首部形状と波浪中抵抗増加、関西造船協会誌、第２０８号、ｐ５３昭和６３．３（１９８８）」

船首端形状を図５の一点鎖線（ａ）に示す従来の船首バルブ船体構造から、実線（ｂ）に示す垂直線形状に変更し水線間長を伸ばすことにより船首端部での水線の勾配を減少させることにより、ブラントネス係数（Ｂ．Ｆ）が減じ、反射波による波浪中抵抗増加Ｒａｗ（１）を減少させることができる。

すなわち、平水中の造波抵抗減少と合わせて航海中の波浪による抵抗増加Ｒａｗ（１）を少なくする船首部船体構造として、船体の垂線間長Ｌｐｐを船体の全長の範囲内で最大限に伸ばし、垂直線船首端形状（図５の（ｂ））とすることにより、水線の先端での水線入射角を小さくする船体構造とすればよい。

また、船首端船底付近に生じる粘性抵抗を減じるために、この垂直線と基線とは図５の（ｂ）に示す円弧または曲線により連結し、この付近の３次元曲面の曲率変化ができるだけ小さな船体構造とする。

このような垂直線形状船首構造の船体は、平水中においては従来の船首バルブを有する船首形状と同等の造波抵抗を示すが、波浪中での抵抗増加が少ない。

また、船首端部で水線長を延長することにより、構造喫水および計画喫水での船首端水線入射角が減少しブラントンス係数Ｂ．Ｆが減少するとともに、船首端に排水量を確保することができ、載荷重量を増やすことができ運航採算性の点からも有利となる。

次に、平水中造波抵抗と水線面積曲線との関係について説明する。

船体の側面船首形状が垂直線と円弧または曲線で構成され、船体前半部の船体長さ方向の各断面の正面形状が、構造喫水Ｔｓから船底まで垂直線とその幅を超えない曲線で構成される船体船首構造の船舶では、船体前半部の横断面積曲線と水線面曲線は類似な曲線変化特性を持つ。

構造喫水Ｔｓまたは計画喫水Ｔｄの船首水線形状の代表値として、水線代表角度を以下のように定義する。
水線代表角度：θ ＝ 「船首垂線位置ＦＰより２．５％Ｌ船尾側位置（図１５の９．７５位置）における半幅（ｂ_０）位置（図１５のＥ点）」と、「中心面上船首垂線位置ＦＰ」とを結んだ直線（図１５の（ｅ））と中心面とのなす角

対象船における船首肥大度Ｈｅ／Ｂと水線代表角度θは図１６に示すように一定の関係を持つ。後述するとおり、船尾肥大度及び平水中のみならず波浪中の必要馬力をも考慮した適正船首肥大度はＨｅ／Ｂ＝０．３０〜０．４５である。
したがって、このとき水線代表角度θは４６度から５６度となる。構造喫水Ｔｓまたは計画喫水Ｔｓにおいて水線代表角度θを４６度≦θ≦５６度とする船首構造とすることにより、平水中及び波浪中を考慮した推進性能の観点から最適な船舶とすることができる。

次に、船尾構造と粘性抵抗との関係について説明する。

船尾肥大度は船尾の縦渦の強さに強く影響を与え、粘性抵抗Ｒｖと密接に関係する。粘性抵抗ＲｖはＲｖ＝（１＋Ｋ）Ｒｆとなり、船尾肥大度Ｈｒ／Ｂと強い関係がある。対象船ではＨｒ／Ｂと１＋Ｋの関係がＣＦＤ計算により求められている。その結果を図１７に示す。

Ｈｒ／Ｂが０．６より小さくなると１＋Ｋは急増する。しかし、船尾が肥大する（Ｈｒ／Ｂが小さくなる）ことにより、推進効率が向上することがあり、１＋Ｋと推進効率を総合考慮して判断する必要がある。
また、船尾は通常主機、補機などが配置され作業性も含めて必要なスペースが確保されなければならない。船尾を必要以上に痩せさせＨｒ／Ｂを大きくすると、主機室が船首側に移動し、貨物層が狭くなり必要な積載量が確保できなくなるおそれがある。したがって、その点も考慮して船尾肥大度（Ｈｒ／Ｂ）を決める必要がある。

次に、船尾形状と装着プロペラ径との関係について説明する。

図６に示すように船尾後端没水深度「ｆ」は、船尾端での基線からの高さを「ＨＡＥ」とすると「ｆ＝Ｔｄ−ＨＡＥ ここにＴｄ：計画喫水」となる。
船尾後端没水深度ｆは、船尾直後での剥離による粘性抵抗増加や、船尾造波抵抗に大きく影響を与え、ｆが小さい程、船尾後端の剥離域が狭く粘性抵抗が減少する。なお、この粘性抵抗は、通常、形状影響係数Ｋに含まれるとして取り扱われる。

船尾後端高さＨＡＥとプロペラ上端と船体との間隔Ｚｔが決まると、船尾形状の一部である船尾オーバーハング部の直線（図６中の（ｃ））が決まる。船尾形状の一部である直線（ｃ）の傾斜角αは、船尾オーバーハング部の粘性流れに影響し、傾斜角αが小さいほど粘性抵抗が小さい傾向となる。船尾端の粘性抵抗を増大させないためには、プロペラ直径Ｄｐと計画喫水を基に傾斜角αと船尾後端没水深度ｆの組合せが最適になるようにＨＡＥを決める必要がある。

対象船のような主要目と積載量およびプロペラ直径（Ｄｐ）と計画喫水（Ｔｄ）の比Ｄｐ／Ｔｄ＞０．６５となるプロペラの装着を要求される船の船体構造においては、船尾後端船底高さＨＡＥを計画喫水Ｔｄの０．９５％以上とすることにより、上記最適化が図れることが模型実験及び流体力学数値計算により確認された。これらの採用により載荷重量を確保した低燃費船となる。

対象船のうち、載貨重量５３，０００ＤＷＴと５６，０００ＤＷＴについて、船首船尾肥大度が変化した場合に、平水中及び波浪中において、船速１４．５ノットにおける所要ＢＨＰがどのように変化するかを計算により推定した。
想定した実船の構造喫水Ｔｓ＝１３．３ｍ、型深さＤ＝１６ｍと一定とし、Ｌｐｐ、Ｂが変化したときにＬＷ（ライトウェイト）はＬｐｐ・（Ｂ＋Ｄ）に比例すると仮定して排水量を求め、Ｃｂを決定した。
なお、中央横断面係数Ｃ_Ｍは、全て０．９９２７である。

想定した５３，０００ＤＷＴの主要目、ＬＷ、排水量、Ｃｂ、Ｌ／Ｂ及びＬ／Ｂ（１−Ｃｐ）の値を以下の表２に示す。なお、段落００１７で述べたとおり、Ｖ＝１４．５ノットの限界Ｂ値は３１．４ｍであるが、表２では、それよりやや小さいＢ＝３０ｍ以上とした。

また、同様に、５６，０００ＤＷＴの主要目、ＬＷ、排水量、Ｃｂ、Ｌ／Ｂ及びＬ／Ｂ（１−Ｃｐ）の値を以下の表３に示す。なお、表３では、同様にＢを限界Ｂ値＝３１．４ｍよりやや小さいＢ＝３０ｍ以上とした。

これらの想定実船の中から、Ｃｂ＝０．７８〜０．８４の範囲で、肥大度（Ｌ／Ｂ（１−Ｃｐ））が異なる以下の５ケースを選んだ。
ケース１ ５３，０００ＤＷＴ Ｌｐｐ＝１９０ｍ、Ｂ＝３３ｍ、
Ｃｂ＝０．７８、Ｌ／Ｂ（１−Ｃｐ）＝１．２３
ケース２ ５６，０００ＤＷＴ Ｌｐｐ＝１７０ｍ、Ｂ＝３５．５ｍ、
Ｃｂ＝０．８４、Ｌ／Ｂ（１−Ｃｐ）＝０．７５
ケース３ ５６，０００ＤＷＴ Ｌｐｐ＝１８０ｍ、Ｂ＝３５ｍ、
Ｃｂ＝０．８１、Ｌ／Ｂ（１−Ｃｐ）＝０．９５
ケース４ ５３，０００ＤＷＴ Ｌｐｐ＝１７７ｍ、Ｂ＝３５．２８ｍ、
Ｃｂ＝０．７８、Ｌ／Ｂ（１−Ｃｐ）＝１．０８
ケース５ ５６，０００ＤＷＴ ＬＰＰ＝１８２．７ｍ、Ｂ＝３３．０６ｍ、
Ｃｂ＝０．８４、Ｌ／Ｂ（１−Ｃｐ）＝０．８５
である。これらの５ケースについて、船幅Ｂは、全て限界Ｂ値以上である。
ケース１〜５の試設計船の載貨重量、船長と船幅及びＣｂの関係を図１８に、ケース１〜５の試設計船のＬ／ＢとＣｂ及びＬ／Ｂ（１−Ｃｐ）の関係を図１９に示す。
図１９からも明らかなとおり、ケース３の肥大度が中程度であり、ケース１の肥大度が最小、ケース２が最大で、ケース４はケース１と３の中間、ケース５はケース２とケース３の中間の値となっている。

表２及び表３から、肥大度が小さくなる（Ｌ／Ｂ（１−Ｃｐ）が大きくなる）とＬＷが増加することが分かる。すなわち、同じ載貨重量を運搬するのに、痩せた船では、より大きな船殻重量が必要であり、船舶建造コスト等の初期コストが増大する。
したがって、運航性能がよくとも、運行コストと初期コストを総合考慮した当該船舶のトータルの採算性がよいとは必ずしも言えない。

ケース１〜５について、それぞれに船首・船尾肥大度を変化させてその性能をデータベース（海上技術安全研究所開発の性能推定プログラム：ＨＯＰＥ）により推定した。

ケース２について、Ｈｅ／Ｂを０．２５〜０．４５まで変化させた場合の船首尾肥大度各係数、浮心位置（ｌｃｂ）等の値を以下の表４に、推定した船速１４．５ノット時の平水中の必要馬力（ＢＨＰ）及びビュフォートスケール６（有義波高３ｍ）のときの必要馬力（ＢＨＰ（ｋＷ）ＢＦ（６））を以下の表５にそれぞれ示す。また、船速１４．５ノット時の平水中のＢＨＰを図２０の上段に、ビュフォートスケール６のときのＢＨＰを図２０の下段に示す。

同様に、ケース３について、Ｈｅ／Ｂを０．２５〜０．４５まで変化させた場合の船首尾肥大度各係数、浮心位置（ｌｃｂ）等の値を表６に、推定した船速１４．５ノット時の平水中の必要馬力（ＢＨＰ）及びビュフォートスケール６（有義波高３ｍ）のときの必要馬力（ＢＨＰ（ｋＷ）ＢＦ（６））を表７にそれぞれ示す。また、船速１４．５ノット時の平水中のＢＨＰを図２１の上段に、ビュフォートスケール６のときのＢＨＰを図２１の下段に示す。

表４から、明らかなようにケース２では、船尾肥大度（Ｈｒ／Ｂ）の値が０．４９より小さく、図１７からも１＋Ｋが急激に大きくなり、Ｈｅ／Ｂが大きく（Ｈｒ／Ｂが小さく）なるにつれて、粘性抵抗増加により、平水中のＢＨＰが増大する（図２０上の図参照）。また、波浪中のＢＨＰは、他のケースがＨｅ／Ｂが増すにつれて減少するのに対して、Ｈｅ／Ｂが０．３付近に最小値があり、その後増大する。
表４から、船尾柱状係数Ｃｂａ＝０．７９以上となっており、船尾肥大度が大きすぎるため、推進性能が劣化し、振動騒音問題を引き起こす可能性もある。
したがって、ケース２の肥大度（Ｌ／Ｂ（１−Ｃｐ））＝０．７５は、実船として成り立つ限界を超えているものと思われる。

これに対してケース３では、船尾肥大度（Ｈｒ／Ｂ）＝０．７〜０．５の範囲にあり、Ｃｂａも０．８以下である（表６）。平水中のＢＨＰは、ケース２よりかなり低く、Ｈｅ／Ｂ＝０．３〜０．３５付近に最適値がある（図２１上段参照）。一方波浪中のＢＨＰは、船首肥大度が大きく（Ｈｅ／Ｂが小さく）なるにつれて急増している。

ケース１〜ケース５の１４．５ノットにおける平水中のＢＨＰの比較表を以下の表８に、比較図を図２２に示す。また、同じく１４．５ノットにおける波浪中（ビュフォートスケール６）のＢＨＰの比較表を以下の表９に、比較図を図２３に示す。

対象船の実際の航路から想定される平水中と波浪中（ビュフォートスケール６）の割合は約７対３と考えられるので、実際の航海上必要とされるＢＨＰを上記平水中のＢＨＰと波浪中（ビュフォートスケール６）のＢＨＰを７対３で按分して求めたＢＨＰの比較表を以下の表１０に、比較図を図２４に示す。

図２４から、ケース２の傾向が他と異なり、ＢＨＰの値も大きい。既に述べたとおり、ケース２では、肥大度が大きすぎて実船に採用するのは問題がある。
残りのもののうち、ケース３とケース５は最適値がＨｅ／Ｂ＝０．２５〜０．４５の間にあるが、ケース１とケース５は、最適値がＨｅ／Ｂ＝０．４５より大きい所にある。しかし、既に述べたとおり、肥大度が小さい（Ｌ／Ｂ（１−Ｃｐ）が大きい）と同じ載貨重量でもＬＷ（ライトウェイト）が大きくなり初期コストが増加する。また、段落００３７で述べたとおり、肥大度が小さい（Ｌ／Ｂ（１−Ｃｐ）が大きい）と船尾肥大度も小さくなり、主機室が船首側に移動し、貨物層が狭くなり必要な積載量が確保できなくなるおそれがある。したがって、あまり大きなＬ／Ｂ（１−Ｃｐ）の値は採用すべきではない。

ケース１〜５の試計算により推定した最適Ｈｅ／Ｂが肥大度（Ｌ／Ｂ（１−Ｃｐ））によってどのように変化するかを図２５に示す。上述したとおり、Ｌ／Ｂ（１−Ｃｐ））がケース２のように小さすぎても（肥大度が大きすぎても）、ケース１、４のように大きすぎても（肥大度が小さすぎても）問題であるので、対象船においては、肥大度（Ｌ／Ｂ（１−Ｃｐ））を０．８〜１．０５の範囲に限定することが望ましい。

そうすると、対象船（載貨重量５２，０００ＤＷＴ〜５７，０００ＤＷＴ）、Ｌｐｐ＝１７０〜１９０ｍ、Ｂ＝３０〜３６ｍ、構造喫水（Ｔｓ）＝１３．０〜１３．５ｍの船においてＬ／Ｂ（１−Ｃｐ）＝０．８〜１．０５の範囲でＨｅ／Ｂ＝０．３〜０．４５が望ましい。
そして、図１２から、Ｈｅ／ＢとＬｅ／Ｂの関係、図１６からＨｅ／Ｂとθの関係がそれぞれ求められるので、Ｌｅ／Ｂ＝１．１５Ｂ〜１．６５Ｂ、θ＝４６度〜５６度が望ましい。なお、Ｌ／Ｂ（１−Ｃｐ）とＨｅ／Ｂ が定まると、Ｈｒ／Ｂは、Ｈｅ／Ｂ＋Ｈｒ／Ｂ＝Ｌ／Ｂ（１−Ｃｐ）より、定まるので、Ｈｒ／Ｂの範囲を特段定める必要はない。

載貨重量が５６，０００ＤＷＴの化学液体積載船を設計・建造したので、その主要目及び船体形状を図２６に示す。
Ｌｐｐ＝１７８．８ｍ Ｂ＝３５．０ｍ 型深さＤ＝１８．５ｍ、構造喫水（Ｔｓ）＝１３．２５、Ｃｐ＝０．８２０６（Ｌ／Ｂ＝５．１０９、Ｌ／Ｂ・（１−Ｃｐ）＝０．９１６）である。
船速＝１４．５ノットであるので、Ｂ＝３５ｍとし、限界Ｂ値＝３１．４ｍより大きい。採用したＨｅ／Ｂ＝０．３６０９であり、（Ｌｅ）／Ｂ＝１．３９である。またＨｒ／Ｂ＝０．５５４１、Ｃｂａ＝０．８１１３である。

また、プロペラ直径（Ｄｐ）／計画喫水（Ｔｄ）＝０．６７１であり、このプロペラが装着できる船尾端高さ（ＨＡＥ）＝１０．２ｍである。
この船は試運転及び実際の航海において、想定とおりの優秀な性能を示した。

船体側面図 船体正面線図 構造喫水（Ｔｓ）及び計画喫水（Ｔｄ）における水線形状を示す図である。 肥形船の波浪中の抵抗増加を示す図である。 船首形状を示す側面図である。 船尾形状を示す側面図である。 低速肥形船シリーズ水槽試験の造波抵抗係数（ＣｗL）をフルード数（ＦｎＬ）で整理した図である。 低速肥形船シリーズ水槽試験の造波抵抗係数（ＣｗB）を船幅（Ｂ）ベースのフルード数（ＦｎＢ）で整理した図である。 船側平面と船尾部、平行部、船首部を示す側面図である。 船首肥大度（Ｈｅ／Ｂ）及び船尾肥大度（Ｈｒ／Ｂ）を説明するための船体横断面積曲線図である。 船首肥大度（Ｈｅ／Ｂ）と造波抵抗係数（ｒｗ）の関係を示す図である。 対象船における船首肥大度（Ｈｅ／Ｂ）とＬｅ／Ｂとの関係を示す図である。 ブラントネス係数の定義を示す図である。 ブラントネス係数と反射波による造波抵抗増加の関係を示す図である。 構造喫水（Ｔｓ）及び計画喫水（Ｔｄ）における水線形状並びに水線代表角度（θ）を示す図である。 船首肥大度（Ｈｅ／Ｂ）と水線代表角度（θ）の関係を示す図である。 船尾肥大度（Ｈｒ／Ｂ）と１＋Ｋとの関係を示す水槽試験結果の図である。 ケース１〜５の試設計船の載貨重量、船長と船幅及びＣｂの関係を示す図である。 ケース１〜５の試設計船のＬ／ＢとＣｂ及びＬ／Ｂ（１−Ｃｐ）の関係を示す図である。 ケース２において、平水中及び波浪中のＢＨＰが船首肥大度（Ｈｅ／Ｂ）によってどのように変化するかを示す図である。 ケース３において、平水中及び波浪中のＢＨＰが船首肥大度（Ｈｅ／Ｂ）によってどのように変化するかを示す図である。 ケース１〜５の１４．５ノットにおける平水中所要馬力の比較図である。 ケース１〜５の１４．５ノットにおける波浪中所要馬力の比較図である。 ケース１〜５の１４．５ノットにおける想定される航海中の所要馬力の比較図である。 ケース１〜５の試計算により推定した最適Ｈｅ／Ｂが肥大度（Ｌ／Ｂ（１−Ｃｐ））によってどのように変化するかを示す図である。 実施例１の主要目及び船体形状を示す図である。

１ 船体
２ 船首バルブ
３ 船首部
４ 平行部
５ 船尾部
６ プロペラ
７ 舵
Ａ．Ｐ． 船尾垂線
Ｂ 船幅（型幅）
Ｄｐ プロペラ直径
Ｆ．Ｐ． 船首垂線
Ｈｅ／Ｂ 船首肥大度
Ｈｒ／Ｂ 船尾肥大度
Ｌｏａ 全長
Ｌｐｐ 垂線間長
Ｌ_ＷＬ 水線長
Ｌｅ Ｆ．Ｐ．から船首平行部端位置までの距離
Ｌｒ Ａ．Ｐ．から船尾平行部端位置までの距離
θ 船首水線代表角度
Ｔｓ 構造喫水
Ｔｄ 計画喫水

Claims (4)

1. 垂線間長（Ｌｐｐ）／船幅（Ｂ）＝５〜６、構造喫水で無次元化した方形係数（Ｃｂ）＝０．７８〜０．８４であって、船速（ｖ）の船幅（Ｂ）ベースフルード数（ｖ／（ｇ・Ｂ）^１／２）が０．４２５以下となる限界Ｂ値以上の船幅を有し、
   船体前半部各位置での構造喫水線下の正面断面形状が、水線から下に向かう垂直線と、それに接して船底に至る円を含む楕円の一部または、それに接して漸次幅を減少する曲線によって構成される船首バルブなし船であって、
   プロペラの直径が、計画喫水（Ｔｄ）の６５％以上であり、船尾後端の船底からの高さが、計画喫水（Ｔｄ）の９５％〜１００％である船舶において、
   船体平行部の船首端位置と船首垂線（ＦＰ）位置との間の船長方向長さ（Ｌｅ）が、船幅（Ｂ）に対し、１．１５Ｂ≦Ｌｅ≦１．６５Ｂの関係にあることを特徴とする船舶。
2. 構造喫水線形状または計画水線形状において、船首垂線（ＦＰ）から垂線間長（Ｌｐｐ）の２．５％後方位置の水線幅位置と船首垂線（ＦＰ）とを結ぶ直線の角度が４６度〜５６度の間にあり、かつＬ／Ｂ（１−Ｃｐ）が１．０５より小さいことを特徴とする請求項１記載の船舶。
3. 全長（Ｌｏａ）１７０ｍ以上１９５ｍ以下、船幅（Ｂ）３０ｍ以上３６ｍ以下、構造喫水（Ｔｓ）が１３ｍ以上１３．５ｍ以下、載荷重量５万２千トン以上５万７千トン以下の化学液体積載船において、
   船速（ｖ）の船幅（Ｂ）ベースフルード数（ｖ／（ｇ・Ｂ）^１／２）が０．４２５以下となる限界Ｂ値以上の船幅を有し、
   船体前半部各位置での構造喫水線下の正面断面形状が、水線から下に向かう垂直線と、それに接して船底に至る円を含む楕円の一部または、それに接して漸次幅を減少する曲線によって構成される船首バルブなし船であって、
   プロペラの直径が、計画喫水（Ｔｄ）の６５％以上であり、船尾後端の船底からの高さが、計画喫水（Ｔｄ）の９５％〜１００％であって、
   船体平行部の船首端位置との間の船首垂線（ＦＰ）位置の船長方向長さ（Ｌｅ）が、船幅（Ｂ）に対し、１．１５Ｂ≦Ｌｅ≦１．６５Ｂの関係にあることを特徴とする船舶。
4. 構造喫水線形状または計画水線形状において、船首垂線（ＦＰ）から垂線間長（Ｌｐｐ）の２．５％後方位置の水線幅位置と船首垂線（ＦＰ）とを結ぶ直線の角度が４６度〜５６度の間にあり、かつＬ／Ｂ（１−Ｃｐ）が０．８〜１．０５の間にあることを特徴とする請求項３記載の船舶。