れた。ここで，本船の船型要素を，図A2−3(1)〜(2)にそれ ぞれ実船（□），模型（△）で印しておいた。この場合，い ずれも回帰式に用いた要素項の範囲内にあるが，境界付近に あるものもあり，これが算定式に大きく影響したことも一因 とも考えられる。
以上の試験結果をまとめると，従来から言われていること であるが，本試験の和船の場合においても，水槽試験の120 船型の船型要素から算定した重回帰式を模型あるいは実船に 当てはめる場合，船型要素の使用範囲内ではある程度有効と 思われるが，境界付近では算定誤差が大きくなるおそれがあ ることが判った。
これを解決するには，船型要素の境界付近の船型モデルで 水槽試験を重ね，そのデータを蓄積するか，あるいは重回帰 式の説明変数である船型要素そのものの見直しを計る必要が あると思われる。
また表A2−4で見た通り，船型要素の回帰式に影響する項 の正負の傾向も一定ではなく，またFn∇の小さい低速の範囲 では多少大きめの誤差を生じてはいるが，抵抗値も小さく許 容される範囲にあると考えられた。また，同じく高速の範囲 についても誤差発生のパーセントはかなり小さく，十分実用 に供せられるものと考えられるが，今後は更に精度を上げる ためのデータの蓄積のほか，解析に必要な船型要素項の検討 も必要と考えられる。
表
A3−1(b) マナドダブルリガーカヌーの模型試験時の 船型要素など（船首突起物付：縮尺20/50）Hull-type elements of Manado dugout double rigger canoe for the model towing test (with snout and scale ratio is 20/50).
表
A3−1(c) マナドダブルリガーカヌーの模型試験時の船型要素など（船首突起物なし：縮尺20/50）
Hull-type elements of Manado dugout double rigger canoe for the model towing test (without snout and scale ratio is 20/50).
図
A3−1 ケンダリの単胴型カヌーの線図，プリズマカーブおよび排水量等曲線図 Hull lines, hydro-static curves and prisma curve of Kendari dugout canoe.トリムを変えた事により抵抗は小さい順にstern trim＜even keel＜head trimであり，これは船速が大きければより明らか となる。これはこの船の場合，前後方向の浮心（mＢ）位置 やプリズマ曲線の中心が船首側にあり（図A3−1参照），船 首トリムにすると浸水面積部分が他の場合に比べより大とな
り，これに伴う造波抵抗の増大が認められた。
また，図A3−4(b)〜(c)のダブルO/Rの場合，模型Ｃの船首 トリムにおいては，O/R先端がFn∇の全般に渡って没入した 状態で曳航され（図A3−5），これが抵抗に大きく作用した と考えられる。しかし，模型Ｂの場合，同様の船首トリムで
図
A3−2 マナドダブルリガーカヌーの線図，プリズマカーブおよび排水量等曲線図（船首突起物の有無の場合を含む）
Hull lines, hydro-static curves and prisma curve of Manado dugout canoe with snout and without snout.
図
A3−3 ケンダリの単胴型カヌー抵抗試験結果（満載・半 載の比較）Fn∇-0.5γtcurves of Kendari dugout canoe for model towing test (comparison full-load and half-load).
図
A3−4(a) ケンダリの単胴型カヌー抵抗試験結果（載荷状態でのトリム変化）
Fn∇-0.5γtcurves of Kendari dugout canoe for model towing test (comparison the trim condition with full-load).
この傾向が表われなかったのは，速度が大となり，半滑走状 態となった場合でも，本体船首部突起（snout）がカヌー船体 の船首沈下を抑制する作用があったことが認められる（図 A3−6）。
その他の場合は，船型がほぼ前後対称であり，O/R先端の 没入等がなかったためか試験範囲内においては，トリムを変 えた事による抵抗の違いはほとんど認められなかった。
また，O/R浮木もその据付け高さを変えて船尾トリムとし て使用した場合，試験した排水量フルード数（Fn∇）の全般 にわたり，抵抗値は他の基本状態のものより小さくなる傾向 があった。
Ⅲ）船首形状の違いによる場合
そこで，snoutの有無の影響について，稼動時の等喫水で 抵抗試験を行った結果を同様に図A3−7に示す。これによれ ば，snoutのある場合，Fn∇の全範囲にわたって抵抗はやや小 さいと言える。この船型は，潜水漁業の必要性等から現在迄 踏襲されて来たA11)ものと考えられるが，前述したように航 行時における船首の波中への突っ込みを防ぐと共に，船長を 長くする効果もあるように思われる。
Ⅳ）O/Rの有無による場合
O/Rの抵抗を推定するために模型Ｂについて，表A3−1(b) に示すようなO/R１本の場合（但し船尾トリム），O/Rを取り 去った単体の場合と，基準となるダブルO/Rの稼動状態にお ける抵抗値とを比較して，図A3−8に示す。なお，この場合，
両者の喫水が等しくなるように調整した。但し，この単体の 場合は，同喫水では安定しないため，安定するまで船底に重 量を加えた結果，予定より2.3cm（実船換算5.7cm）喫水が増 加した。よって単体の場合，図に示す抵抗係数よりもまだ小 さな値を示すと考えられる。図によるとFn∇の1.0以下の比
図
A3−5 マナドダブルリガーカヌー（模型Ｃ：船首突起物なし）1.3m/sでの曳航状態
Profile view of Manado dugout canoe with double outrigger under the towing test (model C : without snout). Tram speed is 1.3m/sec.
図
A3−6 マナドダブルリガーカヌー（模型Ｂ：船首突起物 付）1.3m/sでの曳航状態Profile view of Manado dugout canoe with double outrigger under the towing test (model B : with snout).
Tram speed is 1.3m/sec.
図
A3−4(b) マナドダブルリガーカヌー抵抗試験結果（トリム変化）模型Ｂ（船首突起物付）の場合 Fn∇-0.5γt curves of Manado dugout canoe for model towing test (comparison the trim condition under half-load with snout).
図
A3−4(c) マナドダブルリガーカヌー抵抗試験結果（トリム変化）模型Ｃ（船首突起物なし）の場合 Fn∇-0.5γt curves of Manado dugout canoe for model towing test (comparison the trim condition under half-load without snout).
図
A3−7 船首形状の違いによるマナドダブルリガーカヌー (模型Ｂ：船首突起物付，Ｃ：船首突起物なし）の抵抗試験結果
Fn∇-0.5γt curves of Manado dugout double rigger canoe for model towing test (comparison with or without of snout under half-load and even keel).
較的低速部では，ダブルあるいはシングルO/Rが造る波と船 体が造る波との干渉による抵抗値の起伏が見られるが，これ らの干渉を無視して考えると全Fn∇を通して，全抵抗係数値 は，およそ0.01程度と見積られる。但し，この場合，船体に 対するO/R浮木（２本）の浸水面積比は約35％（初期値，静 止状態）であった。
また，O/Rが１本の場合，抵抗値はこれらの中間に位置し ている。