Measured(Ohmori) Present Method A.P.
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A.P.vi 与舎内勤。
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A.P. A.P.
4 . 7 結 日
本章においては，船体まわりの剥離境界層を離散的な渦糸で表現し，剥離点，渦糸 の流出法および渦強さの減衰を流れの可視化実験の報告を参考に仮定して，実際の流 場に促した表現ができるようにモデル化を行なった。さらに， A船型と B船型に対す る渦糸分布の計算結果と CFDによる渦度分布の計算結果，および流場観測による渦 度分布の計測結果の傾向を比較することで，本章で提案した渦モデルの妥当性につい て検討を行ない，以下に示すような結果を得た。
(1)両舷のビルジ部において，フレームラインとベースラインの接点を剥離点と仮定 した。
(2)各船体横断面から流出した渦糸の流出方向は，渦糸相互の影響を考慮するために，
各渦位置における誘導速度を求めることで決定した。
(3)それぞれの渦糸の強さに時間的な減衰を考慮し，無次元旋回角速度の大きさに応 じて，その減衰の度合いを変化させることにした。
(4) sという係数を新たに定義し，各船体横断面において新たに発生する渦糸の初期 位置と剥離点との距離を，吃水と係数 sの積で表現した。
(5)剥離渦層の発達過程を簡単にモデル化し，係数 sの値を船首より船尾方向に向 かつて船長方向に線形的に大きくしていく手法を提案した。とりわけ，船体流体 力の推定結果に対して大きな影響を及ぼすと考えられる，
A . P .
断面における渦糸 の初期発生位置を表わす係数 sを新たにらと表現し直し，その値を変化させる ことで渦モデルの妥当性について検討を行なった。( 6 )
本論文においては，A . P .
断面での渦糸の初期発生位置を表わす係数 Sα として，一般貨物船型で 0.07，VLCC船型で 0.04，コンテナー船型で 0.05，そして A船 型， B船型および C船型は共に 0.05という値をそれぞれ用いて数値計算を試 みた。
(7) A船型と B船型の斜航運動に対する渦糸分布の計算結果と，東京大学において 計算された CFDによる渦度分布の結果との比較から， Face側のビルジ部で剥離
した渦糸が A.P.断面において形成する密な渦糸分布の傾向に，若干の差が見ら れた。しかしながら，両舷のビルジ部に剥離線を仮定しているため，特に流れに 対する上流部分においては， CFDによる渦度分布の計算結果に現われている特 徴を本計算法の結果でも良く捉えていると思われる。
(8) A船型と B船型の斜航運動に対する渦糸分布の計算結果と，船舶技術研究所に おいて計測された流場観測による渦度分布の結果との比較から， Back側のビル ジ部で剥離した渦糸を中心に形成される密な渦糸分布は，流場計測による渦度分 布に両船型とも傾向が良く一致していることがわかった。
(9) A船型と B船型の旋回運動に対する渦糸分布の計算結果と，東京大学において 計算された CFDによる渦度分布の結果との比較から， 8.8l.
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やA.P.断面におい ては渦糸の分布範囲に多少差があり，船尾部分の流場の傾向に若干の差が見られ た。しかしながら， 8.8.2断面より前方の流れの上流部分においては， CFDの結 果における渦度の強い部分に本計算法の結果でも渦糸が密に分布しており，比較 的良く傾向を捉えていることがわかった。(10) A船型と B船型の旋回運動に対する渦糸分布の計算結果と，東京大学において 計測された流場観測による渦度分布の結果との比較から， CFDによる渦度分布 の計算結果と比較した場合と同様に，船尾部分において両者の傾向に若干の差が 生じていることがわかった。
(11) (7) rv (10)の結果から，本章で提案した渦モデルを用いることで，比較的実際の 流場に近い状態を表現できることがわかった。また CFDに比べて非常に短い 時間で向精度の結果が得られることは，本計算法の長所の一つであると考えられ る。さらに， A船型と B船型に対する渦糸分布の計算結果においては，その分 布範囲に両船型で差が現われており また その傾向が CFDや流場計測による 渦度分布の結果に比較的一致していることから，本計算法は局部的なフレームラ イン形状の違いを考慮して 船体まわりの流場を表現することが可能であること がわかった。
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