AnExaminationonBladeFailureofMarinePropeller 舶用プロペラの翼損傷に関する一考察

舶用 プロペ ラの翼損傷 に関す る一考察

川 添 強 * ･ 錦 戸 真

AnExami nat i o nonBl adeFai l ur eo fMar i nePr o pe l l e r

by

Ts u y o s h iKAWAZOE*a n dS h i n goNI SHI KI DO

Sof arani mpac tf or c eofdr i f t woodorhi ghf l uc t uat i ngs t r e s si nduc e dbyhydr odynami cf or c ehave be e nr e gar de dast hemai nc aus e sofbl adef ai l ur eofpr ope l l e r s . Li t t l eat t e nt i onhasbe e ngi ve nt ot he poi nto fane xc e s s i vevi br at or ys t r e s st r a ns mi t t e dbymai ne ng ine. Ourc onc e r ni st oe xami net hehi g h vi br at or ys t r e s sduet ot her e s onancebe t wee nt heaxi alvi br at i onandt henat ur alf r eque nc yoft he bl ade. Wes howe dt hepos s i bi l i t yofbl adef ai l ur ec aus edbyt heaxi alvi br at i onandal s odi s c us s e dt he bt i mat i onpr oce s soft hevi br at or ys t r e s si ncl udi ngt hee xpe r i mant aldat aonnat ur alf reque nc yoft he

bl adei ns eawat e r .

Ke ywor d:Mar i nePr opel l e r , Vi br at i onofRot ai ngBody,Nat ur alFr eque ncy,Li f ePr edi c t i on, Fr ac t ur e Me c hani c s ,Cor r os i onFat i gue

1. は じ め に

従来, プロペ ラ翼 の折損事故 は,異物 との衝突や流 体 力 による高 い変動応力 が主要因 とされて きた. しか し ,H. Ke i l等

は振動 による翼折損 の可能性 を指摘 し た.彼等 は,振動 の大 きい貨物船 に装備 した直径 6. 1 m の プロペ ラ翼面上 にス トレイ ンゲー ジを貼付 し,翼面 上 の応力 を計測 した. その結果, 6 シ リンダの主機 に 対応 す る 6 次 の引張応力 の ピー クが プロペ ラの前進面 と後進面 に発生 した こ とを報告 してい る.また,M. ち . Wi l s on 等

は直径 6 . 4 m の補給艦 のプ ロペ ラ選定 にお いて, プ ロペ ラ軸 の縦振動数 と翼 の 2 次モー ドの固有 振動数が非常 に接近 してい る ことを指摘 し, プロペ ラ の再設計 を行 ってい る.

この よ うに,主機 (また はプロペ ラ軸)の縦振動数 と 翼 の固有振動数が接近す る と,共振 とい う危 険 な事態

を招 く. ここで は,振動 による翼 の折損 の可能性 にス ポ ッ トをあて,設計段 階で共振 を回避 す る上 での問題

点 を検討 した. また,模型 プロペ ラを用 いて空気 中お よび水 中の翼 の固有振動数 を計測 し,両者 を比較 した.

2. 翼折損の主要因子

図‑1 にはプロペ ラ折損翼 の破 断面 の一例 を示す.一 般 に翼が折損 す る と,破 断面 は貝殻模様 を呈 す ること が多 く,疲労破壊 によって破 断 してい る ことを示唆 し てい る.疲労破壊 に到 るまでの原因,即 ち疲労亀裂発 生 お よび進展 の主要 因子 として は次 の ものが挙 げ られ

る.

1)設計段 階で船級等 の規定値 よ りも薄 い翼厚 を設計, また はハ イ リースキュー ド ･プ ロペ ラで起 こ り易 い 翼後縁での応力集 中部 を残 した翼設計. これ に通常 の前進航行時 の流体力が作 用す る とき,材料 の疲労 限度以上 の応力が生 じて,翼 に疲労亀裂 が発生 し進 展す る3 ) , 4 ) .

2 )鋳物特有 の鋳巣等 の微小材料欠 陥部 や溶接補修 に 平成 8 年1 0 月 1 8 日受理

*機械 システム工学科 ( De pa r t me ntofMe c hani c alSys t e m Engi ne e r i ng)

**三菱重工業 ㈱ ( Mi t s ubi s hiHe avyI ndus t r i e s ,LTD. )

3 8 川添 強 ･錦戸真吾

図 ‑1 折損翼の破 断面 の外観

よる材料 の耐力以上 の残留応力部 に,使用応力が付 加 されて疲労亀裂が発生 し進展.

3 )過度 な不均一流中で作動す るために,翼部 に作用 す る過大変動外力. これ は船尾形状,載貸条件 お よ び海象条件 に深 く関係す るもので,19 80 年代前半 の 自動車専用運搬船 のプロペ ラ折損事故 の主要因子 と 考 え られてい る.

4)就航 中に流木等が翼 に衝突 し,衝撃力 によ り翼表 面 に亀裂が発生.

5 )主機 の起振力がプロペ ラ軸 を介 して伝達 され る振 動外力 ( 軸振動外力 と呼ぶ),即 ち軸 の縦振動 と翼 の 共振 による疲労亀裂 の発生 と進展.

今 日までの プロペ ラ折 損事故 を顧 み る と,上 記 の 1), 2), 3) お よび 4 )の単独 また は複合原因 による ものが多 く, これ らについてはその対策 のためにかな りの調査研究が なされてい る5 ) .

ここで はあ ま り類例 を見 ない 5 )の軸振動外力 に焦 点 を絞 り,巽折損 との関係 について考察す る.

3. 軸振動外力 による翼折損の特徴

図 ‑2 はプロペ ラ軸 の縦振動 と翼後進面 の応力 との 関係 を示す.通常前進時の流体力で は, プロペ ラ翼 の 後進面 には圧縮応力 のみが発生す るが,プロペ ラ軸 系 に縦振動が存在 す る と,引張応力 も発生す ることにな る.従 って, この引張応力 は後進面 の微小材料欠陥か

ら亀裂 を発生 させ る.一般 にプロペ ラの鋳造 は,通常 前進時 に引張応力が発生 す る前進面の品質 をよ り重要 視す ることか らと,前進面 に比べて後進面 に微小鋳造 欠陥が発生 しやすい. これ を起点 とす る後進面 での亀 裂発生 は,軸振動外力 の特徴 の一 つ と言 える.

もう一つの特徴 は,翼折損 までの寿命 が非常 に短い ことである.図 ‑3 はプロペ ラ 1 回転 中における翼根部 の変動応力計算例 を,通常前進時 の流体力 によるもの と軸振動外力 ( 主機 は 5 シ リンダ)による もの ( 冥振動 応力 と呼ぶ)に分 けて示す.流体力 による変動応力 はプ ロペ ラ 1 回転 中に 1 回の変化 を示すが,軸振動外力 に

図 ‑2 プロペ ラ軸振動 と巽後進面 の応力

9 1 9 6 6 5 0

(N∈

uJ

N ) O P n l ニd ∈ v

1S

‑ ‑due t O Vi br at i on

‑‑‑ ‑due t o Hydr odynami c For ce

＼

+ 60 ′

＼

＼

一一一 ノ

‑‑ ‑ . ･ . ･ . ･ . . ･ . ■ ‑. 一 一 ̲ ‑ ■ ■ . . 一 一

l

pr opel l erRot at i ng Angl e( deg)

図 ‑3 翼根部 の変動応力計算例

よるものは 5 回の繰 り返 し応力 となる.従 って,前者 に比べて後者 による巽の疲労亀裂の進展速度 は 5 倍 と な り,疲労寿命 を著 しく短縮す る. また,流体力 によ る変動応力 と巽振動応力が加算 されて,応力振幅 を大 きくす ることが考 えられ る.

4. 翼振動応力の推定プ ロセス と問題点

図 ‑4 に翼振動応力の推定プロセスを示す.このプロ セスの中で最 も重要なステ ップは共振の可能性評価で ある.主機 によって誘起 され るプロペラ軸 の縦振動数 ( 1 )と水中における翼の曲げ固有振動数 ( 3) が接近す る と,共振の可能性が出て くる.前者 は計測 により精度 良 く振動数 を把握で きる. しか し,後者 については, 例 えば対象が直径 8 m ,重量 4 0 t o n の大型 プロペ ラ と なると, これ を水中に没 して固有振動数 を計測す るこ とは非常 に困難 となる.従 って , ( 3) は ( 2) の空気中の 巽の曲げ固有振動数の計測結果 をもとに,計算 により 推定せ ざるを得ない. この推定精度が第‑ の問題点 と なる.

第二の問題点 は,ステ ップ( 5) の共振 による冥振動応 力の計算精度である.即 ち, プロペ ラ軸の縦振動振幅 を計測 して, これがプロペ ラ巽 に強制伝達 される時, 翼先端での振幅が何倍 に拡大 されるかを推定する必要 が あ る. このためには,水 中にお け るプ ロペ ラ材料

( A I BC3 ) の対 数減衰率や共振特性 を精度 よ く把握 し なければならない.その後,図‑5に示す ように FEM を用いて実機 プロペ ラ翼の変位 ( 振幅)と応力の関係 を 計算 し,振動応力が推定で きる.第二の問題点 は今後

図 ‑4 翼振動応力の推定プロセス

の研究 に譲 り, ここでは第‑の問題点である水 中 と空 気中における翼の固有振動数の相違 について検討する.

5. 空気中 と水中における翼の固有振動数計測 直径 25 0 mm の模型プロペ ラを用いて,空気 中 と水 中における巽の固有振動数 を計測 した.表 ‑1 に模型プ ロペ ラの主要 目を示 し,図 ‑6 に水中における固有振動 数の計測状況 を示す.実験では水槽内の定盤 に模型プ ロペ ラを固定 し,前進面 を上 にした状態で加振器 によ り 0 . 9 5 R の前 縁側 と 0. 5 R の G ライ ン上 を加振 しなが ら ,0. 9

の後縁側 と 0 . 3

の G ライン上の振動加速度 を 各々計測 した. まず,水槽 に水 を入れない状態で翼 を

2 4

7

9 9

Symbol Val ue 1 ‑1 . 69

2 1. 85

3 5. 4 0 4 3. 96 5 1 . 25 6 1 . 60 7 1 . 9 6 8 2. 31 19 2･ 由1

1 0 3. 02

事暮先 端 部 の 変 位 1. O J n m 8 こ 対 す る

第 9

蛾 の 応 力

♂‑2. 69N/mm

図‑5 FEM による振動応力の計算結果例

図 ‑6 水中における固有振動数の計測

4 0 川添 強 ･錦戸真吾 加振 して空気 中の固有振動数 を計測 した後,徐々 に水

を注入 しなが ら水位 に対 す る固有振動数 の変化 を調査 した.

図 7 に水位 と翼 の曲げ一次モー ドの固有振動数の関 係 を示す.空気中お よび巽の一部 が没水 した状態では, 固有振動数 に多少のば らつ きが見 られ るが,完全 に没 水す るとほぼ一定 になることが分 か る.即 ち,翼の曲

げ一次の固有振動数 は

空気 中 f a ‑9 5 0 ‑9 6 2 ( c ps ) 完全没水中 f u ) ‑3 7 0 ( c ps ) とな り,両者 にはかな りの差があることを確認 した.

この差 は水付加 の減衰効果 によるもので,固有振動数 の次数が高 くなるにつれて水付加 の減衰効果 は薄れ, 両者 の差 は減少す る.

ここで,両者の比 ( 水付加比 と呼ぶ)は, a ‑ f u ) / f a‑0 . 3 8 5 ‑0 . 3 8 9

となる.

水付加比 はプロペ ラの寸法お よび形状 と深 く関係す るため,種々のプロペ ラについてデータを蓄積 し,高 精度で水付加比 を推定す る実験式の確立が重要 とな る.

6. 疲労寿命の推定 と冥折損の防止法

図‑4中の共振 に よる翼振動応力の計算が実施 され た後,疲労寿命 を推定す る.プロペ ラ材料 ( AI BC3) の 海水 中にお ける疲労亀裂伝播試験 の結果,疲労亀裂伝 播速度 ( d a/ d N) と応力拡大係数範囲 ( △K) との関係 は 次式で示 され る.

da / d N ‑C( AK) m

△K‑i ( A 6 , 2 ,T)

但 し, △6: 翼 変 動 応 力, T :翼 厚 ,a: 亀 裂 深 さ,

〟 : サイクル数

( 5) 式 中の係数 C とm を求 め るた めに種々の研 究が なされてい るが,その主な ものをまとめる と表 ‑2 の よ

表 ‑2 AI BC3 材 の疲労 き裂伝播係数 ( ♂mi n/♂max‑ 0. 4)

Wr i t e r Coe f ( C) f i c e pt Co e ( f m) f i c i e n t Re ma r ks Ue da 1 . 8 7 ^{× 10‑1 3} 4. 5 AK>? O kg/ mm ^{2/ 3} To k u d a 4 , 7 9 ^{× 10‑1 3} 4. 7 ､ △K >2 0 kg/ mm

̲ Ko g h i n o 7 . 2 4 ^{× 10⊥1 3‑} 4. 毎 4K ≦2 . 0 kg/ 叩m ^{21 3}

うになる.この中で植 田等

お よび Tokuda 等

は,初 期亀裂 ( 初期材料欠陥)の形状 か ら求 め られ る △K が下 限 界 応 力 拡 大 係 数 範 囲 △Kt h( 1 81 1 9 kg/ mm 2/ 3 ( 1 1 7

‑ 1 8 6 N/ mm

以下であれ ば,亀裂 の進展が極端 に遅 くほ とん ど進展 しない ことを報告 している.一方,越 野等

は △ 方が 2 0 kg/ mm

( 1 9 6N / mm

以下で あっ て も, ゆるやか に亀裂 が進展す る もの として,翼 の疲 労破壊 に対 して安全サイ ドの計算式 を導いている.

次 に共振 によるプロペ ラ翼 の折損 を防止す るために は, まず起振源 とな る主機 の縦振動 を極力減 らす こと が重要である.最近, ディーゼル主機 のシ リンダ数 の 減少 に伴 い縦振動が増加 し,主機 と船体間のサポー ト の亀裂発生が報告 されてい る. この ように大 きな振動 が海上試運転等で検 出 された場合 は,振動 アブソーバ 等 を追設 して起振力 を緩和す ることによ り, プロペ ラ 翼の振動応力 を低下 させ る ことが実用的な対策 となる.

事前 に巽 の固有振動数が,軸 の縦振動数 に接近 しない ことを見極 めることがで きれ ば問題 は解決 され るが, このた めには記述の ように,水 中の巽の固有振動数の

秦 ‑1 模型 プロペ ラの主要 目

Di a me t e r D 2 5 0 mm Pi t c hr a t i o P 1. 0 5 EXpa nde d‑ ar e ar a t i o Ae/ Ad 0. 6 2 5 Numbe rofbl ade s ̲ Z 5 .

○ : ^{0. 95}

^{, 0. 9}

● : ^{0. 5}

^{G. L}

^{振 , 0. 3}

^{G. L}

5 1 0 15

プロペラボス下面か らの高 さ H (m )

図 ‑7 水 中にお ける翼の固有振動数

推定精度 をプラッシュ ･ア ップす ることが必要 となる.

7. ま と め

他 の鋳物部材の損傷 と同様 にプロペ ラ翼 の折損 も, その原因 に無関係 に材料強度 の弱 い部分 を起点 として いる.従 って,折損 の起点 には大 きさの違 いはあって ち,材料欠陥 を発見す ることがで きる.現在 の砂型鋳 造法で は鋳巣等の微小欠陥 を皆無 にす る ことは困難で あるため,翼 の折損事故が起 こる と,材料欠陥のみが その原因 としてクローズア ップされ ることが多い よう である.

筆者等 は今 日まで,い くつかのプロペ ラ翼の折損事 故 に立 ち会 ったが, その中には異物衝突 による外傷 も な く,破壊力学的 にみて も亀裂 の発生,進展が有 り得 ない ような極 めて微小 な材料欠陥 を起点 として,疲労 破壊 しているもの も含 まれている. この原因 としては, 共振 の可能性 を否定 で きない.記述 のように,振動 と 翼折損 を明確 に関連付 けるためには,水中 における翼 の固有振動数や共振 による翼の振動応力の推定精度 に 問題が残 る. これ らの解決 のために, さ らに系統的な 実験 と理論解析 を試 みたい.

参 考 文 献

1)H,Ke i l ,e ta l リJ ahr buc hSTG6 4( 1 9 7 0 ) ,2 0 3 . 2)H. B .Wi l s on,e tal .SNAMETr ans ac t i on,Vo l .

1 9 0( 1 9 8 2 ) ,2 7 7 .

3) 川添 ･他 3 名,舶用機関学会誌 ,2 3‑ 4( 1 9 8 8 ) , 2 5 7 . 4)T,Sas a j i ma,e ta l . ,西部造船学会報 ,7 4( 1 9 8 7 ) ,

1.

5) 久米,第 2 回舶用プロペ ラに関す るシンポジウム, 日本造船学会 ( 1 9 7 1 ) ,8 1 .

6) 植 田･ 他 2 名,舶機講 1 7 回論文集 ,31 1( 1 9 7 4 ) ,1 4 7 . 7)S.Tokuda,e ta l . ,SNAME′7 8 Sympos i um

( 1 9 7 8 ) ,5 ‑1.

8) 越野,佐々木,舶用機関学会誌 ,2 3 ‑ 6( 1 9 8 8 ) ,2 4 .