Overwegingen bij het gebruik van staal met hoge rekgrens in schepen

KONINKLIJK INSTITUUT VAN INGENIEURS

°

CQnstructiedae van de Sectie voor Scheepstechniek Van het

op 8 maart 1968 te Delft

_

Overwegingen bij het gebruik van staal

met hoge rekgrens in schepen

door

ir. J. J., W. NIRBERING

Delft University of Technology

"

Ship Hydromechanics laboratory

Library

r

Mekelweg 2,

26282 CD Delft

Phone: +31 (0)15 2786873

p.mdeheer©tudelft.n11

'Overdruk hit het weekblad DE INGENIEUR% nr.. 26, 1968', Werktuik- en Scheepshouw 12.

I..

0-K.I.v.I.

Summary: Considerations about the use of higher strength steels in shipbuilding.

After a short introduction about the properties of these steels and connected welding aspects, the strength under compressive, tensile and bending loads of H.S. steel structures is discussed.

In compression there is no danger of elastic bruckling of plate-stiffener combinations as a whole, when H.S. steels are used, provided

thatlocal instabilities are avoided. These local instabilities can be

edge-buckling of slabs and shear buckling of webs of stiffeners. Addi-tional stiffening or reductions in spans are often required when the thickness of webs is reduced on account of the use of H.S. steel. A better solution is taking advantage of the present rules of the Classifi-cation Societies, which permit appreciable reductions in the thickness of deck- and bottomplating.

The tensile strength of H.S. steel structures is discussed in connection to brittle fracture and fatigue. It is argued that for most modern H.S. steels brittle fracture can be neglected as long as the nominal stresses do not exceed yield point. This means that at least reductions in weight in relation to the yield points of M.S. and H.S. steel are permissible. With respect to fatigue the situation is less favourable. Only when the average of the fluctuating stresses is highly tensible H.S. steel is advan-tageous. This is for instance the case for the deck of a ship having a large still-water hogging bending moment.

In conclusion it is considered where and in which types of ships H.S. steels should be used with preference.

1. Inleiding

'Staal met hoge rekgrens' is de wat langademige, maar voor

taal-kundigen aanvaardbare benaming voor staalsoorten die een

duidelijk hogere vloeigrens hebben dan Staal 42. Er wordt

onder begrepen alles wat in scheepsbouwkringen met 'high-tensile-steer of hoogvast staal wordt aangeduid en waarmee dikwijls Staal 52 bedoeld wordt.

Het bezwaar van de in de aanhef gegeven naam, de lengte, kan worden ondervangen door een zinvolle afkorting als Staal

H(oge) R(ekgrens), maar aangezien de staalleveranciers meestal

van 'hoge sterkte staal' spreken, zal in dit artikel de afkorting

H.S.-staal worden gebruikt. Tot voor enkele jaren is er in

koopvaardijschepen maar weinig H.S.-staal verwerkt. Dit had

Voordracht gehouden op de Constructiedag' van de Sectie voor Scheepstechniek op 8 maart 1968. Voor de beide andere voordrachten van deze reeks zie De Ingenieur 1968, nr. 24, blz. W 113 en W 123. (Voor de aankondiging zieDe Ingenieur1968, nr. 5, blz. A 65.)

WERKTUIG- EN SCHEEPSBOUW 12 / 28 JUNI 1968

Werktuig- en Scheepsbouw

12

diverse oorzaken. De prijs was hoog: het materiaal was bij

reparaties moeilijk te krijgen of te verwerken; voor stukgoed-schepen was een grate ruiminhoud belangrijker dan een laag

scheepsgewicht; het lassen van H.S.-staal leverde technische en

organisatorische problemen op. Pas toen zich een nieuw las-probleem voordeed bij de bouw van bijzonder grote schepen, namelijk het verbinden van zeer dikke platen, is het toepassen

van H.S.-staal in die schepen in zwang gekomen.

De toepassing van H.S.-staal behoeft niet beperkt te blijven tot

zeer grate schepen. In enkele Oost-Europese landen zijn diverse

vracht- en vissersschepen geheel of gedeeltelijk van Staal 52

vervaardigd. In de Verenigde Staten zijn al meer dan 20 schepen

van 10 000 BRT. gebouwd, waarin grate hoeveelheden

laag-gelegeerd staal met een rekgrens tot 700 N/mm2 (70 kgf/mm2) zijn verwerkt.

In Nederland hebben de grote werven al jarenlang ervaring

met H.S.-staal door het bouwen van schepen voor de Koninklijke

Marine. De technologische problemen zijn dus zeker niet

on-overkomenlijk. Vandaar dat in deze voordracht over deze zalcen

betrekkelijk weinig sal warden gezegd. Oak de economische

aspecten zullen op de achtergrond blijven. De aandacht zal

vooral worden gericht op een verantwoorde toepassing van H.S.-staal uit een oogpunt van sterkte. Hierbij zal blijken dat H.S.-staal niet altijd terecht wordt toegepast. Dikwijls heeft het gebruik van H.S.-staal alleen zin als extra aandacht wordt besteed aan de vormgeving van de constructie en de kwaliteit

van het laswerk.

Van de aldus ontstane winst in sterkte kan dan het grootste deel te danken zijn aan laatstgenoemde factoren en niet aan

het betere staal. Niettemin heeft dit alles ertoe bijgedragen

dat een aantal Europese werven evenzeer vertrouwd geraakt is met de verwerking van H.S.-staal als vele Oost-Europese en

Japanse werven.

loch blijft het de moeite waard om te proberen bepaalde

gewichtsbesparingen die de klassebureaus op grond van gebruik

van H.S.-staal toestaan oak te verkrijgen voor Staal 42. Deze bureaus staan tegenwoordig veel meer dan vroeger open voor

gefundeerde argumenten uit de praktijk, zeker als die vergezeld

warden van sterkteberekeningen of proefresultaten. Een van de doeleinden van dit artikel is de lezers van dienst te zijn met enIcele gezichtspunten die in een dergelijke situatie naar voren kunnen warden gebracht.

W 131

Overwegingen bij het gebruik van staal

629.12:669.14:539.4

met hoge rekgrens in schepeni)

2. H.S.-staalsoorten (Samenvatting, zie fig. 1)

Staal 52, dat voor de 2e wereldoorlog al in de scheepsbouw

gebruikt werd, is nog steeds vrijwel de enige van de

H.S.-staalsoorten die in koopvaardijschepen verwerkt worden.

Tevens mag alleen van dit steal verwacht worden dat het in de niet zo verre toekomst bet Staal 42 in belangrijke mate zal

verdringen.

De hogere sterkte van dit staal in vergelij king met St. 42 kan

op verschillende manieren al of niet gecombineerd worden

verkregen. Legeren

De eenvoudigste methode, opvoering van het koolstofgehalte, is ongeschikt omdat boven ongeveer 0,2% C de lasbaarheid slecht wordt. Een goed en algemeen gebruikt legeringselement is mangaan dat tot 1,5% weinig schadelijke bij-effecten

ver-oorzaakt. De winst in sterkte is in hoofdzaak te danken aan

de versteviging van de ferriet door het vast erin opgeloste Mn.

De winst in taaiheid is terug te voeren op de fijnere

perliet-lamellen. Si heeft eenzelfde invloed op de sterkte. Het is

boven-dien een goed desoxydatiemiddel (kalmeringsmiddel). 0,5% Si is echter maximaal bruikbaar.

tlip_pa__EIRELQ.Q.a0,VAN OF STERKTE VAN STAAI a LEGEREN: bALT DOOR C TE VERHOGEN (LASBAARHEID)

w_EI, DOOR Mn MITS <1,5, EN WEINIG Si

(<0,5,1; 5 TEVENS GOED DESOXYDATIEMIDDEL

5 KORREIVERFUNEN: BEPROEFD MODEL: Al ITEVENS

ZEER GOED DESOXYLAT IEMIDDELL

KORRELGROEI M AUSTENIETGEBIED GEREMD DOOR

Al - NITRIDEN WAARDOOR KLEINE FERRIETKORRELS. MODERN EN ZEER GOED Nb EN V.

BS SNEL AFKOELEN DEER FUNVERDEELDE NITRI -DEN EN CARBI-DEN IN FERRIET ENIGE

KORREL-VERFUNING MAAR V OORAL HARDING WAARDOOR MATIGE TAAIHEID.

DIT IS TE VERBETEREN DOOR: KALMEREN EN LAAG AFWALSEN.

NORMAALGLOEIEN VERHITTEN IN AUSTENIETGE-BIED WAAR Nb KORRELGROFJ VERUDELT.

(911 AFKOELEN NIEUWE KIEMEN,-.1 EER FUNE KORREL. SOMS GEVOLGD DOOR ONTLATEN OP

5505 700t VOOR IETS BE TERE TAAIHEID.

c AFSCHRIKKEN EN ONTLATEN: DUUR MAAR EFF ECTIEFRAE MAR TENSIETISCHE OF BAINIETISCHE STRUC

-TUUR. GEVOELIG VOOR BRANDEN, LA SSEN ETC.

Fig. 1. Middelen ter verhoging van de sterkte van staal.

Korrelverfijnen

Naast de legeringselementen kunnen korrelverfijnende

de-menten worden toegevoegd zoals aluminium, dat tegelijk een zeer effectief desoxydatiemiddel is. Als korrelverfijners zijn echter Nb (niobium) en V (vanadium) en enkele andere ele-menten veel beter en nog niet zo lang in zwang. Tijdens het afkoelen scheiden deze elementen zich bij de overgang van de austeniet- naar de ferriet-perliet-fase uit in de vorm van zeer fijn verdeelde carbiden en nitriden in de ferriet. Dit heeft een

versterkende invloed op het zwakke ferriet en werkt tevens

enigszins korrelverfijnend. Een stijging van de rekgrens is het gevolg. De kerftaaiheid van het materiaal is in deze toestand minder goed, vooral bij dikke platen, die langzaam afkoelen

(weinig korrelverfijning). Door kalmeren en afwalsen2)bij lage temperatuur is dit te verbeteren. Meestal wordt echter

`normaal-gegloeid'. Het staal wordt even in het austenietgebied verhit en vervolgens in rustige lucht afgekoeld. Door de aanwezigheid van de genoemde Nb- of V-precipitaten kunnen de

austeniet-21 De deformatie bij betrekkelijk lage temperatuur veroorzaakt rekristallisatie, dus korrelverfijning.

korrels niet `groeien' tijdens het opwarmen en in de

austeniet-fase, waarna bij het afkoelen het ontstaan en uitgroeien van

meerdere kiemen per austenietkorrel de korrelverfijning geeft.

Het nommalgloeien wordt soms gevolgd door ontlaten op 6 a

700 °C. Dit kost enige sterkte, maar verbetert de taaiheid

door-dat eventueel ontstane martensiet (vooral aan de

buiten-oppervlakte van de pleat) wordt omgezet.

Afschrikken en ontlaten

Dit is een duur fabricageproces maar zeer effectief; het is te vergelijken met het harden van gereedschappen. Aileen is het

koolstofgehalte van de staalplaten lager. Men verkrijgt een zeer fijne, enieszins martensietische 3) of bainietische structuur. Begrijpelijk is dat een dergelijk materiaal zeer gevoelig is voor bewerkingen als warmvervormen, branden en lassen.

M.b.v. de methoden a. en b. zijn rekgrenzen van 350 tot 420

N/mm2 (35 tot 42 kgf/mm2) te verwezenlijken. In sommige gevallen wordt het laatste bedrag mede bepaald door ongeveer

0,5 % Ni. Met de derde methode kan men nog jets verder komen. In de eerstkomende jaren zal men met de tot nu toe besproken

staalsoorten goed uit de weg kunnen. Het is niet te verwachten dat een rekgrens hoger dan 420N/mm2 (42 kgf/mm2) behalve

bij hoge uitzondering in de scheepsbouw vereist zal zijn. Dit

zal in de volgende hoofdstukken worden toegelicht.

3. Het lassen van H.S.-staal (Samenvatting, zie fig. 2)

Voor de stalen die geen korrelverfijnende elementen als Nb en V bevatten en niet normaalgegloeid zijn, zoals een AlSi-gekalmeerd, laagafgewalst mangaanstaal, is de invloed van het lassen soortgelijk aan die bij St. 42. Bij de micro-gelegeerde, fijnkorrelige stalen is het belangrijkste probleem dat de

fijn-verdeelde nitriden en carbiden boven ongeveer 1050 °C in

oplossing gaan, waardoor onmiddellijk grote korrelvergroving

optreedt. In [7] is aangetoond dat dit verschijnsel alleen bepaald

LASSEN VAN H.S. -STA AL. NO-STALER ZONDER Nb OF V. INVLOED VAN HET LASSEN ALS (33 St..,

vOORVERWARMEN OM HARDING EN UNDER-BEAD CRACKS TO VERM9DEN MEESTAL NIET NODIG, MAAR

RU VOCHTIG KOUD WEER WEL Ain/ TE 8E VELEN,

VOORAL EVJ NET GEBRUIK VAN NIET -BASISCHE

ELEKTRODEN. GRONDLAAG IN OWED PLATEN ALTIJD BASISCH. STALEN MET Nb OF V.

DE FUNVERDEELDE NITRIDEN EN CARBIDEN GAAN BOVEN 01055.0 IN OPLOSSING, HIERDOOR STERKE KORRELGROEL

SNEL LASSEN EN KLEINE HEAT -INPUT BEPEF(KEN

DE BREEDTE VAN DE GROFKORRELIGE ZONE. DUG MEER LADEN TECHNIEK(VOORAL BIJ 'E.G-EN UM-LASSEN) NOODZAKELUK; GEEFT VEREDELEND EFFECT. BEZWAAR GROTE SNELHEID: HARDING KANS OP UNDERSEA() -CRACKS, VOORAL ALS LASMATERIAAL

VEELH2 BEVAT; GEBRUIK DUD BASISCHE ELEKTRODEN. IN APPARATENBOUW BO EEN LAAG LASSEN (E.G.-E.S.) NORMAALGLOEIEN VEREIST; NIET MOGELUK IN SCHEEPS-BOuW OFSCHOON MET INTENS LOCAAL VERHITTEN VEEL BEREIK T ZOU KUNNEN WORDEN. ( 900 4 950 °C) TWEE LAGER - TECHNIEK TOT 305 351viici PLAATDIKTE AANZIENLUK BETER

Fig. 2. Lassen van H.S.-staal.

Martensiet = C in oververzadigde oplossing in ferriet. Bainiet = Fe3C binnen de ferrietkorrels uitgescheiden. Perliet = pakketjes lamellen van ferriet Fe3C naast

ferriet-korrels. g W 132 DE INGENIEUR / JRG. 80 / NR. 26 / 28 JUNI 1968 -b. f c. 3) ( . 3)

=

2E I

CI7L

uit de. formule ç =

.L-wordt door de temperatuur en niet door de opwarm- of afkoel-snelheid. Snel lassen en kleine heat-input kan dus alleen maar helper' de breedte van het grofkorrelige gebied te beperken. De snelle afkoeling hierbij maakt de zaak in ander opzicht weer erger doordat een harde structuur in, maar ook enigszins buiten het grofkorrelige gebied ontstaat. Hierdoor wordt de kans op 'under-bead cracks' groot, vooral als het lasmateriaal reiatief

veel H2 bevat; basische elektroden zijn dus wel bijzonder

gewenst.

De kans op vorming van een brede grofkorrelige zone is het

grootst bij lasprocessen waarbij de las in edit laag gelegd wordt,

zoals gebeurt bij het elektroslak- en elektrogaslassen en even-tueel bij het onder poederdek lassen. Bij 50 mm dikke platen

kunnen tot 10 mm brede grofkorrelige zones optreden, waarvan

de kerftaaiheid bij lage temperatuur zeef slecht is. In de

appa-t. ratenbouw wordt daarom veelal notrnaalgloeien na het lassen

vereist.

De genoemde, ook voor de scheepsbouw zeer aantrekkelijke

automatische lasprocessen, zijn in zekere zin te verbeteren door kleinere vullingen en twee lagen technieken toe te passen, zoals

momenteel al hier en daar gebeurt. Tot 30 A 35 mm plaatdikte lijken deze methoden voldoende succes te hebben om de ge-noemde lasprocessen te kunnen handhaven. Voor de scheeps

bouw ligt deze (voorlopige) grens vanzelfsprekend met on

gunstig.

Overigens is het niet gezegd dat er in de toekomst niet

gloei-methoden komen die ook in de scheepsbouw op de helling kunnen worden toegepast. In principe is een korte lokale,,

intense verhitting van de groflcorrelige zone, die een

tempera-tuur van ongeveer 900 a 950 °C geeft in staat om een aanzienlijke

verbetering van de oververhitte zone te geven. In Japan heeft

men jets dergelijks al eens geprobeerd. Misschien dat in de

elektrotechniek geschikte warmtebronnen te ontwikkelen zijn. De loonkosten zullen door dergelijke methoden.maar weinig

stijgen.

Tenslotte nog jets over voorwarmen, een techniek die in de scheepsbouw met weinig moeite kan worden verwezenlijkt en het gevaar van under-bead cracks drastisch bestrijdt. Het "is

nodig bij lassen met hoge snelheid en lage heat-input, en vooral

bij vochtig en koud weer. Door voorwarmen wordt vocht ver=

wijderd en de afkoelsnelheid verlaagd. Het eerste vermindert de

waterstof in de lasboog; het tweede voorkomt een te harde

martensietische zone, waardoor eventueel aanwezige waterstof

niet tot under-bead cracks aanleiding kan geven. Als

voor-warmen niet wordt toegepast is het noodzakelijk tenminste de

grondnaad in dikke platen met een basische elektrode te leggen,'

4. De sterkte van, H.S.-stalen constructies,onder drukbelastingen

a. Een bezwaar dat dikwijls tegen het gebruik van H.S.-staal

wordt gehanteerd, is dat het uit een oogpunt van knik geen

voordelen biedt boven vloeistaal, omdat voor beide staalsoorten

de elasticiteitsmodulus gelijk is. Inderdaad speelt bij zuivere Eulerse knik de hoogte van de rekgrens geen rol zoals blijkt

pp

De vraag is of deze vorm van knikken in de sCheepsbouw voorkomt en zo ja of er ernstig rekening mee moet worden

gehouden. Plaatselijk knikken, bijvoorbeeld van ongesteunde plaatvelden tussen verstijvingen behoeft niet noodzakelijk een teken van zwakte te zijn.

tN1ERK.TUIGI EN.SCkEEPSBOUW /' 2g JUINII 1,96a

BETREKKEWK NUT-TELOOG GEDEELTE EFFECTIEF GEDEELTE -I = 55400cm4 (I effectjef2,35000 cm4')eEnKcmoroPy, W= 1490 cm311 Weffectief WOOcm3

knik van strip (120e 24) =,1000 kgf /crn2

2111014,, /Oa ILE.,

(MITTEL LI,ITIRMIEN

I = 49200 cm4

= 1760 cm3

Uknik van strip (120re 24) ^,1000011kgt/cm2'

("--')

Fig. 3.. Randknik van T3 Idatverstijvingeh.

Door de invoering van het langsspantensysteem in de 'scheeps=

bouw is de druksterkte van het langsverband met een sprong gestegen. Bij het dwarsspantensysteem was de knikgrens van de beplating tussen twee dekbalken meestal lager dan de vloei-grens van het gebruikte staal. Gelukkig bleef, in geva1 van ex-treem hoge belastingen, uitbuilen beperkt doordat de stringer-plaat-berghoutsgangcombinatie en de langsdragers voldoende .sterkte en stijfheid bezaten.

In 'een langsspantenconstructie geldt het laatste nagenaeg voor de gehele dek- en huidconstructie. De berekende Euler * knikspanning van een langsbalk met bijbehorende dekstrip is

een veelvoud van de rekgrens. Voor een 80000-tons-tanker met

een dek van ,St.52 bedraagt die spanning na reductie voor. 10% corrosie ongeveer 300 kNi/cm2 (30000 kgf/cm2). De

marge toy. de vloeigretis, is zo groot dat elastisch uitknikken geen probleetn is. De constructie kan dus intact blijven totdat de nominale spanning de vloeigrens bereikt. Hierbij moet wel

aan enkele nader te behandelen nevenvoorwaarden worden voldaan. Er zijn namelijk andere vormen van elastisch

uit-knikken waarop men sPeciaal bij het gebruik van H.S.-staal bedacht moet zijn. De belangrijkste zijn het uitbuigen van de

fanden (fig. 3) en het plooien van ongesteunde vlakken van

plaatverstijvingen. Het eerste kan de effectieve hoogte van een

plaatverstijver aanmerkelijk reduceren, vooral in geval van

buiging. Het is vanzelfsprekend te vermijden door de

onge-steunde lengte te verkleinen ofeen dikker en lager plat te'nemen,

maar beide oplossingen betekenen meer gewicht. Verreweg de beste methode is de verstijver jets te verlagen en het gewonnen

materiaal te gebruiken voor het verstijven van de rand. Het

.weerstandsmoment wordt daardoor niet kleiner en het traag-heidsmoment maar weinig zoals blijkt uit fig. 3. De drukspan-ning waarbij de rand nog niet uitknikt, is zonder en met rand-verstijving in de orde- van resp. 10 en 100 kN/cm2 (1000 en 10 000 kgficre). De randverstijving betekent dus een enorme versterking. Uit de figuur blijkt overigens dat als de reductie

(

W 133' 12 40t (840) ( 450 24

.in. effectieve plathoogte als gevolg van het knikken van de rand

equivalent gedacht wordt met een stuk plat ter hoogte van 120 mm, het resterende traagheidsmoment toch nog 35 000 cm' is

(zonder corrosie-reductie). Dit betekent dat de Euler

knik-sterkte van de gehele ligger nog a/tijd ruim voldoende is. De reductie in het weerstandsmoment is wet van belang, ofschoon deze pas merkbaar wordt bij spartningen hoger dan 10 kN/cm2

.(1000 kgf/cm2).

Al met al is het zaak om bij toepassing van H.S.-staal de

dikte vaneventuele.slabs niet te verminderen. Dit betekent dat de gewichtswinst uitsluitend door verlichting van de dek- en huidbeplating moet worden verkregen; elders zal blijken dat dit tevens verreweg de meest economische methode is. Het plooien van ongestetmde plaatvlakken is een problem dat zich vooral de laatste tijd heeft voorgedaan bij schepen waarin zich zeer diepe spanten en raamstijlen bevinden. Het plooien ontstaat in eerste instantie doordat de schuifspanningen, ver-oorzaakt door de dwarskracht in een ligger een grenswaarde overschrijden. Die grenswaarde is bij benadering omgekeerd evenredig met het kwadraat van de hoogte van het lijf zoals toegelicht is in figuur 4. Voor liggers met zware flenzen en een

dun lijf is de schuifspanning min of meer constant over de hoogte; de ermee gepaard gaande nomiaalspanningen op

vlakken die een hoek van450met de verticaal maken zijn dus ,00k ongeveer constant. In een M.Z.H. van 15 mm dik dat aan afschuiving, buiging en druk wordt blootgesteld, kan het

ge-vaar voor plooien in eerste benadering worden beoordeeld

m.b.v. een van de knikformules van Euler. Bij een

veronder-stelde (lage!) schuifspanning van 5kNkin2(500 kgf/cm2) geldt voor een strip van 1 cm breedte uistgaande van waarden in kgf:

42 E

x1,53 200

-500 ; = 200 cm; h= =440 cm

(1 v2) x1,52x12

'In werkelijkheid kan de ongesteunde hoogte van zo'n zaathout wel twee maal zo groot zijn. Dergelijke liggers zijn dus weinig

plooivast. De beste bescherming tegen plooien vormen de in de

scheepsbouw overigenS niet zo populaire

diagonaalverstij-vingen. Ook hier zal dus bij toepassen van H.S.-staal gewichts-winst niet moeten worden gezocht in het lichter maken van de

liggers, omdat dit onvermijdelijk tot extra werk aanleiding geeft.

Een laatste vorm van instabiliteit, het kantelen. of kiepen van

te hoge liggers, heeft niet met knik maar met buiging en wringing

te-maken. De neiging is het grootst bij slabs en asymmetrische

liggers. Het verschijnsel heeft weer meer met de

elasticiteits-modulus dan de rekgrens te maken en is dus bij H.S.-stalen

liggers het best te voorkomen door de lijfdikte niet dunner te

maken dan is toegestaan voor de equivalente St.42-liggers.

Anders moeten extra kiepknietjes worden ingezet of dient de ongesteunde lengte te worden verkleind. Ook bier is een goede

en economisch aantrekkelijke oplossing het gebruik van

T-verstijvingen. Overigens komt de bier beschouwde vorm van kiepen als opzichzelfstaand verschijnsel in de huidige scheeps-constructies niet voor, omdat de ongesteunde lengten meer dan voldoende klein zijn.

De voorlopige conclusie van het voorgaande is dat de rek;

`grens als maat voor de druksterkte van H.S.-stalen constructies

mag worden gehanteerd, mits lokale instabiliteiten in de

verstijvingen kunnen worden vermeden. Over mogelijke

insta-biliteit van de .dek- en huidbeplating (Mtbuilen) en de gevolgen

ervan voor de draagkracht van de constructies zal in het na:

volgende worden gesproken.

W1134

'PLO° IE N

_

t.

UN 00m1.0.

6130 kil ton, API.ZIO 15

n IKIEPEN VOOR T = 500 kg f /cm2 4 Tr2t- xi 53 IS 500= 1.1= 200 cm (1-v4)1,5/4,12 200 toetaatbaar = 00 cm V2

Fig. 4. Plooien en kiepen van verstijvingen.

b. Combinaties van belastingen in de richting yam en loodrecht

op plaatbalkconstructies

-De meeste verbanddelen van een schip worden tegelijk aan axiale

en buigbelastingen blootgesteld. Een ligger, die uitsluitend op buiging wordt belast, mag bij gebruik van H.S.-staal niet even-redig met de verhouding van de rekgrenzen van St.42 en

HS.-staal lichter worden gemaakt t.o.v. een ligger van St.42. Inimers,

niet het produkt van oppervlak van de doorsnede en rekgrens,

maar het produkt van weerstandsmoment en rekgrens moet voor

beide liggers gelijk zijn. De voorschriften van de klassebureaus voor de langsspanten, -balken en -dragers zijn hiermee in over-censtemming. Dit lijkt overigens niet geheel terecht omdat die verbanddelen niet alleen aan buiging, maar ook aan trek- en

drukbelastingen onderworpen worden. In het dek van grote

scliepen zijn deze laatste zelfs het belangrijkste. Toch zal iets

verder blijken dat door de genoemde voorschriften aan het

H.S.-staal niet tekort wcirdt gedaan

De klassebureaus staan toe dat het weerstandsmoment van een schip tegen langsscheepse ,buiging een lineaire functiet is van de verhouding van de rekgrenzen van St.42 en H.S.-staal (of iets dergelijks) mits de doorbuigingen niet te groot worden

Opgrond hiervan zouden de doorsneden van de dek- en

bodein-constructies gereduceerd mogen worden volgens de verhoudin& van die rekgrenzen. Zojuist is echter gezegd dat in de eisen voot lokale buigsterkte Met het oppervlak van de doorsnede maar het,

weerstandsmoment maatgevend is. Het lijkt crop dat wat met,

dc ene hand wordt gegeven, met de andere wordt teruggenomen

In de praktijk \fait dit erg mee. Eerder is al opgemerkt dat ver-lichtingen op grond van gebruik van H.S.-staal bij voorketir

niet in de verstijvingen moeten worden ondergebracht. De

_ ,enige overblijvende mogelijkheid is het dunner maken van lie ,dek- en huidbeplating. De klassebureaus komen hieraan

ver-gaand tegemoet door de minimum dikten van die beplating

D'S I N,GE Nd E U R / .JIR G 801 NR 26 e 28 SUINI 11988

flafR, VCOR EP. NOV.. [EN [MIT

.0, cf.. tenn ROO. ft 101,001 .00 coo., t. wan 091.4, LAWE 1.150t,t9: ' k rt

_

/

Fdek .160 cm' I Fdekqn-c 0.;totaai - 257 cm° Ji=42000 cm' W,..1520 cm' a Vergelijking: It ton. I Gewichtsbesparing 31%

Lan gs scheepse buigspanning 0L42.= 135 0-14

Locale buigspanning Giti2=1,080-(4, (zou 40% grater

mogen zijn)

..ocale door buiging 0,/.mm (pv 0,35mm

As de meewerkende plaat breedte van de 10 mm

plaat half is groat is am s can de 20mm pleat: 65 %,7[4-Locale door bulging 0,5 mm W 0,85W,.- =1,1701b,

0u3.-r1F0UL¢

F,totaal =177 crri'.69%F, 33600 cm'v80%3, W7=1400 crn' 92%W,

Fig. 5. De invloed van de dikte van de beplating op het traagheids-moment en weerstandstraagheids-moment van een verstijver-plaat combinatie.

bijna geheel evenredig te stellen met de verhouding van de

rekgrenzen van St.42 en H.S.-staal. Of dit terecht is, zal elders worden bezien.

Elke scheepsbouwer weet wat er gebeurt als van een

ver-stijver-plaat combinatie de plaat lichter wordt gemaakt. Het weerstandsmoment verandert nauwelijks, het

traagheidsmo-ment enigermate, maar minder dan evenredig Met de procentuele hoeveelheid bespaard materiaal. Dit komt doordat het

zvvaarte-punt van de doorsnede gunstiger, d.w.z. minder dicht bij de huid- of dekplaat komt te liggen. In fig. 5 wordt hiervan een praktisch en veelzeggend voorbeeld gegeven; zelfs als de mee-werkende plaatbreedte van de 10 mm plaat half zo groot wordt

genomen als voor de 20 mm plaat, zijn de buigspanningen voor

St.52 nog alleszins toelaatbaar.

-Met het dunner maken van de bodem- en dekbeplating kan men

niet te ver gaan omdat de klassebureaus minimum dikten voor-schrijven. De dikte van 10 mm in fig. 5 is al aanzienlijk dunner

da.n is toegestaan (14,5 mm). Dit suggereert dat voor staalsoorten

hoger dan St.52 de toepassingsmogelijkheden beperkt zijn. In

hoeverre dit juist is, komt hieronder ter sprake. c. Minimum dikten van huid- en dekbeplating

Oorspronkelijk werd de minimum dikte van huid- en dekbe-plating bepaald aan de hand van de formule

(St .42)

H.S.= St.42

Voor het zojuist gegeven voorbeeld zou dit betekenen dat

als 19 mm het minimum voor St.42 is, voor St.52 een minimum

dekdikte van 16,5 mm geldt. Voor de zij- en schotbeplating geldt deze formule nog, wat begrijpelijk is omdat in die con-structies de lokale buigspanningen overheersen. Voor de

dek-WERKTUIG- EN SCHEEPSBOUW 12 / 28 JUNI 1968

en bodembeplating heeft men nieuwe formuIes opgesteld die er

nagenoeg op neerkomen dat de dikte van die beplating even-redig met de verhouding van de rekgrenzen mag worden

ver-minderd. Het argument is dat de betrokken beplating niet alleen

loodrecht op zijn vlak maar evenzeer in zijn vlak (bijv. door langsscheepse buiging) wordt belast. Voor het eerder gegeven voorbeeld betekent dit, dat een minimale dikte van 14,5 mm bij St.52 mogelijk is. Hieraan wordt wel de voorwaarde ver-bonden dat de minimum afstand van de langsbalken niet groter

is dan een zekere waarde. Bij Lloyds is dit 65 K, waarin c cr, (St.42)

K=

0-,± a. (H.S.)

In [3] wordt opgemerkt dat dit wordt gedist op grond van

knikoverwegingen, dus niet op grond van buigsterkte tegen waterdruk of ladingdruk. Het is de moeite waard dit wat nader te analyseren. Voor St.42 met K = 1 betekent dit dat een 1 cm brede strip van de dekbeplating tussen twee langsbalken kan

Tr2E1

uitknikken als de spanning ciK de waarde bereikt;

(1

v2)12F

dat is 4,3 kN/cm2 (430 kgf/cm2) voor 1 = 65 t. Dit lijkt erg laag, maar hierbij moeten twee dingen worden bedacht :

de dwarsscheepse drukspanningen in de dek- en bodem-beplating worden veroorzaakt door buiging van de

raam-balken. Doordat het zwaartepunt van een raambalk-dek-combinatie dicht bij het dek ligt, zijn de buigspanningen

t.p.v. het dek klein;

licht uitknikken van een dek- of bodempaneel heeft nagenoeg geen invloed op de sterkte van de raambalk. Ben gedeelte van

het dek doet a.h.w. niet mee in de sterkte, wat een gunstige

invloed heeft op de ligging van het zwaartepunt van de raam-balk, zoals al eerder (fig. 5) is besproken.

Dat licht uitknikken voor de dekbeplating niet bezwaarlijk is, wordt geillustreerd in fig. 6. De middenstrip van de plaat knikt uit zodra de drukspanning een waarde van 8,7 kN/cm2 (870

kgf/cm2) overschrijdt ; de bijbehorende verkorting van de plaat

is 0,41 mm. Wanneer aan de voet van het raamspant de druk-spanning toeneemt tot 12 kN/cm2 (1200 kgf/cm2), zal de mid-denstrip uitknikken. T.p.v. het raamspant is de plaat 0,56 mm korter geworden. Aangezien in het midden de strip maar 0,41

mm korter kan worden, moet het verschil van 0,56 _{0,41 = 0,15}

mm worden geleverd door uitknikken; de ontstane uitbuiging zal ongeveer 7 mm zijn. De buigspanning in de plaat bedraagt dan 12,5 kN/cm2 (1250 kgf/cm2). De drukspanning aan het

plaatoppervlak is dus 8,7 + 12,5 kN/cm2 (2120 kgf/cm2).

Als dunnere platen worden gebruikt, ziln de uitbuigingen groter, maar de totale drukspanning neemt niet toe, eerder af.

Bij 14,5 mm is de knikspanning 5,3 kN/cm2 (530 kgf/cm2). De

uitbuiging van de plaat bedraagt 11 mm, de bijbehorende

buigspanning is ongeveer 13,3 kN/cm2 (1330 kgf/cm2) en de

totale drukspanning 18,6 kN/cm2 (1860 kgf/cm2). De spanning aan de voet van de raambalk is nu misschien 10% hoger dan bij de 19 mm plaat, waar geen enkel bezwaar tegen is. De nogal lage

eis van Lloyds i.v.m. de kniksterkte van de beplating is dus

zeker verantwoord.

De vraag is of dit ook geldt bij aanwezigheid van belastingen loodrecht op het vlak van de beplating. De grootste buigspanning in een bodemplaat van 21,5 mm St.52 van een 80 000-tons-tanker, bed raagt ongeveer 17 kN/cm 2 (1700 kgf/cm2)t. p. v. het Ian gsspant ; de doorbuiging is gelijk aan 2,70 mm. Deze waarden gelden voor

de gelijklastige toegeladen toestand in een lege tank. Wanneer

de betrokken doorsnede in een golftop ligt en het schip slingert, W 135 St S7 330K21.5 5t47 47,25_ F=76rm : -;

-1200 t. p.v. \ RAAMSPANT 870 TUSSEN RAAM-SPANTEN 1200

\

530 t.p.v. TUSSEN RAAMSPANT RAAM-SPANTEN 870

-1000 _1000 7200 Cimik 870 1=1000 - 0,41 mm ,_1000 -0,41 mni Cbuig = 1250 c-druk + abuig = 2120 7mm Cknik."^",870 =1000 -0,56mm 0-druk + Cbuig = 1860 19 mm 870 870 530

stampt en dompt, kunnen de spanningen en doorbuigingen wel 50% groter zijn; resp. 25,5 kN/cm2 (2550 kgf/cm2) en 4 mm. De dwarsscheepse membraanspanning bedraagt dan ongeveer

2,5 kN/cm2 (250 kgf/cm2); zie fig. 7. De resterende drukspanning

in de plaat is 4,5 kN/cm2 (450 kgf/cm2); deze doet de door-buiging van 4 mm toenemen tot 4,5 mm en veroorzaakt een extra buigspanning van 4 kN/cm2 (400 kgf/cm2). De totale

drukspanning wordt (25,5 + 4,5 + 4,0 kN/cm2 (3400 kgf/cm2).

De bodemplaat wordt dus tot aan zijn vloeigrens betas% ! De platen kunnen derhalve moeilijk dunner worden. De enige weg die open staat om meer profijt te trekken van staalsoorten van

hogere sterkte dan St.52 is het verkleinen van de afstand van de

langsspanten. Dit heeft uit constructief oogpunt bezien vele

voordelen. In de eerste plaats kan de minimum plaatdikte

even-M c112 redig met de span tafstand worden verk leind (a _

_

; voor

W

c,t-gelijke a mag t procentueel evenveel afnemen als I). Minstens

70 000 870 GESTIPPELD GELDT 1200 VOOR UITGEBOGEN PLAAT. 90200 '-'870 1000 870

UITKNIK KEN NODIG OM VERSCHIL VAN 0,56mm - 0,41 mm = 0,15 mm TE OVERBRUGGEN

DE HIERVOOR BENODIGDE DOOR

-BUIGING IS ONGEVEER 7mm EN

DE BI.IBEHORENDE BUIGSPAN -NING 1250 kgf /cm2

Fig. 6. Spanningen en vervonnin-gen van op druk belaste, uitge-knikte platen van verschillende dikten.

even belangrijk is dat de doorbuigingen bij constante Ilt afnemen

als 1 afneemt. Dit komt doordat de doorbuigingen evenredig zijn met de vierde macht van 1 en omgekeerd evenredig met slechts de derde macht van t.

Andere voordelen zijn dat doordat het aantal verstijvingen toeneemt de hoogte ervan kan afnemen. Hierdoor wordt het gevaar van knikken van de vrije rand en plooien van het lijf verminderd en kan derhalve de dikte van de verstijvingen

ver-kleind worden. Dit heeft het voordeel dat de gewichtsbesparingen

niet meer uitsluitend uit de dek- of bodemplaten behoeven te

komen. Door deze extra bron van gewichtswinst wordt de

grens van economische toepasbaarheid van H.S.-stalen naar hogere rekgrenzen verschoven.

Rest nu de vraag of uitbuigingen in het dwarsscheepse vlak door

uitknikken en/of waterdrukbelasting, de bijdrage van de

dek-of bodembeplating in de langsscheepse sterkte niet nadelig

beinvloeden. Het antwoordt luidt neen (fig. 8).

W 136 DE INGENIEUR / JRG. 80 / NP 26 28 JUN I 1968 3500 2000(1<g 1icm2 )

0

-=

-2000 kgf /cm2 -..LANGSSPANT RAAMS PANT ---700 1 t t t kgf/cm2 ,155.9 450 kgf /cm 450 kgf /cm 5 mm. 700 kg f /cm2 .01 GEM. 1300 kg f /cm2

Fig. 7. Dwarsscheepse spanningen in de bodemconstructie veroor-zaakt door waterdrukbelasting.

ALK RA AMSPANT MAX 1400 kg f /cm2 ,MEMBRAANSPAN-NINGEN RAAMS PANT 2t5 L NGSSCHEEPSE BUIGSPANNING

MIN

MIN. 1050 kg 1 /cm2 .25501c1 R.2 (k.tgv excqntrdmk001,1 2 eb,t.3400loglicrn2 01/1.e.1

Fig. 8. Vermindering van de langsscheepse sterkte i.v.m. uitbuigingen van bodemplaten door waterdruk.

Voor een bodemplaat van 21,5 mm dikte reduceert een grote

uitbuiging bijv. gelijk aan de halve plaatdikte, de langsscheepse buigspanning midden tussen twee langsspanten met een bedrag

van ca. 2,5 kN/cm2 (250 kgf/cm2). De gemiddelde spanning

WERKTUIG- EN SCHEEPSBOUW 12 / 28 JUNI 1968

in de gehele bodemconstructie zal hierdoor hoogstens met

I kN/cm2 (100 kgf/cm2) toenemen, d.w.z. de langsscheepse

buigspanning neemt bijv. toe van 13 tot 14 kN/cm2 (1300 tot

1400 kgf/cm2). De gevolgen zijn dus niet verontrustend.

5. De sterkte van H.S.-staal uit een oogpunt van bros breken In het voorgaande hoofdstuk is de sterkte van het langsverband

onder 'statische drukbelastingen behandeld. Nu is de sterkte onder trekbelastingen aan de beurt. Hierbij moet onderscheid worden gemaakt tussen 'breek'sterkte. `scheufsterkte en

'ver-vormings'sterkte.

Onder breeksterkte wordt verstaan de weerstand van de

scheepsconstructie tegen doormidden breken. Dit doormidden

breken is altijd een vorm van bros breken. Taaie breuken komen

in schepen niet voor; de arbeid benodigd voor het veroorzaken van een taaie schuifbreuk is een veelvoud van wat in de meest extreme condities op een schip kan werken. Dit houdt in dat

lang vOOrdat het langsscheeps buigend moment waarden bereikt

die bijv. in het dek van een schip een taaie schuifbreuk zouden kunnen veroorzaken, de bodemconstructie zal zijn bezweken als gevolg van overschrijden van de druksterkte.

Breken van een schip als gevolg van verrireiing is al 6/en onwaarschijnlijk als het ontstaan van schuitbreuken. Vermoei-ingsscheuren groeien zo langzaam dat altijd tijdig reparaties kunnen worden verricht. De kosten van deze reparaties en van

eventuele waterschade maken dat het wel gewenst is de

scheeps-constructie so te ontwerpen dat kleinere scheuren zelden voor-komen. M.a.w. de constructie moet voldoende scheursterkte

heb ben.

De vervormingssterkte van schepen houdt verband met de eis dat blijvende vervormingen, ook al gaan deze niet gepaard met scheuren, binnen bepaalde grenzen moeten blijven. Een

van de overwegingen hierbij is dat het sluiten van dekopeningen

geen moeilijkheden mag geven. Dit onderwerp zal verder niet worden behandeld. Vermoeiing zal wel aan de orde komen in

hoofdstuk 6.

Wat brosse breuken precies zijn, en hoe zij kunnen ontstaan,

zal hier niet worden besproken. Alleen datgene wat in het kader

van dit artikel nodig is, wordt vermeld. (Fig. 9.)

Brosse breuken zijn te onderscheiden in laagspannings- en hoogspanningsbreuken. De eerste ontstaan bij nominate

span-ningen die belangrijk beneden de vloeigrens liggen. Ter plaatse

van de oorsprong van de breuk is er een seer lokale plastische

vervorming van enkele tienden van procenten. De meeste

laag-spanningsbreuken ontstaan door de gezamenlijke invloed van de spanningen t.g.v. de uitwendige belasting en de residuele

lasspanningen.

Bij hoogspanningsbreuken is het lokale vervormingsver-mogen van het materiaal zo groot dat de vervormingen t.g.v.

de lasspanningen te verwaarlozen zijn. De lokale vervormingen tot breuk liggen nu in de orde van enkele procenten. In de meeste

constructies worden deze pas bereikt als de nominate spanning

de vloeigrens overschrijdt.

Het bier gegeven onderscheid tussen laag- en

hoogspannings-breuken is onvolledig. Er kunnen bijv. ook

laagspannings-breuken ontstaan zonder dat lasspanningen aanwezig zijn en er

zijn hoogspanningsbreuken mogelijk waaraan zeer geringe plastische vervormingen zijn voorafgegaan. Het is daarom

beter fosse breuken te onderscheiden in 'plane strain' en 'plane stress' fractures, verband houdend met de spanningstoestand t.p.v. de kerf op het moment van breken.

W 137 250 kgf/cm2,41 TREK 1 -.1. 00-250.450 kgf /cm2 DRUK -tt 250 kg /cm2 TREK . =--LANGSBALK 1

-1

LOCALE

RE1<

Deze afs and is bij H.S,talen meestal

Hoe dan ook : karakteristiek voor een laagspanningsbreuk

is de zeer geringe plastische vervormbaarheid van het materiaal

t.p.v. de oorsprong van de breuk. Dit edrag manifesteert zich alleen beneden een bepaalde temperatuurzone, overgangszone of -temperatuur genaamd. Omdat dit gebied de overgang van

hoge naar lage rek aangeeft, spreekt men wel van 'ductility

transition'.

De ductility transition van een materiaal is niet een absofuut gegeven. Het maakt bijv. een groot verschil of de overgangs-temperatuur met statische kerfbuigproeven of kerfslagproeven wordt bepaald. Het maakt een minstens even groot verschil of

de proeven gedaan worden met materiaal in de leveringstoestand of in gelaste of gebrande toestand.

Alle voor de scheepsbouw goedgekeurde staalsoorten zijn momenteel van dusdanige kwaliteit dat zelfs bij aanwezigheid

van zeer scherpe kerven brosse breuken niet als gevolg van

statische of semi-statische belastingen kunnen ontstaan in het materiaal in de leveringstoestand. Zodra echter door lassen,

branden of vervormen het oorspronkelijk goede materiaal

plaatselijk getransformeerd wordt, kan de 'ductility'

overgangs-temperatuur waarden bereiken die boven de laagste bedrijfs-temperatuur liggen. In dat geval kan vanuit een scheurtje of lasfout een brosse breuk ontstaan. Er zijn dan twee mogelijk-heden : de breuk stopt op enige afstand van de oorsprong of de breuk slaat door. Dit is in hoofdzaak afbankelijk van het feit

of het materiaal bij de betrokken temperatuur in staat is om een breuk te laten stoppen. Voor elke staalsoort bestaat er

namelijk een temperatuur waarbeneden een brosse breuk bij

een bepaalde spanning doorloopt. Deze stoptemperatuur

behoeft alleen gekend te worden voor het materiaal in de niet door lassen enz. beschadigde toestand. Ongelukkigerwijs is zij aan de hoge kant, in vele gevallen hoger dan 0 °C. Als dat niet

zo was, zou het brosse breukprobleem allang opgelost zijn,

althans voor wat betreft de langsscheepse sterkte van schepen.

Immers elke eventueel ontstane breuk zou onmiddellijk stoppen.

BROS UITERLIJK TOENEMENDE KANS OPSCHUIFBREUKEN

( KRISTALLUN, CHEVRONS) (VEZELIG UITERLIJK )

veel Weiner BROSSE BREUK LOOPT DOOR ams nominate spanning grater is den 600'a800kgf/cm2 +10° BROSSE BREUK STOPT

De resulterende kleine scheuren zouden alleen lekkage en

reparatiekosten veroorzaken.

De praktijk heeft uitgewezen dat brosse breuken, die ontstaan

zijn t.p.v. een las, nooit de las of de invloedszone volgen, maar afbuigen. De oorzaak ligt in het aanwezige spanningsveld dat zelden zijn hoofdrichting loodrecht op de las heeft als gevolg

van de aanwezigheid van inwendige spanningen. Ondanks deze

praktijkervaring lijkt het toch verstandig om als staalsoorten met een voldoende lage stoptemperatuur worden gebruikt, de

stuiken inde huid en het dek te laten verscherven. Een scheur kan zich dan nooit verder dan een plaatbreedte fangs of in een las voortplanten. Dit is speciaal van belang wanneer H.S.-staal

wordt toegepast. De door de klassebureaus aan deze staalsoorten gestelde eisen zijn namelijk zwaarder dan voor overeenkomstige

kwaliteiten van St.42. Hierdoor zullen

platen van

D.H.-kwaliteit veelal een stoptemperatuur bezitten die lager ligt dan 0 °C. Dit betekent, dat als in een tanker dergelijk D.H.-staal in

dek en bodem wordt toegepast, het schip nagenoeg onbreekbaar is. De enige mogelijkheid zou zijn, dat een breuk zich fangs een

lasnaad ontwikkelt. Verscherven van de stuiken voorkomt dan complete breuk.

De onzekerheid die momenteel nog steeds t.a.v. brosse breuk bestaat, is niet een gevolg van het feit dat niet bekend is hoe een schip te vrijwaren voor brosse breuk. De oorzaak is dat de

voor-geschreven keuringsmethoden tekort schieten in betrouw-baarheid. Twee staalsoorten die beide bij 0 °C 55 INI-m (40 ft.lbf)

energie kunnen opnemen in een Charpy-test kunnen

respec-tievelijk stoptemperaturen hebben van + 15 °C en 20 CC! Het vreemde is nu dat een schip gebouwd uit het staal van + 15 °C precies even zwaar geconstrueerd mag worden als een schip

gebouwd uit het 20 °C staal. Wanneer er nu geen goede methoden bestonden om de stoptemperatuur nauwkeurig te

bepalen, zou men met deze situatie wel genoegen moeten nemen.

De 20 jaar oude Robertsonproef en de Japanse 'Double tension

test' zijn in de isotherme uitvoering echter volledig betrouwbaar.

W 138 DE INGENIEUR / JAG. 80 / NR. 26 / 28 JUNI.1968

6%

4%

PLANE STRAIN PLANE STRESS

/Cnorn

taagspannings breuken hoogspannings breuken Unom <Cv Unom,Cv 1m/toed las -spanningen groat -40° -30° -20° -10° 0° "FRACTURE

APPEAR-'DUCTLITY ANCE TRANSITION" TRANSITION TEMPERATUUR (°C) _{N.D.T. (Pellini Drop Weight Test)}

e.15ft.lbf .(Charpy-V)

Fig. 9. Verband tussen rek tot breuk en temperatuur voor gelaste constructie-elementen uit St. 42[18].

+20° +30°

STOP-TEMP

De paar duizend gulden kosten spelen t.o.v. de prijzen van de huidige grote schepen geen enkele rol. Trouwens bijna even 'betrouwbaar en minder materiaal vergend is de in het labora-torium voor Scheepsconstructies gebruikte valgewicht

buig-proef. Een jets grotere spreiding vertoont de bekende Drop

Weight-test van Pellini, die echter niet geschikt is voor dikke

platen.

In hoeverre de klassebureaus bij het vaststellen van de

'vet.banddelen

van een schip het gevaar van brosse breuk laten

mee-tellen is niet bekend. Legt bet veel gewicht in de scliaal dan zou men belangrijke reducties bij gebruik van scheurstoppend staal mogen verwachten. Dit geldt niet alleen voor H.S.-staal,,

.maar ook voor St.42! Men kan zich bijv. voorstellen dat de diktereducties die nu voor een H.S.-staal waarvan men niet

zeker weet of scheuren erin zullen stoppen,, worden toegestaan,

niet evenzeer kunnen warden toegekend aan een St.42 dat wel

met zekerheid scheurstoppend is. Uiteraard geldt dit alleen voor

verbanddelen waarin de trekbelastingen de drukbelastingen

oVerheersen, zoals voor de bodem van een vrachtschip met een "uitgesproken sagging (vlakwater buigend moment).

Wanneer H.S.-staal gebruikt wordt, waarvan de stoptempe-ratuur niet voldoende laag is, is de kans op

laagspannings-breuken in principe even groat als bij St.42, ook al is de

kerf-taaiheid van het H.S.-staal beter. Het is namelijk zeer goed

Inogelijk dat het H.S.-staal meer bedorven wordt door lassen en branden dan het St.42. Als beide tnaterialen in de gelaste toestand even slecht zijn, zal een laagspanningsbreuk in beide gevallen bij dezelfde spanning kunnen. ontstaan ondanks dat de rekgrens van het H.Sr-staal hoger is. Dit komt doordat oak de lasspanningen hoger zijn. Gelukkig is het zo dat laagspan-ningsbreuken tegenwoordig nog maar zeer zelden voorkomen. De kwaliteit van constructie, laswerk en materiaal is in de loop

'der jaren blijkbaar tot een voldoende niveau gekomen.

Hoogspanningsbreuken komen al even zelden voor, maar dit

is in hoofdzaak te danken aan het feit dat de langsscheepse

buigspanningen de vloeigrens niet halen. Als echter een hoog-spanningsbreuk ontstaat bij een temperatuur die beneden Stoptemperatuur ligt, is een complete breuk onvermijdelijk.

Dit is in tegenstelling tot de situatie bij een laagspanningsbreuk

waar stoppen van de breuk nogal eens.is voorgekomen als

.gevolg van het feit dat op enige afstand van de oorsprong de

nominale spanningen te laag waren om de breuk in stand te

houden. T.a.v. het gevaar van hoogspanningsbreuken zijn

H.S.-stalen in het voordeet t.o.v. St.42, omdat een hoogspannings-breuk pas kan ontstaan als in een betrekkelijk groat gebied de

vloeigrens wOrdt overschreden..

6. Veniineiingsaspeeten,

Vermoefing is een verschijnsel dat meer in schepen voorkomt dan menigeen denkt. De meeste vermoeiingsscheurtjes worden alleen nooit ontdekt. Meestal wordt een scheur pas. geconstal teerd als lekkage optreedt of als onderdelen mm i of meer gaan

rammelen.. Uit een oogpunt van sterkte behoeft dit niet

be-zwaarlijk te zijn. Een schip is een zo coherent geheel, dat als

ergens een onderdeel het begeeft, de rest van de constructie

zijn taak we! ovemeemt.. Een belangrijke voorwaarde is echter,

dat het materiaal van dusdanige kwaliteit mod zijn .dat de

vermoeiingsscheur niet kan overgaan in een brosse breuk. In dit verband is van belang dat in gelaste constructies een kleine vermoeiingsscheur meestal gevaarlijker is dan -een grote. Dit tjkt geheel in tegenspraak met wat de breukmechanica hier-.

,WERKTL11,.G.7IE S CHIRPS BO'U W 112:

t

28 .11J,N..1

_ _ ---Crack total teNtb1S rn) Small Transverse rock butt-weld Bottom Plating (19 Smm)

trff

A: 7k" v , :-.tit-

5*.e.

_ FATIGUE BRITTLE BILGE REEL BILGE PLATING BRITTLE FRAC-. "FRAC-.FRAC-.FRAC-.* TURE ....TRANSVERSE BUTT-WELD ...Fig: 10.Brosse breuk..ontstaan,vanuit.een vermoeiingsscheurtjeg

over iegt, namelijk dat de breukspanning omgekeerd

even-redig is met de wortel uit de scheurlengte. De verklaring is dat vermoeiingsscheuren altijd ontstaan op plaatsen waar gelast of

gebrand is. Aangezien de kwaliteit van het materiaal daar

slechter is dan elders zal, zolang de scheurtjes klein zijn, er een verhoogde kans op brosse brenk bestaan Hier draagt belangrijk toe bij dat een klein scheurtje zich geheel in het residuele trek-spanningsveld van een las kan bevinden. Zodra de scheurtop buiten die zone komt, is het gevaar van breukinitiatie, zeker bij statische belastingen veel kleiner. (Een voorbeeld van een meterslange brosse breuk, ontstaan aan de voet van een miniem vermoeiingsscheurtje, wordt getoond in fig. 10.)

Met dit alles is niet gezegd dat vermoeiingsscheuren onbeperkt

mogen groeien. Op een bepaald ogenblik zullen ze een nieuwe lasnaad bereiken. Dit is bijzonder gevaarlijk omdat dan en het grootte-effect en de lasinvloeden samenspelen. Het meest ge-vaarlijk zijn vermoeiingsscheuren die zich langs de rand van een stuiklas, in de inkarteling ontwikkelen (fig. 11). Het ene

ogenblik lijkt de plaat nog geheel intact, terwijlenkele uren later een Scheur over de gehele breedte ontstaat. Dit type scheur is in het eerste stadium zeer moeilijk te ontdekken.

De spanningen in schepen van St.42 zijn momenteel nog niet,

zo hoog dat dergelijke scheuren. voorkomen. In andere vaar-tuigen hebben zij zich wel voorgedaan en om het zacht uit te

drukken veel ongerief veroorzaakt. De vermoeiingsscheuren die

tot nog toe in schepen zijn geyonden, zijn altijd ontstaa a op

W1391

2e.

I ",

E.9 Side

E.7 ' Bilge plate

/9mm)

GB

banddelen

de

Fig. 11. Vermoeiingsscheur uitgaande van inkarteling.

Et

Fig. 12. Macro-cyclische vervorming bij 'high-cycle fatigue' (elastisch) en 'low-cycle fatigue' (plastisch) t.p.v. de oorsprong van een scheur voordat deze gevormd is.

STRESS CYCLING

Fig. 13. Vermoeiingskrommen voor prismatische staven van St. 42 en St. 52.

plaatsen waar zowel een constructieve discontinu'iteit aanwezig was als laswerk of brandwerk was verricht. Fig. 10 was hiervan een goed voorbeeld. Men moet het at heel bont hebben gemaakt,

als er scheuren ontstaan op plaatsen waar maar een van deze twee factoren zijn invloed kan uitoefenen.

De vermoeiingssterkte van constructiedetails waarin beide factoren vertegenwoordigd zijn, is vrijwel onafhankelijk van de sterkte van het staal. Dit geldt zowel in het gebied van de

'high-cycle fatigue', d.w.z. voor vermoeiing bij meer dan 100 000 belastingswisselingen als in het gebied van de 'low-cycle fatigue'

dus bij grote wisselingen van de belasting. Het verschil tussen beide soorten vermoeiing is eigenlijk dat bij high-cycle fatigue het materiaal t.p.v. de oorsprong van de scheur alleen elaitisch vervormt tijdens een belastingswisseling terwijl bij low-cycle

fatigue het materiaal duidelijk afwisselend plastisch rekt en

krimpt (zie fig. 12). Bij een ongekerfde staaf die even, beneden

vloeigrens wisselend wordt belast, is Ee= ongeveer 0,12% x 2 =

0,24%. Bij belasten even boven boven de vloeigrens kan de

cyclische rek bijv. uit 0,24% elastische plus 0,5 a 1% plastische

vervorming bestaan Het is duidelijk dat ondanks dat de

uit-wendige belastingen voor beide gevallen bijna gelijk zijn, het aantal wisselingen tot breuk in het tweede geval een fractie zal zijn van het aantal voor het eerste geval. De Wohlerkromme

= f(1V) loopt in de omgeving van de vloeigrens dan ook Nina

horizontaal (fig. 13).

De resultaten van vermoeiingsproeven bij verschillende

be-lastingen kunnen nu worden uitgezet op basis van de vervorming

in de proefstaaf of op basis van de spanning. Als voor de

ver-vorming Ee. wordt geschreven, zijn in het high-cycle gebied beide

Wohlerkrommen gelijk. In het low-cycle gebied, d.w.z. bij

wisselende spanningen gelijk aan of groter dan de vloeigrens buigt zoals gezegd de kromme voor de spanning in horizontale richting af. De Ee-kromme blijft echter stijgen. Een onderzoek dat de a-N-kromme oplevert, wordt stress-cycling genoemd en een e-N-kromme strain-cycling. Het is niet juist onderscheid te

maken tussen resultaten verkregen met de ene en de andere

methode is de oorzaak van de misvatting dat de low-cycle

ver-moeiingssterkte van H.S.-staal beter is dan van St.42. Men

hanteert dan proefresultaten verkregen m.b.v. niet- Of Licht-gekerfde, ongelaste staven. De c-N-krommen voor 1.S.-staal blijken dan inderdaad hoger te liggen dan voor St.42. Maar wat

niet wordt opgemerkt is dat de e-N-krommen vrijwel

samen-vallen. (Fig. 13.)

Alleen voor constructies die geen discontinuIteiten in de vorrn

van scherpe overgangen, gaten e.d. bevatten, m.a.w. min of

meer vergelijkbaar zijn met ongekerfde staven, mag met de hoge

vermoeiingssterkte voor H.S.-staal worden gerekend die door de a-N-krommen wordt aangegeven. Voor meer normale

ge-laste constructies zijn die cr-N-krommen principieel on bruik baar.

De e-N-krommen zouden wel min of meer geschikt zijn, als

maar bekend was welke vervormingen t.p.v. de discontinuiteiten

tijdens het wisselen van de belasting optreden. Voor een een-voudig geval als een plaat met een gat erin, is wel met goede benadering het ontstaan van een vermoeiingsscheurtje te

voor-spellen op grond van resultaten verkregen met ongekerfde

staven (fig. 14). Zolang de toestand elastisch is, is de cyclische vervorming aan de rand van het gat drie maal zo groot als aan

de rand van de plat. Bij hogere wisselbelastingen zal het

materiaal in de onmiddellijke omgeving van de plaat afwisselend

plastisch rekken en krimpen. De totale vervorming, d.w.z. de

som van de plastische deformatie en de elastische deformatie zal,

als het plastisch vervormde gebiedje klein is t.o.v. de afmeting van het gat, weer niet veel groter kunnen zijn dan drie maal de

nominate rek Er,. Dit komt doordat het beetje materiaal aan

de voet van het gat door het omringende elastisch vervormde materiaal a.h.w. een bepaalde vervorming opgedrongen krijgt.

Bij vloeistaal bestaat die vervorming bij een bepaalde belasting

bijv. uit 0,2% elastische rek en 0,15% plastische rek, terwijI bij St.52 deze bedragen respectievelijk 0,25% en 0,1% kunnen zijn. In beide gevallen is de totale rek 0,35%. Het aantal

belas-tingswisselingen tot het ontstaan van een scheurfie zal dus voor

beide materialen gelijk zijn omdat de WOhlerkrommen voor

DE INGENIEUR / JRG 80 / NR 26 / 28 JUNE 1968

STRAIN CYCLING

/ I

L_I

3re2 a,,St.52 0-,St.42 =3 (Ei 42 PLASTISCH ey-St. VERVORMO I St.52}GEBIEDJE 0-1-Eel

Fig. 14. Vereenvoudigd beeld van de spanningen en vervormingen in een plaat voorzien van een rond gat.

strain-cycling identiek zijn. (In deze redenering is de invloed van versteviging hardening) en het omgekeerde

(strain-softening) buiten beschouwing gelaten, evenals de vorm van de

trekkrommen, de rek tot breuk en de rek t.p.v. de breukals

bepaald met een standaard trekstaaf. In het algemeen is hetzo

dat voor het beschouwde geval van een plaat met een gat erin de vermoeiingssterkte bij gebruik van H.S.-staal toch wel iets

hoger is dan van St.42. Het voordeel verdwijnt echter geheel wanneer het niet een geboord maar een gebrand gat betreft of

wanneer t.p.v. het gat laswerk is verricht.)

De voorgaande redenering geldt in principe voor het ontstaan

van scheurtjes en dan speciaal bij belastingen die een

wissel-karakter hebben, dus waarvan de trekcomponent ongeveer gelijk is aan de drukcomponent. Bij belastingen met een

sprong-karakter zijn er drie mogelijkheden:

De belastingscyclus speelt zich overwegend in het drukgebied af. In dat geval is vermoeiing in schepen vrijwel uitgesloten.

De nominale trekspanningscomponent is kleiner, maar wel

van de orde van grootte van de vloeigrens van St.42, (bijy.

0,8 cr).

De situatie is vergelijkbaar met die bij een wisselbelasting.

De nominale trekspanning is gelijk of bijna gelijk aan de vloeigrens van St.42. In dit geval zal het St.42 t.p.v. de oor-sprong van de scheur telkens iets meer rekken dan krimpen (zie fig. 15). Voor een H.S.-staal is dezelfde belasting _niet hoog genoeg om dezeIfde kruip te veroorzaken. Het St.42

verkeert dus in een ongunstiger situatie en zal eerder scheuren.

Zodra een scheurtje is ontstaan, wordt de zaak nog erger. Het kruipeffect heeft namelijk als tweede nadelige gevolg_{dat de} scheur zich tijdens het drukgedeelte van de belasting nietmeer

sluit. Bij H.S.-staal zal dit bij dezelfde belastingscyclus wel in zekere mate het geval zijn. Zolang dan de scheur geslotenis, is

de vervorming van het materiaal per belastingseenheid in de

wrt _{voet van de scheur maar een fractie van de vervorming tijdens}

het openstaan. Als de scheur bij H.S.-staal bijv. tijdens van WERKTUIG- EN SCHEEPSBOUW 12 / 28 JUNI 1968

Fig. 15. Geleidelijk toenemende bliivende rek in geval van belastingen met een sprongkarakter(6 g,,>0).

de belastingscyclus dicht is, is de totale cyclische vervorming in de voet van de scheur in eerste benadering_{maar 3/4 van die}

bij St.42. Dit betekent vanzelfsprekend een groot voordeelvoor H.S.-staal. Deze overweging telt extra zwaar omdat in gelaste

constructies meestal het aantal wisselingen nodig om een scheur

te doen ontstcicin veel geringer is dan het aantal nodig om een

scheur bijv. een plaatdikte ver voort te plan ten.

We kunnen dus stellen dat voor schepen met een groot vlak-water buigend moment het gebruik van H.S.-staal uit een oog-punt van vermoeiing voordeel kan bieden. Dat hef toch maar

een betrekkelijk klein voordeel is, komt in de eerste plaats door

het random-karakter van de golfbuigbelastingen. Dit wordt

duidelijk m.b.v. fig. 16. Stel dat na een extreme belasting zowel

een scheur in H.S.-staal als in St.42 blijvend openstaat onder

invloed van de aanwezige vlakwaterspanning. De scheuropening

is uiteraard het grootst bij St.42. Vervolgens wordt

veronder-steld dat deze bij de lage belasting Amin in St.42 nog niet dicht gedrukt wordt maar in geval van St.52 wel. Het voordeel hiervan

voor H.S.-staal is dan toch maar heel betrekkelijk want

belas-GOLFBUIGSPAMINGEN.

rd

I

m gnu uyi wham

IV TT..:u soiEuR

\ DICHT SEU HS-STAAL. -`'*,SPANNING WAARBLI SCHEUR

CXCHT EBU St 42

b GEMIDDELDE CYCLISCHE VERVORMING VAN SCHEUR BU HS.-STAAL en St.42 SCI-EUREN STEM< VERGROOT VLAKWATER -SPANNING

Fig. 16. De invloed van het 'random'-karakter van de scheepsbelasting op de vervormingen t.p.v. scheuren.

W 141 b.

tingswisselingen van de aangegeven grootte komen maar hoogst

zelden voor. Het gros van de belastingswisselingen is veel

kleiner dan AmaxAmin. Bij de meeste wisselingen b/ijven dus

beide scheuren openstaan; deze groeien derhalve in beide

materialen even snel.

De laatste redenering is eon van de vele die bij verder

door-denken in deze materie te hoiden zijn. De ene keer zal een

argument gunstig, de andere keer ongunstig voor H.S.-staal zijn.

Voorlopig zal men zich daarom op het experiment moeten verlaten om een betrouwbare indruk van de werkelijkheid te kunnen krijgen. Helaas is experimenteel onderzoek met

ge-programmeerde en random-belastingen aan gelaste

constructie-elementen jets dat voor staalconstructies nog nergens syste-matisch is aangepakt. Voor constante wisselende belastingen

is enig onderzoekmateriaal beschikbaar. Hieruit valt geen

significant voordeel voor H.S.-staal te destilleren tenzij voor

belastingen met een extreem sprongkarakter.

7. Diversen Reparaties

Een ondeskundige behandeling van een schip uit hoogwaardig staal, bijv. in het geval van reparaties, behoeft niet tot emstige

nadelige gevolgen aanleiding te geven.

Ben schip is een 'redundant structure' waarin eenplaatselijke verzwakking bijv. als gevolg van te hoog verhitten van een Q-en T-staal. of het nieuw inbrQ-engQ-en van eQ-en plaat van lage rek-grens op de sterkte van het geheel geen merkbare invloedheeft.

Het omgekeerde, het door aanlassen en dergelijke creeren van 'hard spots' kan eventueel tot scheuren aanleiding geven. Deze scheuren zullen zich, door de eoede kerftaaiheid van het

om-ringende, niet beschadigde materiaal, nietver kunn en uitstrekken.

(Betrekkelijk snelle uitbreiding van die scheuren door

ver-moeiing moet echter waarschijnlijk worden geacht.)

Doorbuigingen

De problematiek t.a.v. de doorbuigingen van schepen, gebouwd van H.S.-staal heeft meer met vrijboordbepalingen, persoonlijke

opvattingen van ,zeevarenden en het flexibel maken van

pijp-leidingen te maken dan met de scheepssterkte. Daarnaast levert

de geleiding van schroefassen in de grote schepen, door de achterlijke ligging van de M.K., weinig moeilijkheden. De

beperkingen die aan de doorbuigingen door de klassebureaus

worden gesteld zijn daardoor moeilijk op hun juistheid te

beoordelen.

Trillingen

Trillingsmoeilijkheden zijn zo nauw verweven met de

mogelijk-heden en beperkingen van de schroef- en machinefabrikanten,

dat een onvermijdelijk eenziidige bespreking ervan onvruchtbaar. zou zijn. Men hoeft alleen maar te denken aan onderwerpen als

vergroten van de tip-clearance. dubbelschroevers i.p.v. enkel-schroevers, het opvoeren van het aantal schroefbladen en het toepassen van meer schroeven op een as om gespreksstof voor

een complete lezing op te werpen.

De trillingen die ontstaan bij varen in korte golven door

re-sonantie van de tweeknoopsfrequentie en de golffrequentie zijn door een kleine koers- of snelheidswijziging goed te vermijden

en hoeven derhalve de toepassing van H.S.-staal niet in de weg te staan.

8. Slot

Tot nu toe is gezien dat de vloeigrens zowel bij druk, buiging

als brosse breuk een goede maat is voor de sterkte van de

scheepsconstructie; tenminste als het gevaar voor

laagspan-ningsbreuken wordt genegeerd omdat deze bij de huidige

kwaliteit van staal en lasmateriaal en het huidige niveau van de las- en controletechniek in schepen voorzien van H.S.-staal eigenlijk niet meer kunnen voorkomen.

Wat de vermoeiingssterkte betreft, is aangetoond dat er

alleen enige sprake is van een relatie met de vloeigrens voor

constructies die gedurende het grootste deel van de vaartijd

gemiddeld aan een hoge trekbelasting onderworpen zijn. In het algemeen is dit zo als er een groot vlakwater buigend moment op het schip werkt. Bij conventionele vrachtschepen met de

M.K. midscheeps is dit in de geladen toestand een hogging

moment (opbuigend).

Min of meer homogeen beladen tankers en bulk-carriers

(graan) ondervinden een licht sagging vlakwater moment

(neer-buigend). De belasting loodrecht op de bodem is niet groot, doordat lading- en waterdruk elkaar tegenwerken. De

belang-rijkste belasting van het langsverband is this de golfbaig-belasting. In fig. 17 is dit in de onderste figuur in tekening

gebracht; de bovenste figuur geldt voor een schip dat wel een vlakwater buigend moment ondervindt.

Als verondersteld wordt dat dit laatste schip uit een oogpunt van vermoeiing niet lichter geconstrueerd zou mogen worden,

dan mag een ander, vergelijkbaar schip zOnder vlakwater

buigend moment wel lichter worden gebouwd.

Wanneer (am.. + amin) als maat voor de vermoeiingsbelasting wordt gebruikt, mag dus (o-mn, + am,n )groter zijn dan((Tmn + cm, ) vanwege de afwezigheid van een gemiddelde trekspanning

Het verschil tussen de genoemde sommen van en

o-rnin is echter niet zo groot, dat ct, gelijk wordt aan Het risico van breken of bezwijken onder eenmalige trek- en drukbelasting is dus bij schip 2 kleiner dan bij schip 1, maw.

bij schip 1 is vermoeiing het criterium waarop de constructie dient te worden gebaseerd. Het gebruik van H.S.-staal heeft

dus geen zin, omdat er geen behoefte bestaat aan ribg meer

zekerheid tegen bezwijken of breken dan er al is; het zou de

kans op het ontstaan van vermoeiingsscheuren alleen maar

verhogen.

Wil men dergelijke schepen toch lichter construeren dan kan men, in de plaats van H.S.-staal te gebruiken, beter de vorm-geving en het laswerk van de constructiedetails verbeteren In feite is dit precies datgene wat in dergelijke gevallen gebeart.

De klassebureaus stellen bij gebruik van H.S.-staal hogere eisen

aan constructie en laswerk dan bij St.42 en bereiken alleen

daarmee al de hogere sterkte op grond waarvan de verlichtingen

van de constructie gerechtvaardigd zijn. Dat dit minder aan het H.S.-staal dan aan de kwaliteit van de constructie te danken is,

moet maar op de koop toe worden genomen.

Bij het hoofdstuk vermoeiing is betoogd dat het geheel van

belastingen op een schip alleen dan in staat is

vermoeiings-scheuren te veroorzaken als laswerk en constructieve

vorm-geving van matig niveau zijn. Zijn beide uitstekend, dan kan het

niveau van de golfbuigspanningen wel met 50 tot 100% stijgen

voor er weer gevaar voor vermoeiing optreedt. In dat geval

zullen de extremen van de solfbuigspanningen waarden

be-reiken die momenteel alleen in schepen met een groot vlakwater

TX) cmax, VLAKWATER -SPANNING gem 1 min gmax , .0-max 2 gmax groin i<gmax2.groin2

Fig. 17. Langsscheepse goltbuigspanningen in schepen met en zonder vlakwater buigspanningen.

moment mogelijk zijn. Het risico van bezwijken of breken is dan weer aanwezig, waarmee de kansen voor H.S.-staal zijn teruggekomen. Het is echter onwaarschijnlijk dat in schepen

met een klein vlakwater buigend moment staalsoorten hoger dan

St.60 ooit nodig zullen zijn.

De tot nu toe besproken gevallen zijn betrekkelijk eenvoudig. Moeilijker wordt het wanneer het om schepen gaat waarvan een aantal ruimen of tanks permanent leeg zijn of waarvan de ene helft gedurende de heenreis en de andere helft gedurende de terugreis gevuld is. Het vlakwater buigend moment is dan meestal groot, en kan de ene reis hogging en de andere sagging zijn. De belastingen loodrecht op de bodem zijn

dienovereen-komstig en kunnen bij de huidige grote tanks en ruimen de

langsscheepse buigspanningen zelfs overheersen. Deze schepen lijken dus bij uitstek geschikt voor de toepassing van H.S.-staal.

Toch zijn er een aantal overwegingen die maken dat voor elk individueel geval een zorgvuldige studie vereist is, voordat een

verantwoorde beslissing kan worden genomen, zeker als we in de toekomst lcijken en aan St.60 en hoger denken. In de eerste plaats spelen de dwarskrachten in die schepen een zo grote rol,

dat de eis van voorkomen van plooien door te grote

schuif-spanningen een vermindering van de zwaarte van het verticaal verband bemoeilijkt. De eerder besproken voorzieningen in de

vorm van het gebruik van T-liggers i.p.v. slabs en het aanbrengen

van diagonaalverstijvingen zullen dikwijls nodig zijn. Verder kunnen de onverstijfde gedeelten van de bodembeplating der-mate zwaar worden belast dat verkleinen van de ongesteunde

lengten veelal noodzakelijk is.

Bij de grote tankers geldt bovendien dat ruimte meer een

probleem is dan gewicht, zodat het voordeel van gewichtswinst

door H.S.-staal letterlijk geen gewicht in de schaal legt. Door

de afwezigheid van grote openingen in het dek telt ook het

probleem van te grote plaatdikten niet te zwaar. Hieruit volgt al dat het dek van bulkcarriers meer in aanmerking komt voor uitvoering in H.S.-staal. De dubbele bodem van deze schepen

WERKTUIG- EN SCHEEPSBOUW 12 / 28 JUNI 1968

is me,estal i.v.m. stortlading zo zwaar geconstrueerd dat het

gebruik van H.S.-staal daar overbodig is. Soms wordt het

dwarsverband bewust ten koste van het langsverband versterkt om de neutrale lijn van het schip wat hoger te krijgen ten einde de spanningen in het dek te verlagen. Dit sorteert het meeste

effect als.de dekconstructie licht geconstrueerd is, dus als H.S.-staal is gebruikt.

Met nadruk moet erop worden gewezen dat de optimale

oplossing van dit soort problemen nauwelijks meer zonder hulp

van een computer op een bevredigende wijze is te doen. Het is

verheugend dat enkele klassebureaus in dit opzicht de ontwerpers

en constructeurs vergaand tegemoet komen.

Uit alles wat in dit artikel is besproken volgt dat de door

sommige klassebureaus als reductiefactor voor H.S.-staal

ge-hanteerde verhouding van de som van de treksterkte en de vloeigrens van St.42 en H.S.-staal te conservatief is voor

schepen met een groot vlakwater buigend moment. De

ver-houding van de rekgrenzen zou meer terecht zijn. In het algemeen is

av (St.42) (a, + .) (St. 42)

a (H.S.) (o-,

Voor schepen die een klein of vaak wisselend vlakwater buigend

moment hebben geeft die reductiefactor tot te grote gewichts-besparingen aanleiding.

Beraadslaging

Dr. J. H. van der Veen (Hoogovens): Gelden de verschillende

overwegingen die t.a.v. de toepassing van H.S.-staal zijn gegeven in hoofdzaak voor St. 52 of ook voor hogere staalsoorten, zoals de Quenched and Tempered steels? De kwaliteit van die stalen is zo goed dat er geen vrees voor brosse breuk behoeft te bestaan. Uit de voordracht is gebleken dat vermoeiing wel de toepassings-mogelijkheden voor die stalen kan beperken.

Antwoord: Vrijwel alles wat in de lezing behandeld is, geldt zowel

voor St. 52 als voor hogere staalsoorten. Wanneer de kwaliteit

van de constructie en van het laswerk uitstekend is, zal

vermoei-ing pas bij staalsoorten met rekgrenzen hoger dan 450 a 500

N/mm2 (45 a 50 kgf/mm2) tot een teveel aan repara ties aanleiding kunnen geven.

Professor G. S. J. Aertssen (Rijksuniversiteit te Gent): Bij een groot ertsschip werden in beaufort 8 op kop in het hoofddek

midscheeps de volgende spanningen gemeten : in ballast low cycle 95 N/mm2 (9,5 kgf/mm2) slamspanning 6 kgf/mm2

in geladen low cycle 135 N/mm2 (13,5 kgf/mm2) slamspanning 2 kgf/tnm2

Totaal is 155 N/mm2 (15,5 kgf/mm2) voor beide. Welk staal wordt aanbevolen?

Antwoord: Van doorslaggevend belang is of al of niet een groot vlakwater buigend moment aanwezig is. Naarmate d it moment groter is in vergelijking met de golfbuigende momenten heeft het meer zin H.S.-staal toe te passen.

Jr. J. M. Hermes (Staatsmijnen): Kunt u iets zeggen over het

ver-schil tussen de Robertson-stop-temperatuur en resultaten van

wide-plate tests? W 143 SCHIP 1 -(H.S.) 3