Statische und dynamische beanspruchung von schiffs-propellerflügeln

8 NOV Ian

ARCHIEF

DOCUmENTATIE

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Sanderdruck

Jahrbnch der Schiffbautechnischen Gesellschaft 64. Band 1970

Springer-Verlag, Berlin/Heidelberg/New York Printed in Germany

K. Meyne

Statische 'Ind dynamische Beanspruchung von Schiffspropellerfliigeln

Mit freundlic4e,n'GrUfien

vom Verfasser aberreioht.

Nicht im Handel

Naehdruck ohne Genehmigung der Sehiffhauteehnischen Gesellschaft, Hamburg, nicht gestattet

tab.

v. Scheepsbouwkunde

Technische Hogeschool

'Statische lin& dynamische Beanspruchung von Schlifspropeilerfliigeln

Von Dr.-Ing. K. Meyne, Hamburg

-Meinem verstorbenen Lehrer, Herrn Professor Dr.-Ing. habil. Her Lerbs, gewidmet.

Eine Reihe von Schadensfallen, die in den letzten Jahren aufgetreten sind, hat dazu gefiihrt,

neue Dimenaionierungsmethoden von Schiffspropellern zu ilberdenkeni. Fiir the Ermittlung der

Fliigelbeanspruchung stehen in der Literatur einige Berechnungsmethoden 'zur Verfiigung, die

aber nicht ausreichen, urn die Fliigelbeanspruchung auchfür verschiedene Betriebsbedingungen

zu erfassen. Filr eine Losung des vorliegenden Problems sind Entwicklungsarbeiten auf den folgenden Gebieten notwendig:

Beanspruchungsmessungen am Propellerfliigel in GroBausfiihrung und Modell (in Glatt-wasser,im Seegang, unter verschiedenen 1VIanovrierzustanden und Ruderlagen, bei Crash-Stop ; Langzeitmessung an einem Propellerfliigel).

Berechming des elastischen Verhaltens des Propellerfliigels. Berechnung der Lasten des Propellerfliigels fiir die verschiedenen Betriebsbedingungen. Hydrodynamische Anteile (stationar,

instationar) aufgrund des Nachstromfeldes, Fliehkraftanteile, Eigenschwingungen, Erregungen

aus dem SchwingungssystemAntriebsanlageWellenanlage.

Umfangreiche Materialuntersuehungen unter realen Last- mid Kormsionsbedingungen. Die im letzten Jahr im deutschen Schiffbauraum durchgefiihrten Beanspruchungsmesaingen

an Schiffspropellerfliigeln des MS Pekari" (GroBversuch), des MS Neuenfels" (GroB- und

Modellversuch) und des TCS Flinders Bay" (GroBversuch) haben den Berichter dazu erniutigt, eine Berechnimgsmethode für diesen Problemkreis zu entwiekeln, da mit den Untersuchungen nunmehr ausreichende Vergleichsmoglichkeiten zwischen Berechnungs- und Versuchsergebnis

vorhanden schienen, Diese Erwartungen haben sich leider nur zum Tell erfiillt. Die MeBergebnisse

an der Pekari" shad fur einen

Vergleich ungeeignet, da die MeBeinrichtung fiir die

Fliigel-spannungsmessung erhebliche Isolationsschwierigkeiten aufwies, und die Ergebnisse an der

Flinders Bay" sta,nden dem Berichter bisher leider nicht zurVerfiigung. Die nachstehend

an-gefiihrten Vergleiche stiitzen sich daher ausschlieBlich auf die Ergebnisse der

Fliigelspannungs-messung an der Neuenfels". Furdie Bereitstellung dieser MeBergebnisse und der Propellerdaten

sei den Rheinstahl-Nordseewerken GmbH, der Hamburgischen Schiffbau-Versuchsanstalt GmbH,

dem Institut fiir Schiffban und der Firma Ostermann & Co. gedankt.

Fiir eine Berechnung der Flugelbeanspruchung ist die Aufgabenstellung klar in die Berechnung der Lastverteilung und in die des elastischen Verhaltens des Propellerfliigels geteilt. Ein be-friedigendes Ergebnis ist nur durch em n moglichst exaktes Erfassen der Gegebenheiten in beiden

Richtungen zu erwarten. Der- Berichter hatte zunachst beabsichtigt, eine Flachentheorie fiir die

hydrodynamischen Lasten und entsprechend dazu eine klachentheorie für das elastische Ver-halten des Propellerfliigels nach der Methode der finiten Elemente aufzubauen. Letzteres ent-spricht dem Vorschlag in der englischen Fachliteratur (Diskussion zu [10 F] und [11 F]). Es wurde jedoch der augenblickliche Entwicklungsstand der instationaren hydrodynamischen

Flachen-theorie des .Propellers als noch nicht ausreichend anu''esehen, umden erheblichen theoretischen

und numerischen Mehraufwand zu vertreten, z-umalder bier benutzte quasi-stationtire Ansatz

nach Gegeniiberstellungen in [17 H], [18 H] und [8 S] erstaunlicherweise zu gleichwertigen

Er-gebnissen fiihrt. Das rnag dadureh erklarbar sein, daBlediglich the niedrigen Harmonischen des

Nachstroms einen wesentlichen .Beitrag liefern.

So wurde die international eingefiihrte Balkentheorie als Ersatzsystem fiir den Propellerfliigel beibehalten. Fur die hydrodynamische Berechnung der Fliigellasten wird em quasi-stationarer Ansatz benutzt.. Es Wird .ein Stabwirbel angenommen, der zum Fliigel an der Nabe. auf 0,25 ortlicher Fliigelbreite und radial stetig verlaufend auf 0,5 ortlicher Fliigelbreite an der Spitze liegt

1 Im Abschnitt5.5werden Propellerthigelbriiche und deren Ursa,chen beha,ndelt.

242 Statische und dynamische Beanspruchung von Schifispropellerflugeln

und auf den alle Korrekturen der modernen Propellertheorie angewendet werden. Es werden die Nullauftriebseigenschaften der speziellen Fhigelschnitte beriicksichtigt. Fur die Berechnung der Fliigellasten werden das axiale Nachstromfeld und zusatzlich tangentiale Nachstromkomponenten beriicksichtigt. Fiir die Berechnung des elastischen Verhaltens des Propellerflagels werden die Widerstandsmomente far den Ersatzbalken fiir ebene, zur Biegeachse des Propellerflagels senk-rechte Schnitte berechnet. Diese Schnittform ergibt sich aus der Anschauung von Fhigelbriichen, die einen eindeutigen Hinweis auf den Beanspruchungsverlauf an Propellerfliigeln darstellen.

In der Literatur fand der Berichter spater, daB auf these Gestalt der Bruchflachen schon R sing h

[2 F] vor 25 Jahren hingewiesen hat. Wie aus Messung und

Berechnuno-e'

hervorgeht, ist der Propellerflugel eines Schiffes em n weit-gehend dynamisch beanspruchtes Bauteil. Darait tritt eine Dimensionierung des Flagels unter Kenntnis von GraBe und Verlauf der Lasten mid der Materialeigenschaften in Hinblick auf the

Schwingfestigkeit miter Korrosionsbedingungen eindeutig in den Vordergrund.

1. nbersicht

Im Laufe der letzten 60 Jahre sind eine Reihe von Festigkeitsberechnungen fur den Propeller-fliigel entwickelt worden, von denen die klassische Methode von Taylor [1 F] wegen ihrer Ein-fachheit am bemerkenswertesten ist. Die Schubverteilung wird als Dreieckslast und die Tangential-kraftverteilung als Rechtecklast iiber den Radius angesetzt ; auBerdem wird die Fliehkraft durch einen einfachen Ansatz beriicksichtigt. Die Widerstandsmomente werden aus den gestreckten Zylinderschnitten. ermittelt. Das sind die Anfange der Balkentheorie fiir den Propellerflagel, die im Laufe der Jahre verfeinert wurden.

Weitere Arbeiten folgen dann 30 Jahre spater von R osingh [2 F], Biezeno [13 F], Romson [3 F] wad Cohen [5 F]. Rosingh fiihrte als erster ebene, zur Biegeachse senkrechte Schnitte em, far die er die Widerstandsmomente ermittelte. Biezeno findet durch experimentelle Unter-suchungen the Ergebnisse nach der Methode von ROsingh sehr gut besta,tigt. Romson be-stimmte für verschiedene Profilschnitt-Typen auf experimentellem Wege Koeffiz.ienten a fiir the Ermittlung der Widerstandsmomente der ROsingh-Schnitte, bezogen auf einen normierten Wert:

WAt2 1). Sehr weitgehende Schalentheorie-Ansatze stellte Cohen auf. Mit groBena

mathe-matischemAufwand wird eine strenge Losung fiir den Spannungsverlauf sehr thinner Schrauben-flachensektoren gesucht. In Anwendung dieser Ergebnisse sieht er eine strenge LOsung selbst einen vereinfachten Propellerfliigel endlicher Dicke (Schraubenflachensektor) far auBerordentlich schwierig an, da die Randbedingwagen nicht zu erfiillen sind. Er halt es fur nicht moglich, fiir den Entw-urfsgang anwendbare Gleichungen aufzustellen. Es kommt einer Resignation gleich, wenn er vorschlagt, nach der Methode von Taylor zu rechnen; die bei konsequenter Anwendung zwar nberhoht sichere, aber gut vergleichbare Werte fiir die Beanspruchung verschiedener Propeller an der Fliigelwurzel ergibt.

Kretschmer [6 F] berechnet mit Hilfe vereinfachter Ansatze Schub- mid Tangentialkraft-verteilungen, wie sie sich nach der Wirbeltheorie ergeben. Kr diskutiert ausfiihrlich die am Fliigelelement angreifenden Krafte. Keyser wad Arnoldus [7 1] verfolgen the Balkentheorie welter. Sie fahren in Hinblick auf die Lasten Ansatze der Wirbeltheorie mid norraierte Verteilungs-grOBen für zwei typische Nachstrom- und Steigungsverteilungen ein, schlagen eine Tabellen-rechnung fiir eine genauere Ermittlung der Fliehkraft vor mid suchen in Diagrammform the Ermittlung der Widersta,ndsmomente der Rosingh-Schnitte zu erlautern.

Weitere Berechnungsverfahren wurden von S ch oen herr [15 F], Morgan [4 F], Burrill [9 F], Conolly [10 F], Atkinson [11 F] mid McCarthy mid Brock [12 F] entwickelt. Conolly fiihrte Messungen im GroBversuch mid einen statischen Bela,stungsversuch am Modell eines ZerstOrerpropellers durch. Far den Belastungsversuch findet er eine sehr gute rbereinstimmung zwischen Versuch wad Berechmmg nach der ROsingh-Methode. Durch eine stark vereinfachte quasi-stationare Methode versucht er, die hydrodynamischen Lasten zu ermitteln, mid far the Berechnung der Beanspruchung fart or Ansatze aus der Theorie diinner Schalen ein. Far den Entwurfsgang schlagt er ein Kurzverfahren mit weiter vereinfachter hydrodynamischer Last-annahme in Kombination einer vereinfachten Plattentheorie mit Serienflagelblattverlaufen miter Disku,ssion verschiedener Geometrieparameter vor. Es 1st wohl die z. Z. am weitesten entwickelte Kurzmethode zur Ermittlung der mittleren Beanspruchung des Propellerflagels. Atkinson dis-kutiert fur eine Reihe von Propellerentwiirfen die einzelnen Berechnungsmethoden nach [2 F], [10 F], [11 F] wad fur the Balkentheorie. Er kommt zu selu. widersprachlichen Aussagen. Hier

16'

Statische und dynaraische Beanipruchung von Schiffspropellerfhigeln 243

wird zum erstenmal das Ergebnis einer Berechnung der .Spannungsverteilung an einem

Propeller-flagel irn Nachstrorafeld angegeben, aber nicht deren Berechnungsmethode.

McCarthy und

Brook stellen Ergebnisse einer statischen Messung .(durch konstanten Flachendruck in einer Druckkammer fiir den Fliigel) ether bereclniung nach der 'Ballientheorie gegenaber. Dabei werden die Widerstandsmomente aus den abgewickelten Zylinderschnitten ohne deren Wolbung benutzt.

Far den Fall eines Propellers rait iiblichen Profilen zeigt sich gutetbereinstimmung. Breslin

[6 El] berechnet Flagelbeanspruchungen nach ether instationaren hydrodynamischen

Flachen-theorie in Kombination mit ether einfachen BalkenFlachen-theorie ohne Beriicksichtigungder speziellen

Dickenverteilung eines Propellers in radialer und in Sehnenrichtung. Die in der englischen

Fach-literatur abliche ausfahrliche und interessante Diskussion laBt die groBen Schwierigkeiten auf

diesem Gebiet deutlich werden.

Der Berichter schlagt vor, eine Spannungsermittlung unter Verwendung der gestreckten Zylinderschnitte fiir die Widerstandsmomente als konservative Methode und die ebenen, zur

Biegeachse senkrechten Schnitte als Rosingh-Schnitte zu bezeichnen. Die vorliegende Arbeit ist

der erste Beitrag aber das Thema Propellerfestigkeit vor unserer Gesellschaft. 2. Einfiihrung der ebenen, zur Biegeachse senkrechten Schnitte

Fur eine Ermittlung des Festigkeits- und Schwingungsverhaltens eines Propellerfhigels wird

aus den vorangestellten Griinden als Ersatzsystem em n Balken gewahlt, dessen Tragheits- wad

Widerstandsmomentenverteilung aus den Profilschnitten ermittelt wird. Aus hydrodynamischen und auch aus Herstellungsgranden wird em n Schiffspropeller auf der Basis der Zylinderschnitte konstruiert ; aus hydrodynaraischen Granden deshalb, weil der Zylinderschiaitt angenahert in Stramungsrichtung liegt mid damit weitgehend fiir die Entstehung der hydrodynamischen Lasten am Fliigel verantwortlich 1st; aus Herstellungsgranden deshalb, weil ein Zylinderschnitt auf ether

Linie eines konstanten Schraubenflachensteigungswinkels liegt und

somit das" konstruktive

Flagelelement darstellt. Aus der Beobachtung der Flagelbrache, die einen eindeutigen Hinweis

far den Beanspruchungsverlauf am Propellerflfigel liefern, 1st zu entnehmen, daB ebene, zu ether elastischen Achse, d. h. ether Biegeachse senkrechte Schnitte far das Beanspruchungsverhalten

des Flagels verantwortlich sind. Die Idee, den Propellerflagel auf diese Art zu sclmeiden,W-arde

von R a sing h eingefiihrt mid in den letzten Jahrzehntenwiederholt aufgegriffen mad diskutiert.

Da aber die Ermittlung dieser ebenen oder ROsingh-Schnitte aus der Zylinderschnittgeometrie

einen erheblichen numerischen Aufwand bedeutet, 1st deren exakte BerechnungroutinemaBig

ohne Einsatz ether elektronischen Rechenanlage nicht moglich. Kurzverfahren zur Ermittlung der Widerstandsmomente der Rosingh,Schnitte fiihren nicht auf ausreichend genaue Ergebnisse.

Fur die Berechnung der ROsingh-Schnitte 1st die jeweils spezielle Propellergeometrie in der

Nachbarschaft des gesuchten Schnittes (Profilforna, Dicken-, Blattbreiten- und Steigungsverlauf) von ausschlaggebendem EinfluB. Bei ether Verwendung der Zylinderschnitte fiir die Berechnung der Widerstandsmomente 1st dieser EinfluB der Nachbarschaft nicht gegeben.

Im folgenden wurden zwei mogliche Biegeachsen angenommen, senkrecht zu diesen die ebenen

Schnitte ermittelt und deren Tragheits- wad Widerstandsmomente berechnet. Die erste

Biege-achse entspricht der sogenannten Erzeugenden des Zeise-Entwurfs. Sie verlauft auf dem Radius

0,7 R durch die halbe Blattbreite. Die zweite Biegeachse 1st durch die Link der

Flachenschwer-punkte gelegt (s. Abb. 1).

Tm Programm wird zunachst die Propellergeometrie fiir die Konstruktions-Zylinderschnitte

analysiert. Dafar sind etwa 350 bis 500 Eingabedaten erforderlich, die eine Berechnung der

Flachen, der Tragheits- mid Widerstandsmomente, der Schwerpunkte und far die Ermittlung der

hydrodynamischen Lasten die Berechnung der Nullauftriebswinkel ao mid der Winkel cxs (s. Be-zeichnungen) gestatten.

Von den Eingabedaten aubgehend wird fiir beide Biegeachsen die AuBenkontur des

Flagel-blattes, die durch Radius, Zylinderschnittbreite mad Steigung gegeben 1st, dahingehend

analy-siert, daB die ortlichen Schnittpunkte an ein- (EK) mid austretender Kante (AK) gesucht mid

damit Profillange und ortliche Steigungswinkel fiir eine ausreichende Zahl von Punkten des neuen Profils ermittelt werden. Danach folgt eine Berechnung der Profilordinaten fiir den je-weiligen Schnitt. Urn einen Vergleich zu erhalten, werden alle drei Schnittformen far den gleichen

Punkt auf der Erzeugenden berechnet (Abb. 1).

Wahrend der Zylinderschnitt in seiner ganzen Lange auf einem konstanten Steigungswinkel zur Druckseitenbasislinie liegt, befinden sich z. B. die Profilordinaten der Rosingh-Schnitte

244 Statische und d3rnamische Beanspruchung von Schiffspropellerfhigehi

senkrecht zur Erzeugenden in Richtung auf die EK und AK auf groBeren Radien als der Schnitt-Punkt an der Erzeugenden wad liegen somit auf kleineren Ortlichen Steigungswinkeln. Die Rosingh-Schnitte unterscheiden sich teilweise recht erheblich von den entsprechenden

Zylinder-Schnia senkrecht zur Schwerdunktachse Scrrniti senkrecht zur Erzeugenden. Zylinderschnitt AK Erzeggende

OM*austieterVe

Kante 01

eiraretence Katie

Abb. 11 ProPellerflUgel: Zylinderschnitt, ebener Schnitt senkrecht zur Erzeugenden, ebener SChnitt senkrecht znr

Schwer-. -punktachse.

schnitten und weisen einen S-Schlag auf, der auch aus Bild.ern van Filigelbriichen als typisch erkennbar lit.

Abb. 2 zeigt die Rosingh- Schiaitte senkrecht zur Erzeugenden mid Abb. 3 jene senkrecht zur Schwerpunktachse. Aus beiden Bildern, aber vor allem aus den berechneten TrEigheits- und

Zvlinderschnitt

Schmitt 5enkrecht

Erleurienden .

StatiSche und dynamische Beanspruchung von Schiffspropellerflugeln 245

Wiklerstandsmomenten (Abb. 4) wird erkemibar, wie sehr sich Zylinderschnitte und RoSingh-Schnitte in Schnittlange, maximaler Dicke und in der Form unterscheiden. Fiir die Berechnung

der Tragheits- mid Widerstandsmornente, fiir den jeweiligen Rosingh-Schnitt ist es notWendig,

Schnitt sen recta

zws

scr_!_werP m Abb. 3. Gegeniiberstellung Zylinderschnitt und ebener Schnitt senkrecht zur Schwerpunktachse.

5

ZOO

r

Abb. 4. Berechnungsergebnisse fiir Zylinderschnitte, fiir the ebenen Schnitte senkrecht zur Erzeugcnden und fiir die ebenen Schnitte senkrecht zur Schiverpunktachse.

eine neue Basislinie zu suchen. Das Programm erraittelt iterativdiejenige Basislinie, die jeweiLs

auf minimale Tragheitsmomente fiihrt (Trager mit verdrehteriHaupttragheitSachsen). Das

Be-rechnungsverfahren ist eine vollkommene rauraliche Beschreibung des Propellerfliigels und konnte praktisch alle Daten fur em n Frasen eines Fliigels in beliebiger Richtung (ohne eine Werk= zeugsteuerung) bereitstellen. Bei einem Vergleich der Berechriungsergebnisse fill' die beiden

Zylinderschnitt

-...--. SChnitt ierdattlil nr Rutgers:len

--, Schnilt Timed tur Schwerwrikb:hse

IL.

Ilk:6 Li

, Was

\.

-1500 .2000

246 Statische und dynainische Beanspruchung von Schiffspropellerflfigeln

gewahlten l3iegeachsen zeigt sich eine gute tThereinstimmung der Ergebnisse aid den inneren

Radien, dagegen eine erhebliche Abweichung aid den auBeren Radien. Im folgenden wird deshalb, auch im Hinblick aid erhebliche Abweichungen fiir, die im nachsten Abschnitt beschriebenen

Ergebnisse der Berechnung der Biegeeigenschwingung von Propellerflugeln, _{nur noch die}

Er-zeugende als Biegeachse berricksichtigt.

AbschlieBend soli die Vbereinstimmung der vorgelegten Berechnungsmethode zu anderen Ver-fahren mit Abb. 5 gezeigt werden, die der Arbeit von Cohen entnommen ist. Die angegebenen

Kurven far die maximale Spannung in radialer Richtung sind hinsichtlich Belastung_und

Wider-standsmoment normiert. Allen Berechnungen liegen die gleichen Lastverteihmgen in radialer Richtung zugrunde, da lediglich em n Vergleich in bezug auf die _Widerstandsmomente gesucht

wird. Mit Kurve B in Abb. 5 schlagt Cohen eine NaherungslOsung fiir den Spannungsverlauf_an

15 12 /1. 0 3 Rhbe

Abb. 5. MaTimaiRparmung "Max im Schnitt eines Schraubenflachonsektors (HID = 1,14; _{RSvitze/RNabe = 5,167)}

konstanter Wandstarke miter konstanter Belastung. Kurve A: Spannungsvorteilung miter Beriicksiehtigung der

Wider-standsmomente der Zylindersehnitte itiir den 30°, 60°- -told 90°-Schranbentlachensektor (konventionelle Methode). Kurve B: Sehalentheorie nach Cohen [5 Fl.

einem Schraubenflrichensaktor endlicher Dicke vor, der unter gleichfOrmiger Flachenlast steht (Fall ohne Rotation). Dazu gibt Cohen eine weitere Kurve A an, die sich nach der Berechnungs-methode nach Taylor ergibt. Für Schraubenflachensektoren von 30°, 600 und 90° werden nach

der vorgelegten Berechnungsmethode einmal die Widerstandsmoment,e aus der

Zylinderschnitt-geometrie eingesetzt, deren Ergebnisse alle exakt aid der Kurve A (Taylor-Methode) lieaen. Werte, die zumanderen nach dem vorliegendenProgramm fiir die ebenen, zurBiegeach'se senk-rechten Schnitte ermittelt weiden, entsprechen sehr gut den Ergebnissen, die Cohen nach der ROsingh-Methode ermittelte.

Da weiter die R6singh-Methode durch die experimentellen Ergebnisse von Bie z en o und Co no lly bestatigt w-urde, wird die hier entwickelte Berechnungsmethode als gesichert anzusehen

sein. Wie man im nlichsten Abschnitt sieht, gilt das auch filr die berechnet,en undgemessenen

Ergebnisse der Biegeeigenschwingung, bei der die. R6singh-Schnitte berticksichtigt w-urden. Werden, wie es Taylor vorschltigt, die Widerstandsmomente aus den gestreckten Zylinder-schnitten eingesetzt, ergeben sich bis zu 30% hohere Spannungswerte. Bei groBen Seitenverhalt-nissen (das Seitenverhaltnis sei definiert als proportional zl(FalF)) weichen die Widerstands-momente für Zylinder, und R6singh-Schnitte wenig voneinander ab. Bei sehr kleinen Seiten-verhaltnissen wird die vorgeschlagene Methode nicht melr zu exakten Ergebnissen frihren, da darn neben der iiberragenden GrOBe der Radialsparinung die Tangentialspannung zunehmenden RinfluB erfahrt.

o Efr Schradenfhlehensektor vow* oor

el 60._30' Schiaubenflothensektor Rosingh- MetWe

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"-Statische und dynamische Beanspruchung von Schiffspropellerfhigeln 247

3. Berechnung der Biegeeigenschwingung eines Propellerfliigels

Urn den EinfluB der Eigenschwingung, vonPropellerfliigeln hat es in den letzten Jahren viele

Diskussionen gegeben, so daB es wichtig erschien, auch dafür em n weitgehend exaktes Berech-nungsverfahren anzustreben. Erste experimentelle Untersuchungen wurden von Burrill [2 V] und Hughes [3 V] angegeben ; weitere Untersuchungen mit Ansatzen zur Berechnung findet

man bei Matthieu [1 V],

Hasbach [6 V], Lindholm et al. [8 V], Forsching

[9 V], Nitzki

et al. [9 E] und Boese [11 V].

Fur die vorliegende Berechnungsmethode wird das im Schiffbau bekannte Gambel-Csupor-Verfahren [5V] zugrunde gelegt. Danach wird als Ersatzsystem fiir den Propellerfliigel ein ebener

Balken mit veranderlicher Massenbelegung und Steifigkeit gewahlt, dessen diskreteMassen'nach

dem genannten Verfahren durch masselose elastische Glieder verbunden sind. Mit diesem Ansatz ist die Analogie zum vorhergehenden Abschnitt gegeben.

Fiir die Berechnung werden die Rosingh-Schnitte senkrecht zur Erzeugenden benutzt (ortliche Fliigelbreiten, Flachen, Flachentragheitsmomente und die Widerstandsmomente fiir die

Druck-seite), durch deren Verwendung der PinfluB des speziellen Steigungsverlaufes des. FliigelserfaBt

wird. Es wird vorausgesetzt, daB die Flachenschwerpunkte auf einer Geraden liegen. Aufgrund seiner Geometric fiihrt em n Propellerfliigel eine kombinierte Biege- und Torsionsschwingung aus.

Da der TorsionseinfluB auf die Eigenschwingungnach [19 H] und [22 H] aber vernachlassigbar

Wein ist, kann erwartet werden, daB das vorliegende Berechnungsverfahren alle Vorgange genii-gend genau erfaBt.

Gegeniiber dem Vorschlag von Csup or wurde das Verfahren hinsichtlich der Iteration zum Auffinden der Eigenschwingungszahlen und hinsichtlich der Berucksichtigung der Stablange etwas geandert. Die Anzahl der diskreten Massenscheiben ist abhangig vom Schwingungsgad SANZ -= 8 (n + 2) gehalten. Die Eigenschwingungszahlen, Durchbiegungen und Spannungs-verlaufe werden fiir Schwingungen in Luft und in Wasser berechnet. Fiir the letztlich für das Betriebsverhalten des Propellers interessierende Schwing,ung in Wasser wird eine zusatzliche hydrodynamische Masse eingefiihrt, die naherungsweise einem Ober der jeweiligen ortlichen Fliigelbreite gezogenen Vollkreis entspricht [8 F]. Diese zusatzliche Masse wird abhangig vom

Seitenverhaltnis, vom Schwingungsgrad und auch vom Radius x=r1.1? gehalten, da an den

auBeren Radien eine Reduktion dnrch SpitzenumstrOmung erwartet wird. Weiter wird eine fiktive Propellerfliigelverlangerung in Abhangigkeit vom' Seitenverhaltnis beriicksichtigt. MeBergebnisse an Propellerflageki fiir den 1. Schwingungsgrad in Luft mit einem Askania-Tastschwingungs-schreiber (these Messung wird routinemaBig durchgefiihrt) und Messungen mehrerer Schwingungs-grade durch the HSVA (im Auftrag von Theodor Zeise)init Hottinger-Beschleunigungsaufnahmen der T3rpen B 1 und B 3 an einigen Propellern ergaben eine sehr gute Bestatigung der vorliegenden Berechnungsmethode.

Fiir die drei hier untersuchten Beispiele MS Pekari",TCS Flinders Bay" und MS Neuenfels" (s. Tab. 1) sind die Ergebnisse der Berechnung der Biegeeigenschwingung in Wasser (Durch-biegungs- und Spannungsverlauf) in Abb. 6 bis 8a dargestellt. Fiir die Spannungsverlaufe wind der EinfluB der Hohlkehle einbezogen. Daraus ergibt sich ein Absinken der Spannungswerte an

der Fliigelwurzel. In Tab. 2 werden berechnete und gemessene Eigenschwingungszahlen

_gegen-abergestellt. Eine Abweichung innerhalb +5% muB als sehr gates Ergebnis gewertet werden, da allein magliche Variationen des E-Moduls innerhalb einiger Prozente these Abweichungen

nahezu erklaren (v In der Ta,belle wind weiter the Maximalspannung auf 1 mm

Spitzen-durchbiegung normiert und deren radialer Ort angegeben. Danach ergibt sich der Ort maximaler

Spannung far den 1. Schwingungsgrad immer in Nabennahe, fiir alle anderen Schwingungsgrade

in Nahe der Fliigelspitze. Weiter laBt das Ergebniserkennen, daB zumindest fiir den 1.

Schwin-gungsgrad die zusatzliche Beanspruchung aus der Biegeeigenschwingung nicht bedeutend ist. 'Ober die GrOBe der Erregung des Flagels in Form von Dreh-, Ltings- oder Biegekhwingungen

aus dem SchwingungssystemWelleMaschinenanlage kann hier noch nichts ausgesagtwerden.

Auch auf diesem Gebiet sind weitere MeBergebnisse anzustreben. Vorbereitende Ansatze zu einer

Berechnung sind mach den Arbeiten von Rupp [5 E], Metz meier [1 E, 2 E], Schuster [3 E,

248 Sta,tische und dynamische Beanspruchung von Schiffspropellerfhigeln 1,0 Abb. 6. Biegeeigenschwingung Kiihhatiff MS 'Pekriri' %ggnn029' fropellerflugel-DurchbieoRg Radius

des Propellerfhigels in Wasser, Durehbiegung (Berechnung I. bis V. Grad,_{MS Pekari").} KiihIschiff

Abb. 6a. Biegeeigenschwingang des Propellerfhigels in Wasser, gpannungsverlauf (Berechnurtg I. bis V. Grad, Kiihlschiff

Abb. 7. Biegeeigenschwingung des Propellerthigels in Wasser, Durchbiegung (Berechnung I. bis V. Grad, Containerschiff TCS Flinders Bay"). 1,0 0.5 0,3 mu Cpntainerschiff IlLegeeigenschwingo Ourettingg Rimbe RattuS- leen) 1.0 0.5 0,5 1,0

Siatische und dynarnische Beanspruchung von SchiffspropellerflUgeln .249

Abb. 7a. Biege6igenschwingung des Propellerfhigels in Wasser, Spannungsvcrlauf (Bercchnung I. bis V. Grad,

Container-schiff TCS Flinders Bay.).

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250 Statische und dynamische Beanspruchung von Schiffspropellerfiligeln

Abb. 8. Biegeeigenschwingung des Propellerfingels in Wagger, Durchbicgung (Berechnung I. bis V. Grad, Frachtschiff

MS Neuenfels"). e h 11.17i; " 0 to 0,5 0,5 Frattischiff MS 'Neuenfels' Npeller-Bur. uAti Fiachtschift MS 'Neuetels°

teg gerisc lwingulig_

Propelleffbigel -S gsverlaul.

Abb. 8a. Biegedigenschwingung des-Propellerfliigels in Wasser, Spannungsverlauf (Bercchnung I. bis V. Grad, Fra,cht-schiff.MS, Neuenfels").

KiihIschiff MS Pekari" Schiff: Lap = 128m

= 18m

-= 6 m a = 0,563

v = 22 kri

w = 0,215 ohne Stevenhacke Halbschweberuder

Containerschiff TCS Flinders Bay"

ScMff: = 213,36 m B = 30,48 m T

=

9,144m 6

;=

0,6013 v -= 23,5 kn w = 0,23 ohne Stevenhacke Halbschweberuder Frachtschiff MS Neuenfels" Schiff: = 128,70 m B = 17,80m T =- 8,00m 6 -= 0,681 v = 17,3 kn xo = 0,35 Stevenhacke Konventionelles Ruder

Statische und dynamische Beanspruchung von Schiffspropellerfliigeln 251 Tabelle 1. Schiffs- und Propellerdaten

Tabelle 2. Biegeeigenschwingung Propellerfliigel, Berechnungsergebnisse und MeBwerte

(v Eigenschwingungszahl,amax bezogen auf 1 mm Spitzendurchbiegung, x rIR Ort der maximalen Sparmung)

r . Maschinenanla,ge: Propeller: Ne = 11 400 PS D = 4 800 mm n = 142 min-1 HID = 1,055 F alF = 0,71 Type: MAN K9Z 70/120D z = 5' es = 0,84 Material: ALCUNIC Maschinenanlage: N = 32 450 PS --- 140 min-1 Turbine Maschinenanlage: Propeller: N e = 7 200 PS D = 4 700 IIIM n = 135 min-1 HID = 0,869 F alF = 0.61 Type: MAN K6Z 70/120D z = 5 es = . 1,44 Material: Cu-Al-Ni F60 Propeller: D 6 100 inm HID = 0,9131

Fall'=

0,88 z

=

5 Cs = 1,21 Material: ALCUNIC

*MeBwert I. Grad: 33,4 Hz (--1- 3,8%) *MeBwert I. Grad: 18,6 Hz ('- 4,2%) *MeBwert I. Grad: 34,0 Hz (- 2,5%) *MeBwert I. Grad: 18,5 Hz (± 0,6%)

Containerschiff TCS Flinders Bay"

38,7* 31,7 0,26 22,3 31,9 0,26 115,6 ' 85,3 0,82 77,3 85,7 0,80 III 237,8 206,9 0,87 169,3 201,8 0,86 IV 406,3 373,3 0,90 , 302.2 355,1 0,90 V 626,3 569,1 0,92 454,1 508,6 0,91 *MeBwert I. Grad: 37.1 Hz (+ 4,2%) Frachtschiff MS Neuenfels" I 34,7* 22,5 0,27 17,8* 23,4 0,30 II 110,9 48,3 0,25; 0,75 66,1 46,3' 0,25; 0,73 III 236,2 131,8 0,90 ' 151,7 108,2 0,88 IV 412,3 276,3 0,91 276,6 230,6 0,90 V 645,1 479,5 0,93 469,7 411.9 0,91 Kii hl s c h if f MS Pekari" 33,1* 34,0 0,25 18,6* 34,4 0,25 II 114,4 80,1 0,79 73,7 79,1 - 0,79 III 246,4 208,6 0,86 169,4 199,4 0,85 IV 430,0 397,4 0,90 308,1 364,5 0,89 V 668,4 628,7 0,91 488,5 568,0 0,90

v[Hz] arnax tkp/crn9 x = rIR v [Hz] crmax[kp/cm2] x rIR

252 Statische und dynamische Beanspruchung von Schiffspropellerfliigeln

4. Bereehnung der Fliigellasten,. der Spannungsverteilung und der Fliigeldurchbiegung Der rechnerischen Ermittlung der Fhigellasten werden eine Reihe von Vereinfachungen und Vernachhissigungen vorangestellt, die gleichzeitig Moglichkeiten und Grenzen einer Berechnung iiberhaupt erst erkennen lassen.

Fiir die Berechnung der hydrodynamischen'Lasten wird der Propellerfhigel als starr ange-nommen ; die Veranderung der hydrodynamischen Lasten eines Flagels bei Berlicksichtigwag von Verdrehung mid Verbiegtmg des Fliigels unter Last wird also vernachlassigt, da der EinfluB nach Oberembt [22 H] sehr gering ist.

Eine vibratorische Erregung des Fliigels in hydrodynamischer Hinsicht aus dem wechselnden Abstand zur SchiffsauBenhaut wird ebenso vernachlassigt wie eine Erregung des Fliigels durch vom Schiff abgehende Turbulenzen.

Umfangsgeschwindigkeitsschwankungen durch Erregung aus dem Schwingungssystem WelleAntriebsanlage konnen im Programm beriicksichtigt werden. Fi:u. die Berechnung der hydrodynamischen Lasten liegt in der Regel lediglich das norninelle Nachstromfeld des Schiffs-modells vor. Die Modifikation dieses Feldes am groBen Schiff mid die Modifikation des Feldes durch den Propeller (effektives Nachstromfeld) miissen unberiicksichtigt bleiben, da hieriiber international gesehen unser Wissen begrenzt ist.

Weiter wird eine durch die Hinterschiffsform bedingte Schritganstromung angenommen, deren GroBe lediglich aufgrund eines Vergleiches mit MeBergebnissen z. B. nach [12 H] geschtitzt werden kann. Die Schriiganstromung muB beriicksichtigt werden, da sie beim Einschraubenschiff z. B. Mr die Unsymmetrie im Spannungsverlauf um die 12°°-Uhr-Position verantwortlich ist und die GroBe der Doppelamplitude (peak-to-peak-value) wesentlich beeinfluBt.

Eine Berechnung der stationaren und besonders der instationaren Flachenlasten fiihrt auf sehr groBe theoretische und numerische Schwierigkeiten. Deshalb wird eine normierte F15,chen-verteilung der Last vorgegeben und die Berechnung fur den Stabwirbel aufgebaut. In Analogie dazu wird, wie schon voranstehend geschildert, als Ersatzsystem fiir den Propellerflagel fiir die Festigkeitsbetrachtung em n an der Fliigelwurzel eingespannter Balken angenommen.

Effekte, die sich aus der instationaren Kavitationsschicht am Fliigel in,verschiedenen Nach-strompositionen ergeben, werden vernachlassigt.

Die Propeller-Lasten werden quasi-stationar auf der Grundlage der Entwurfsmethode miiBig belastete Optimalpropeller unter Verwendung der Goldstein-K-Faktoren [911] und der Kriimmungskorrekturen [10.H] fiir endliche Nabenradien berechnet. Die Form der tragenden Lithe des Stabwirbels zum Fliigel wurde so angenommen, daB sie an der Nabe auf 0,25 der Flfigelbreite mid radial stetig verlaufend auf 0,5 der Fliigelbreite an der Spitze liegt. Die Winkel-position des Fliigels im Nachstromfeld wird nicht durch die Erzeugende, sondern durch die Lage des Stabwirbels auf dem Radius 0,7 .R definiert. Die Nullauftriebseigenschaften der jeweiligen Propellerprofile, die bei gewOlbten Profilen wesentlichen EinfluB haben, werden nach Burrill

[16 H] berechnet.

Fur den hier angewendeten quasi-stationiiren Berechnungsansatz wird in den Arbeiten [17 H] mid [18 H] eine gute t.Thereinstimmung zu den noch sehr viel aufwendigeren instationaren Flachentheorien nachgewiesen, nach [8 S] wird dieser Ansatz experimentell bestatigt, ebenso nach [3 S]. Es sei bier bemerkt, daB das Prog,ramm in der jetzigen Form keinerlei Korrekturen enthalt ; weder wird das Geschwindigkeitsfeld noch wird die GrOBe der Kriifte verandert. Daran kann gedacht werden, wenn weitere MeBergebnisse zur Kontrolle des Berechnungsverfahrens zur Verfiigung stehen.

Fiir die Ermittlung der Gesamtbeanspruchung erfolgt im Programm eine exakte Berechnung der Beanspruchung aus der Fliehkraft, deren GrOBe erheblich sein kann mid ausgesprochen form-abhangig ist. Sie wird durch Drehzahl, Masse und Schwerpunkt des auBerhalb des betrachteten

Querschnittes liegenden Fhigelbereichs bestimmt und bewirkt als Zugbeanspruchung F (x) auf

der Druckseite eine Erhohung mid auf der Saugseite eine Entlastung gegeniiber der Haupt-beanspruchung aus den hydrodynamischen Lasten. Wird der Propeller mit Hang ausgefiihrt, wirkt auBerdem noch ein aus der Fliehkraft herriihrendes Biegemoment, dessen Ortliche Hebei ebenfalls formabhangig sind. Bei Oblicher Hangausfiihrung ergibt sich eine Zusatzbeanspruchung a H (x) auf der Druckseite als ErhOhung der Zugbeanspruchung und auf der Saugseite als Erhohung der Druckbeanspruchung.

Statische wad dynamische Beanspruchung von Schiffspropellerfliigeln 253

Fiir die drei Beispielfalle wurden fiir die vorliegenden Nachstiomfelder (Abb. 9 bis 11a) Span-nungsverlitufe entsprechend den in der Tab. 1 angegebenen Drehzahlen berechnet unter Annahme

eines konstanten, durch the Hinterschiffsform bedingten:SchrAganstrOmungsWinkels von 80. Die

Abb. 12, 13, 14, 14a und 14b zeigen Spanhungsverlaiife ith.Ndchstrorafeld fur die Radien 0,3 B, 0,5 B mid 0,8 R, die Abb. 12a, 13a und 14e zeigen einige radiale Spannungsverlaufe und die Abb. 12 b, 13 b mid 14d Schubverteilungen in verschiedenen Nachstrompositionen.- Die ent-sprechenden Durchbiegungen des PropellerfliAgeLs sind Abb. 15 his 17a zu entnehmen.

1,0 0,6 0,6 > >'" 0,4 0,2

111P7ffiait

Eill LE,

EL' NISI

MS

Abb. 9. Nachstromfeld, Kurven konstamter Abb. 9a. Nachstromfeld (Kuhlschiff MS Pekari"). Zustrtirnung (KiihIschiff MS Pekari").

Fur eihen Vergleich zWischen MeB- "und Berechnungsergebnis sind aus [19 II] fur die

Neuen-fels"-Messung die MeBschriebe fur den Radius 0,3 -R, 0,5 R mid 0,8 R entnommen mid in Abb. 14,

14 a'und 14 bzusammengestellt worden. Es ergibt sich eine.bemerkensWert gute tbereinstimmung

hinSichtlich der FOrna. des Verlaufes der FlagelSpannung irn Nachstfonifeld. Hinsichtlich der

GrOBe.der Werte kann am Radius 0,5 R eine sehr gutetbereinstim.mung festgestellt werden; am

Radius 0,3 R sind die berechneten Werte zu groB, am Radius 0,8 R zu klein gegenfiber den

MeB-150' 110"

180

0

Abb. 10. Nachstromfeld, Kurven konstantcr Zu-stromung (Containersehiff TCS Flinders Bay").

254 Statische und dynamische Beanspruchung von Schiffspropellerflugeln

werten. Dazu sei bemerkt, daB die Propellerprofile nach der Zeichnung als Kegelschnitte vorlagen, wiihrend das Prograram fiir die ublicherweise vorliegenden Zylindersohnitte aufgebaut 1st. VV_eiter entspricht die der Berechnung zugrunde liegende Propellergeometrie, wie auch schon in .[1.9 -11] dargelegt, einem der Propellerentwurfe, die im Laufe der Untersuchungen zur Modernisierung der Liebenfels"-Klasse bearbeitet wurden.

Grundsatzlich kann festgestellt werden, daB auf der hydrodynarnischen Druckseite Zugspan-nung und auf der hydrodynamischen Saugseite DruckspanZugspan-nung auftritt. Bei iiblichen

Propeller-913. 1,0 0,8 0,6 0,2 0'

Abb. 10 a. Nachstromfeld (Containersehiff TCS Flinders Bay").

profilen 1st die Spannung auf der Saugseite etwas groBer als auf der Druckseite, bei 'starker gekriimmten Profilen wie im Falle der Neuenfels" wesentlich graer. Fur iibliche Propeller-dimensionierungen 1st die Beanspruchung in Nabermahe am hochsten und fallt zur Fliigelspitze hin allmithlich ab. Fiir die Beanspruchungsbewertung 1st der Zugspannung die grOBere Beachtung zu schenken, da das Propellermaterial wesentlich mehr Druck- als 'Zugspannungertragt (s. Mate-rialtabelle im niichsten Abschnitt). Die vom Programm ausgegebenen Spannungswerte beziehen sich auf den Punkt Ortlicher maximaler Profilwandstarke ; damit entrant fiir diesen Punkt das

Zusatzglied a2(x, e)= M,(x)IW L(x, (Hierbei stellt x die radiale Komponente und die

Kom-ponente in Richtung der Profilltinge dar.)

7

178R

ii

liktiL\

PIC EIL

11111101

11

;

iii

30' or 90' 190' 180'

Statische und dynamische Beansiiruchung Yon Schiffspropellerfliigeln 255 12 0 80' 0,6 0,6 0,4 0,2 0' Position an Nrchstioniteld

Abb. 12. Berechneter Spannungsverlauf 'Ober einen Umlauf fur den Radius 0,3 R (Kilhlschift MS ,-,Pckari").

i

'ffilitlaill.,

FA

Mil

/

/

. OS Onaseite ss - Saugseite,

\

.

.--\ ---,

\

\

- \

_\

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/

/

.

/

r

sr . nr . 36

Abb. 11. Nachstromfeld, Kurven konstanter Abb. 11a. Nachstromfeld (Frachtschiff MS Neuenfels'-`). Zustrornung (Frachtschiff MS Neuenfels").

256 Statische und dynannsche BeanspruchUng von SChiffspropellerfhigeln

16

12

0

Abb. 2a. Berechneter Spannungsverlaul -fiber den Radius fiir drei Flugelblattpositionen (Kiiblsehiff MS Pekari")

50 000 30 000 00 000 dPsd,b (x) (IX Ikpl 10 000 06 06 10 Os Oruckseite SS -. Swede

--Sr r --....,.... Tr I N-,,...L. r 10 a r IN.-- A

Abb. 13. Berechneter Spannungsverlauf iiber

omen Urnlauf fiir den Radius 0,3 R (Con-tainerschiff TCS Flinders Bay").

5

Abb. 13b. Schub verteilungen (Containerschiff

TCS Flinders Bay"). 17 Jahrb. STG Bd. 64 6 0 Position On Nochsttomield 2 64 0,6 r n

Abb. 13a. Bereohneter

Spanninagsver-lauf iibef den Radius fiir drei

Fliigel-blattPositionen (Containersehiff TCS Flinders Bay"). tar 1111 1111111 nn. fP4l nr 36 DS OrucOseite 411111111.111111111111114111 0.2 0). 0.6 05

258 Statische wad dyna,mische Beanspruchung von Schiffspropellerfhigeln

10 15

Abb: 14. Berechneter wad gemessener Span-nungsverlauf auf Saag, mad Druckscite iiber einen Umlauf filr, den Radius 0,3 R

(Fracht-sChiff MS NeUenfels").

Abb. 14a. Bereehneter mid gem essener

.Span-nungsverlauf auf der Saugseite Ube chain

Umlaut am Radius 0,5 R (Fraeliti3chiff MS Neuenfels').

Abb. 14b. Berechneter mad gemessener

Spau-iiimgsVeilatif auf der Saugseite iiber einen Unilauf am Radius 0,8 R (FraohtSchiff MS

Nelienfels"):. Benxi/nog Mos_q_iN OS Drukette Saugseite SS

i

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Utechnung

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A 1 n V° I Messung Berechnung I 1

r

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I I 1

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fl 1 1 1

\

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\

I

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i.'

.%. ..._ _i _..., 070' 360'

tn.

Position im NOthStromfeld so. ow _350' Position im Nochstromfeld 180' 170 350" Position im Nachstromteld 10 Is lkonr1 5

17*

Statische mid dynamische Beanspruchung von Schiffspropellerfliigeln 259

15

12

Abb. 14c. Borechneter Spannungsverlauf iiber den Radius fiir drei Fhigelblattpositionen (FrachtschiffMS Neuenfels").

02 0,6 0,8

0.4 06 5,13 10

x =

Abb. 14d. Schubvert,eilungen (Frachtschiff MS Neuenfels"). 1,0 - DS - Oruddeite ier --- SS - Saugselle

r

65#"--""---= k

..---.4vit

I '11 '111111LI

260 _{Siatische und. dynamische Beanspruchung von Schiffspropellerfhigeln}

str er

Position Nochstramtetd 'P

Abb. 15. Durchbiegung der Fhigelspitze iiber einen Umlauf nach Berechnung (KiihlschiffMSPekari").

z 3 .c 25 0 06 R

Abb. 15a. Durchbiegung fiber den Radius für drei Fliigelblattpositionen _{nach Berechnung (Kiihlschif(MSPekari").}

10

180' 560.

ft--

Position im Nachstromfeia

Abb. 16. _{Duichbiegung der FlUgelspitze iiber einen Umlauf nach Berechnung (Containerschiff ToS}

Statische mid dynamische Bea,nspruchung von Schiffspropellerfliigehi 261 20 1 0 01. 08 10 R

Abb .16a. Durchbiegung iiber den Radius fiir drei Fltigelblattpositionennach Berechnung

(COntiainerschiff TCS Bay").

sr 100.

Position im Nachstroniteld

Abb. 17. Durchbiegung der Fliigelspitze iiber einen Umlauf nach Berechnung (Frachtschiff MS Neuenfels").

02 01.

x

-R

Abb. 17 a. Durchbieg-ung iiber den.Radius für drei Fidgelblattpositionen nach -Berdchnung (Frachtschiff MS Neuenfels").

08 08

262 Statische und dynamische Beanspruchung von Schiffspropellerfliigeln

Aus der Schub- und Tangentialkraftverteilung werden durch Integration die

Momenten-verteilungen 311(x) in Querrichtung und M2 (x) in Langsrichtung des Profits gewonnen. Dabei

fiihrt die Verteilung M2 (x) auf wesentlich kleinere Werte als 1111(x) mad wechselt in Abhiingigkeit von der speziellen Steigungsverteilung und der Belastung im mittleren Fliigelbereich das

Vor-zeichen (s. Abb. 29). Da weiter die Widerstandsmomente in Liingsrichtung ebenfalls groBersind

(zwischen Breiten- und Langentrtigheitsmoment besteht in der Regel emn Unterschied von 1: 100, dementsprechend hat die Tragheitsellipse em n Achsenverhaltnis von 1: 10, s. auch Abb. 4), liefert

die Radialspannung den wesentlichen Spannungsanteil. Daraus ergibt sich weiter (s. Abb. 29),

daB die maximale Zugbeanspruchung nicht am Ort maximaler Profilwandstarke auftritt, sondern auf nabennahen Radien zur AK hin verschoben liegt. Entsprechend dem eben iiber das Verhalten des Vorzeichens von 21/2 (x) Gesagten kehrt sich an den auBeren Radien diese Tendenz um, so daB die maximale Spannung etwas zur EK hin verschoben 1st. Dieses Ergebnis wird durch die

auf-getretenen Schadensfalle durch Betrachten der Bruchbilder bestatigt. Bei denan inneren Radien

beobachteten Briichen zeigt sich meistens, daB beim Dauerschwingbruch die AK vollig

durch-gebrochen 1st mid dann erst spater der Restbruch (Gewaltbruch) iiber die EK erfolgt.

Zusammenfassend lãl3t sich feststellen, daB die Beanspruchung des Propellerfliigels von der

speziellen Propellergeometrie, vom Nachstromfeld und von Erregungen ails der Maschinenanlage (in Form von Umfangsgeschwindigkeitsschwankungen, Dreh- mid Langsschwingungen) abhangt. Zusitzliche Beanspruchungen sind bei verschiedenen Manovrierzustiinden, Ruderlagen mid eventuell bei Crash-Stop zu erwarten. Erhebliche zusiitzliche Beanspruchungen ergeben sich am Propellerfliigel beim Fahren des Schiffes irn Seegang. Dabei wfichst hauptsachlich der Mittelwert der Spannung, wahrend sich die Doppelamplitude verringert.

Beim Fahren des Schiffes im Seegang ergibt sich bei Fahrt gegen die Wellen im Wellental eine Erhahung und im Wellenberg eine Verringerung der Beanspruchung des Fliigels, dazwischen treten Positionen wechselnder Schriiganstromung auf. Bei Fahrt mit den Wellen kehrt sich die Beanspruchung Wellenberg mid -tal urn. Dabei gilt der Fahrt mit den Wellen das Hauptaugen-merk, da hier die Zeiten fiir die zusatzlichen Lasten goBer sind. In Tab. 3 1st das Ergebnis einer Berechnung der Beanspruchung auf der Saugseite des Fliigels der Neuenfels" am Radius 0,5 R in einer Welle A = L nach dem vorliegenden Programm dargestellt. Es zeigt sich eine erhebliche

Erh5h-wag der Beanspruchung im Seegang. Umfangreiche IVIessungen_{zur Losung dieser Fragen}

sind [19 II] zu entnehmen.

Tabelle 3. Berechnung der Beanspruchung des Propellerflfigels des MS Neuenfels" (Saugseite, r = 0,5 R) im Seegang

Gla,ttwasser Seegang: Wellenlange A = Lpp; H 2/40

Axiale Zusatzgeschwindigkeit im Wellenberg und im Wellental nach [3 S]:

H T mw H2

vicorr=

±V

2 A exp [ 2

+ 4

22 )1 [m/s]

AbschlieBend sei bemerkt daB mit dem vorliegenden Programm fiir die elektronische Rechen-anlage IBM 1130 fiir einen speziellen Propeller miter Beriicksichtigung eines beliebigen axialen NachstTomfeldes, beliebiger tangentialer Komponenten (Schrtiganstromung), von

Umfangs-amax 1402 1497 1405 1309 1408 1268

omittel 830 1193 1081 960 1075 983

amin 520 1053 964 787 872 847

-= 17,3 ka = 11,2 kn _{= 11,2 kn}

as. auf r = 0,5 R n =l35 min' n = 130 min-1 120 min-1

[kp/cm2]

Wellental Schrag- Wellenberg Schrag- Wellental anstr. 0° anstr. 300

Statische und dynamische Beanspruchung von Schiffspropellerflageln 263

geschwindigkeitsschwankungen mid von angenommenen Zusatzgeschwindigkeiten im Seegang

folgende Berechnungen durchgefiihrt werdenkonnen :

Fiir den Propellerfliigel (in Abhangigkeit vomRadius x riR und von der Position im

Nach-stromfeld 99) Auftriebsbeiwerte, Anstellwinkel, Schub-, Tangentialkraft- und

Drehmoment-verteilung, Spannungsverteilung auf Druck- und Saugseite und Biegelinie,

fiir den Propeller (in Abhangigkeit von der Position im Nachstromfeld w) Schub- mid

Dreh-momentschwankung, Lagerkraft- und Lagermomentbelastung iii vertikaler mid horizontaler

Richtung mid Verlauf der Schubexzentrizitat.

Fiir eine Berechnung (alle 5 Grad) betragtdie Rechenzeit etwa 11/2 Stunden.

5. Propellerwerkstoffe

Im Vorstehenden wurde die Beanspruchung eines Propellerfliigels diskutiert. In diesem

Ab-schnitt folgt eine Betrachtu_ng der Propellermaterialien. Der Propellerherstelkr sucht miter

Beriicksichtigung wirtschaftlicher Gesichtspunkteem n Material

hoher Schwing,festigkeit tinter Korrosion, hoher Zugfestigkeit,

hoher Dehnung',

groBer Korrosionsbestandigkeit, vor allem in Hinblick auf die heute iiblichen hohen Umfangs-geschwindigkeiten,

groBen Kavitationswiderstandes, guter VergieBbarkeit,

giinstiger Bearbeitbarkeit,

giinstiger Reparaturmoglichkeit (durch Warm- oder Kaltrichten mid SchweiBen).

Das hat letztlich zur Entwicklung mid zum Einsatz der bekannten Kupferlegierungen (SoGMs

und Aluminium-Mehrstoffbronzert mit unterschiedlichem Mn-Gehalt) gefiihrt, die die

oben-genannten Bedingungen nach einer Materialzusammenstellung von Solumsmoen [9 W] vor allem auch in Hinblick auf die Schwirigfestigkeit am besten erfiillen (s. Tab. 4).

Ein Propellerfliigel ist em n weitgehend clynamisch beanspruchtes Bauteil. Deshalb ist auch eine

entsprechende Dimensionierung und eine Kenntnis des Werkstoffverhaltens unter Schwing-beanspruchung2 erforderlich. Der Konstrukteur bentitigt fiir die Festigkeitsberechnung

anwend-bare Materialkennwerte, die die Belastungsart,-form mid -groBe, die HOhe der Lastwechselzahl

mid alle Beclingungen des Herstellungsverfahrensberiicksichtigen. Der Propeller weist als

GuB-stack gewisse richtungsabhangige, durch den Erstarrungsvorgang bedingte mechanische

Eigen-schaften auf. Weiter sind 'Kleine Lunker mid Gasblasen im Innern fertigungsbeclingt midkaum zu

vermeiden. Die Gr6Be der zu erwartenden Lastwechselzahl kann als weitgehend bekannt

voraus-gesetzt werden. Es wird vorgeschlagen, ebenso wie nach [9 W] eine Lastwechselzahl von 20 108

anzunehmen, die wie folgt gebildet wird : etwa 7000 Betriebsstunden pro Jahr, Drehzahl von

etwa 105 UpM, 2. Ordnung der Harmonischen des Nachstromfeldes, Lebensdauer von20 Jahren3.

Fur diese Wechselzahl sind die sogenannten Dauerfestigkeitsschaubilder nach Smith aufzustellen. 5.1 Dauer-, Zeit- and Betriebsfestigkeit

Im Rahmen der Schwingfestigkeit von Werkstoffen bezeichnen Dauer-, Zeit- mid

Betriebs-festigkeit spezifische Eigenschaften, die durch bestimmte Belastungskollektive charakterisiert

werden. Unter Dauerfestigkeit versteht man die unendlich lange Haltbarkeit eines Werkstoffes.

Die Zeitfestigkeit gibt die Zeit an, nachder bei regelmaBiger Schwingbelastung ein Werkstoff

US-Marine : niedrige Dehnung (aus besonderen betrieblichen Griinden).

2 Flierbei ist der Begriff Schwingvorgang"umfassend, nanalich im Shane der zeitlichen, periodischen Ver-iinderung eines Vorganges gemeint (s. DIN 1311) und nicht allein im Shine der Lehre von Schwingungeneines mit Masse behafteten Systems. Der allS dieserLehre abgeleitete Begriff Schwingbeiweit", derbei der Berech-nung von unter zeitlich veranderlicher Last stehenden Tragwerken (z. B. Bracken unter Verkehrslast) eine Rolle spielt, erfaBt die Erhohung der Beanspruchung durch mechanische Schwingungen (entnommen DIN 50100, Seite 2).

3 20 Jahre shad aus Sicherheitsgranden eingesetzt, die tats5,chliche Lebensdauer" eines Propellers unter Einbeziehung von Havarieschaden, Korrosions-VerschleiB,Kavitations-Erosionen ist im Mittel kiirzer.

Tabelle 4. Materialtabelle 4. .-. '8 A 41 TIg

t c

4

1,1 fib

i

gi

i

aci 2 1 -is 7,1 4. 0

1

. .4

i

N o -.4 0 xl 4., g'03 4 cp 03 r-9 0 44 o W . 76 . .p 7' ..o C)

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4143

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0

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j

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0 03 ...ire a

f

Ea

n

Pi Pti

4

pi CD

Materialo

ca. Analyse [°/0]

cr bW 8 CrbW (18 aB S E 'dB V A iir g

rkl://infia9 [kPimma] [kPinun9 [kPimm9 [°/0]

[kp/mm2]

[kp/mm2] [kp/mm2] [kp/dm3] [1/°C]

[150A/em]

a

'.*

Materialangaben entnommen von Solumsmoen [9 NV] Mn-Bronze

Cu 59 3,20 18 60 a-0 20 10 600 0,34 120 8,3 18 10-6 0 Fe 1 Al 1,5

r

Ni 0,3 a Sn 0,5 i'd w Mn 1,2 E Ni-Al-Bronze Cu 79 6,40 28 66 20 12 600 0,34 160 7,6 18 10-6 Fe A 4 Al 9 a o a Mn 3 0 GuOeisen

C1

3 E Si ,50 20 10 000 0,3 160 7,2 12 10-6 PCs° 1,8 0,7 0,7 <0,1 oi- Kohlenstoff-C otk 0: Stahl 0,17 2,10' 25 45 20 21 000 0,3 140 7,8 12,6 10-6 CD Si 0,4 4,502 a Mn 0,8 P, S 0,04 Niedriglegierter C 0,17 2,35' 30 50 20 21 000 0,3 150 7,8 12,6 - 10-6 Stahl Si 0,4 5,002 Mn 0,8 P, S 0,04 Ni 2,2

F

Ni 5

Wechselbiegefestigkeit dividiert durch den Sicherheitsfaktor 1,25; nach Vorschlag [9 W]:

ohne kathodischen Schutz,

2 mit kathodischem Schutz.

t.D CTI 13% Cr-Stahl C 0,1 5,80 40 60 20 21 000 0,3 7,75 12,6 10-6 Si 0,4 Mn 0,7 Cr 13,0 18% Cr-' 0,04 5,60 22 54 40 21 000 0,3 7,9 12,6. 10-6 8% Ni-Stahl Ni 8,0 Cr 18,0

Materialtabelle der Firma Theodor Zeise (E 62.10,4 vom 10. 7. 1970) GuB-Sondermessing Cu

56-60 3,2 14 >21 >50 25-20 10 800 0,33 100 110 8,3 19 10-6 1,013 (dhnlich wie: Fe

1- 2

DIN 1709 Al

1- 2

G-SoMs 57 F 45) Ni,Sn,Pb < 1,5 Mn 11- 2 Zn 36-40 GuB-Sondermessing Cu 56-60 3,2 16 22-28 51-55 35-25 10 800 0,33 115 100 8,3 19 - 10-6 1,09 (iihnlich wie: Fe

1- 2

DIN 1709 Al

1- 3

G-SoMs 57 F 45) Ni,'Sn,Pb <1,5 Mn 1 - 2 Zn 36-40 GuB-Sondermessing Cu 54-57 3,2 17 18-21 48-50 35-25 11 300 0,33 110 160 8,3 19 10-6 1,10 mit 5% Ni Fe 1-, 2 (G-SoMs Ni 5) AT

1- 2

Ni

4-6

Mn 1,5- 2,5 Zn 34-36 GuB-Sondermessing Cu 54-56 3,2 20 18-21 47-50 25-20 11 600 0,33 115 180 8,3 19 10-6 1,06 mit 7% Ni Fe

1- 2

(G-SoMs Ni 7) Al

1- 2

Ni

6-7,5

Mn

1-2

Zn 33-35 ALCUNIC Cu 70-80 6,4 26 28-34 62-68 35-20 12 200 0,33 150-180 220-225 7,5 17,7 10-6 1,113 Nickel-Aluminium- Fe

2- 5

Bronze Al 6-11 (ahnlich wie: Ni

2- 5

DIN 1714 Mn

4- 9

G-NiA1l3z F 60)

266 Statische mad d3rnamische Beanspruchung von Schiffspropeilerfhigeln

bricht, wahrend die Betriebsfestigkeit die Bruchgrenie eines Werkstoffes beschreibt, _wenn

Schwingbelastungen in unregelmaBigem Ablauf und mit unterschiedlicher Amplitude angreifen (Abb. 18).

Betrachtet man z B die Dauerfestigkeit, so ergibt sich eine Vielzahlvon Materialkennwerten,

je nachdem, ob die Untersuchungen im Druckschwell-, Wechsel- oder Zugschwellbereich

durch-gefiilart wurden (Abb. 19). Es sind sehr viele WOhler-Versuche erforderlich, um das

Dauer-festigkeitsschaubild nach Smith fur einen Werkstoff zu erhalten. Dabei hat jede Wohler-Kurve

allein Gilltigkeit fur den jeweiligen Belastungsfall. Durch statistische AbkOrzungsverfahren_sowie

durch sogenannte Treppenstufenverfahren laBt sich eine wesentliche Beschrankung des Versuchs-urafangs erreichen.

Ein Propellerfhigel unterliegt sehr unterschiedlichen Beanspruchungszustanden. Die Grund-beanspruchung des FlOgels ergibt sich aus dem Arbeiten des Fliigels im Nachstromfeld eines Schiffes. Zusatzliche h6here Beanspruchungen zu unterschiedlichen Zeiten und Haufigkeiten sind aus dem Verhalten der gesamten Antriebsanlage beim Manovrieren und Ruderlegen, bei Crash-Stop oder im Seegang zu erklaren. Nach Vorschlag des Laboratoriums fur Betriebsfestigkeit in Darmstadt kOnnen derartig unterschieclliche Betriebsbedingurigen durch sogenannte Treppen-stufenkollektive versuchsmaBig beriicksichtigt werden, wobei hohe mid niedrige Spannungs-amplituden selten, mittlere Araplituden sehr haufig vorkommen. Realistische Beanspruchungs-kollektive fiir einen Propellerfliigel konnten aus Langzeitmessungen an einem Schiffspropeller (Vorschlag von Theodor Zeise beim Forschungszentrum des Deutschen Schiffbaus) oder eventuell aus berechneten Lastverlaufen, Seegangsstatistiken mid Bordjournalen ermittelt werden.

5.2 Rohe der Schwingfestigkeit und Einflu8 der Korrosion

Wahrend einer Reihe von Jahren w-urden Entwicklungsarbeiten betrieben, um die statische Zugfestigkeit z. B. der Aluminium-Mehrstoffbronzen weiter zu steigern, wobei aber der Schwing-festigkeit nicht ausreichende Beachtung geschenkt wurde. Die Firma Theodor Zeise 1st diesem Trend nur sehr zOgernd gefolgt. Die Schvvingfestigkeit steig,t zwar mm allgemeinen qualitativ mit steigender statischer Zugfestigkeit an, strebt aber einem Hochstwert zu, der auch im Falle extrem hoher statischer Zugfestigkeit nicht mehr verbessert werden kann [8 W]. Das gilt auch fiir die Al-Mehrstoffbronzen ; hier 1st sogar ein Abfall der Schwingfestigkeit bei den hochfesten Bronzen zu beobachten [2 W].

Fiir die Dimensionierung eines Schiffspropellers 1st natiirlich ausschlieBlich die Schwingfestig-keit miter Korrosion von Bedeutung (man kennt noch keine ausreichenden Korrosionsschutz-iiberziige fiir den Propellerfhigel, um eventuell die wesentlich hoheren Werte far die Schwing-festigkeit in Luft ,auszunutzen).

Em ganz wesentliches Ergebnis aller Untersuchungen miter Korrosion fur alle bekannten Materialien 1st, daB es keine Schwingfestigkeitsgrenze gibt. Nach [7 W] und [9 W] kann fiir die WOhler-Kurve ein horizontaler Einlauf nicht erwartet werden. Das bedeutet welter, daB die Breite des Smith-Diagramms von der Lastwechselzahl ablaangia 1st.

Bei Schwingfestigkeitsuntersuchungen miter Korrosion sincr Frequenz und Lastverlaufvon

EinfluB [4 W]. Bei niedriger Frequenz mid gleicher Beanspruchung 1st die Korrosion langer vvirksam als bei hoherer Frequenz. Hinsichtlich des Frequenzeinflusses sind die Ergebnisse nicht in Ubereinstimmung. Versuche von Solumsmoen [9 W] zeig-ten diesen EinfluB nicht.

Auch das gewahlte Korrosionsmedium scheint einen entscheidenden EinfluB zu haben. Ver-suchsergebnisse nach [11 W] zeigen in Salzwasserdampf hOhere Werte, als nach Versuchen von Theodor Zeise in klinstlichem Seewasser nach DIN 50900 gefunden warden. Gleiche Ergebnisse vvie nach Theodor Zeise zeigten Versuche nach [9 W] in natiirlichem Seewasser aus einem Tank, dessen Inhalt wochentlich erneuert und standig mit Frischluft versehen w-urde. Davon abwei-chende. Ergebnisse zeigen Versuche nach [13 W] unter kontinuierlich zugefiihrtem natiirlichem Seewasser (s. Tab. 5).

Tabelle 5. Wechselbiegefestigkeit [kp/mm2] nach 108 Lastwechseln Naturliches Seewasser 3% Salzlosung

Mn-Bronze ± 4,2

± 8,6

Ni-Al-Bronze ± 8,8 ± 13,5

Abb. 18. Untergliederung der

Schwingfestig-- keit, entnommen: [8 WI.

6renzlinie der linterspann&n2 60 " far

-/

/./

/.

/

6renzlinie der _-6 i Obersponnung 60 fur- 6 [Druck]

>

.. Schwellbereich [Ontek] WechselbereiCti Dauerfestigkeit Bearispruthung:

AMA-6renzlinie der Oberspannurig 60 far + 6. A + am 6renzlinie der A. Lt pannun9Au [Zug] far + 6. Schwellbereich [Zug]

Zeitfestigkeit- Bet riebsfestigkeit

-Abb. 19. Dauerfestigkeitsschaubild nach Smith (Schema nach DIN 50100).

am Mittelepannung, CA Spannungsausschlag, cn-R Wecbselfestigkeit, aSch Schwelliestigkeit, as Streckgrenze, c93 Bruchfestigkeit.

Statische und dynamische Beanspruchung von Schiffspropellerfhigeln 267

I Schwingfest kei t

Lastspielzaht:

>107 102 _106

Kollektive und Wahlertinie:

268 _{Statische und dynamische Beanspruchung von Schiffspropellerflugeln}

Dazu sei bemerkt, daB die Ergebnisse fiir die 3%-Salzlosung weit iiber den Werten nach [9 W] und Theodor Zeise liegen, die Werte fur natiirliches, kontinuierlich zugefiihrtes Seewasser dagegen

etwas darunter. Das vorliegende Ergebiais in flieBendem Seewasser erklart man sich damit, daB

biologische Komponenten, wie Mikroorganismen, den Korrosionsvorgang beschleunigen.

Auch die Probenform und die Beanspruchungsform haben einen _{EinfluB auf die Ergebnisse}

Untersuchungen mit Proben grOBerer als bisher iiblicher Abmessungen _{zeigen in flieBendem}

Seewasser eine weitere geringfiigige Herabsetzurig der vorhergenannten Wechselfestigkeitswerte. Untersuchungen rait Flachbiegeproben, wie sie dem wirklichen Beanspruchungsvorgang am Propellerfhigel eher entsprechen als die ilbliche Umlaufbiegeprobe, zeigen etwas hohere Wechsel-festigkeitswerte als nach [9 W] und Theodor Zeise.

5 3 Unfit'II von Lunkern, Gasblasen und des Gefiiges auf die Materialeigensehaften Zugfestigkeit, Streckgrenze, Dehnung und Einschniirung werden durch Gas- und Schwind-linker im Probestab kaum beeinfluBt, hingegen wird die Schwingfestigkeit verandert (z. B. nach [5 W]). Dadurch wird die bisher iibliche Materialbeurteilung eines Schiffspropellers in Hinblick auf die statischen Festigkeitswerte in ihrer Kontrollfunktion eingeschrankt, da letztlich far die

Dimensionierung eines Schiffspropellers der Schwingfestigkeit _{unter Korrosion das}

Hauptaugen-merk gilt. AuBerdem besteht keine Beziehung zwischen den statischen und den dynamischen Festigkeitswerten.

Durch eine Reihe von Untersuchungen an StahlguB wurden Erkenntnisse gewonnen, die wegen ihrer grundsatzlichen Aussagen wohl auch auf die Propellerwerkstoffe iibertragen werden konnen. Danach verringert sich die Schwingfestigkeit rait zunehmender GraBe der Lunker an der Proben-oberflache. Sie wird aber von Feinlunkern, deren Durchmesser unter 0,2 mm liegen, nicht

be-einfluBt [5 W]. Nach Versuchen [8 W] an einer GroBserie zur Beurteilung der Beeinflussung der

Schwingfestigkeit durch kleine Feller (Lunker, Gasblasen, angebrachte auBere Kerben), bei denen alle inneren Fehler rantgenographisch festgestellt wurden, zeigte sich, daB die Proben in fast allen Fallen an den auBeren Kerben gebrochen sind. Der EinfluB selbst starker Gasblasen und von Lunkern ist wesentlich geringer als der auBerer Kerben. Aus den Versuchen wurde gleich-falls geftmden, daB die Briiche iiberwiegend an Stenen auftraten, an denen aus Griinden der Probengeometrie die Spannungsmaxirna waren. In Ausnahmen ergaben sich auch Briiche auBer-halb der Spannungsmaxima, wenn dort Werkstoff-Fehler in oder nahe der GuBoberflache waren. Somit kann festgestellt werden, daB Oberflachenfehler den entscheidenden EinfluB auf die Grae der Schwingfestigkeit ausiiben. Damit wird die bis heute iibliche Praxis der Kontrolle nach Augenschein" fiir das Auffinden der wesentlichen Fehler bestatigt. Moderne Priifmethoden (Ultraschall- und Durchstrahlungsverfahren) fiihren nach allgemeiner Ansicht (z. B. auch [9 W])

in Hinblick auf die Propellermaterialien und die bei groBen Schiffspropellern _iiblichen

Wand-starken augenblicklich nicht zu Ergebnissen, die als sichere Entscheidungskriterien gewertet

werden diirfen. AuBerdem ist bei einer Anwendung zerstorungsfreier Priifraethoden neben der GrOBe der erkannten Fehlstelle auch deren Lage zur neutralen Faser des Profils, zur ein- und

austretenden Kante und deren radiale Lage zu diskutieren. Eine leicht_{anwendbare Methode}

zur Ermittlung von Oberflachenfehlern stellt das bekannte Dye-Check-Verfahren dar, das

zu-nehmende Anwendung findet.

Ebenfalls aus Untersuchungen an StahlguB fand man, daB feinkornige Gefiige gegeniiber grob-kOrnigen bessere Eigenschaften hinsichtlich der Schwingfestigkeit zeigen. Oberflachenfehler setzen aber die Schwingfestigkeit feinkorniger Gefilge wesentlich herab, wahrend diese Fehler bei groberem Korn kaum eine Rolle spielen [8 W].

Bei einem Schiffsprope]ler ergeben sich, durch den Herstellungsvorgang beclingt, feinkornige

Gefiige durch schnelles Erstarren des vergossenen Materials in Zonen der _{Propellerfliigelspitze}

und grobkorniges Gefidge in nabennahen Zonen. rbertragt man das voranstehend Gesagte auf den Schiffspropeller, so sind unterschiedliche statische Festigkeitseigenschaften fiir Spitzen- mid Nabenzonen zu erwarten. Die Schwingfestigkeitseigenschaften scheinen aber nach Messungen von S olumsmoen [9 W] fiir beide Zonen nur wenig unterschiedlich zu sein.

5.4 WOhler-Kurven and Smith-Dauerfestigkeitssehaubilder fiir SoGMs und ALCUNIC

Beim Institut fiir Werkstoffkunde der TH Darmstadt wurden im Auftrag _{von Theodor Zeise}

Wechselbiegeversuche durchgefiihrt. In Abb. 20 sind einige Ergebnisse dieser _{Untersuchungen}

(bei einer Priiffrequenz von 25 Hz) an Flachproben aus SoGMs zusammengestellt, die mit kunst-lichem Seewasser nach DIN 50900 benetzt wurden. Die Versuche 1 bis 6 sind bei verschiedenen

Statische und dynamische Beanspruchung von Schiffspropellerfhigeln 269

Spannungshorizonten gefahren worden. Die Reihen 7 bis 10 sind dagegen bis zu einer Lastwechsel-zahl von 107 unter o-bws = 10 kp/mm2 untersucht worden. Fiir 1000 Lastspiele wurde danach die Belastung auf abws = 20 kp/mm2 erhoht, dann die urspriingliche Belastung von 10 kp/mna2 wieder eingestellt uncl letztlich die Probe bis zum Bruch gefahren. Aus der zeitweing,en ErhOhung der Beanspruchung ergibt sich kein EinfluB auf die Wechselbiegefestigkeit. Abb. 20 zeigt weiter

20 16 20 16 12 TO 0 6 s 10 106 L. 6 8 107 Lastwechsel

Abb. 21. Wohler-Kurve fiir Ni-Al-Bronze (Al-Mehrstoffbronze ALCUNIC). Zusammenstollung einiger Me2ergebnisse.

Mn-Bronze

X korske Veritas-Vwschlag

o MeOpunkte

wiwiuriaikian des

INSTITUTErWED:SP:IMRE(

a. lechn.ltellsetsde . DertnaInat

s.suo.e Mace reute

\

0 o

\

\

5 NT 86 N:::... COMO ... 9 - 0 1,..., ... . X - - ... "....,... ... 111... .... F , 1 1 i

----n o X Ni-Al- Bronze

Norske Verdes -90.&k.g

ungeschw80t kieine Sr:MOM groBe Schweastelle Mef5reihe N. 'N

\

o==o N., -, !....-4. -... ...--....`,...z. . o .... ...,...,...,... , 10 t 6 610 2 6 8 10 6 5 10 fsw- Lastwechsel

Abb. 20. Wohler-Kurve für Yln-Bronze (DIN-Bezoichnung SoGMs). Zusammenstellung oinigor Mefiergebniaso.

Ergebnisse ton S olurnsrao en [9 W]. Diese UntersUchungen wu.rden mit einer Hochfrequenz-Zug-Druck-Maschine (bei einer Priiffrequenz von 185 Hz) an Proben gefunden, die mit natiir-lichem Seewasser au-s einem Vorratstank benetzt warden. Die Kurven in Abb. 20 sind Vorschltige zur Extrapolation der MeBergebnisse auf 20 108 Lastwechsel. Entsprechend dem. Vorschlag von

S olumsm o en [9 W] soil fiir cliese Lastwechselzahl em n abws = 4 kp/tam2 (Feld A in Abb. 22), fur den clurCh den Sicherheitsfaktor 1,25 dividierten Wert (Feld Bin Abb. 22) ein abWS = 3,2 kpimm2 angenommen werden. Fiir die Aufstellung des Dauerfestigkeitsschaubildes nach Smith sind in

[9 W] auch Untersuchungen im Schwellbereich durchgefiihrt worden.

In Abb. 21 sind verschiedene Ergebni.sse für das Propel]ermaterial ALCUNIC zusammengestellt. Die Untersuchungen von Theodor Zeise wurden auf einer Uralaufbiegemaschine Simplex" (Carl

270 Statische und dynarnische Beanspruchung von Schiffspropellerflugeln

Schenck, Darmstadt) bei einer Priiffrequenz von 2800 Lastwechseln pro Minute durchgefiihrt, wobei Versuch und Probenform DIN 50113, das kiinstliche Seewasser DIN 50900 entsprach.

Es w-urden verschiedene MeBreihen mit voll-, teil- und ungeschweiBten Proben durchgefiihrt. Das Probenmaterial wurde getrennt gegossenen Pro benblOcke n entnommen. An einem Probenblock wur-den auch die SchweiBungen durchgefiihrt. Nach wur-den vorliegenwur-den Ergebnissen zeigt sich praktisch kein EinfluB der Schw6iBimg. S olumsmoen [9W] nimmt an, daB eine SchweiBmig am Propeller-fliigel nicht auf eine reduzierte Schwingfestigkeit führt. Diese Frage ist von groBer Bedeutung und soil deshalb durch neue umfangreicheMeBreihen untersucht werden. In Abb. 21 sind ebenf ails die Er-gebnisse nach [9W] mit der Zug-Druck-Maschine aufgetragen. Die Kurven sind Vorschlage zur Extrapolation der MeBergebnisse auf 20108 Lastwechsel. Entsprechend dem Vorschlag von Solu urns -moen [9 W] soil fiir diese Lastwechselzahl em n abws = 8 kpinam2 (Feld A in Abb. 23) und fiir den durch den Sicherheitsfaktor 1,25 dividierten Wert (Feld B in Abb. 23) ein o'bws =- 6,4 kp/mrn2 an-genommen werden. Nach [9W] sind auch Untersuchungen im Schwellbereich dinchgefiihrt worden.

16 12 Mn- Bronze (20 Wechsel) SO % too t 0% 200% Doppelornplitudo 6 8 0 12 14

notllere Spannung 6 tkplme)

32

Abb 22. Smith-Diagram.m fur 'Sin-Bronze 20 10' Last- Abb 23. Smith-Diagramm fur Ni-Al-Bronze (20 10B

Last-weebsel). abws = 4 kp/Mm8, FeldB: Sieherheits- weehsel). Feld A: abws = 8 kp/mm2, FeldB: Sicherheits

faktor: 1,25; entnommen [9 WI faktor: 1,25; entnommen [9 W].

5.5 Propellerffligelbriiche und deren Ursachen

In den letzten Jahren sind an einigen Schiffen Briiche von Propellerfliigeln aufgetreten. Alle dem Berichter bekannten FlOgelbriiche sind Dauerbriiche (Dauerschwingbruche). Das Auftreten von Rastlinien kennzeichnet einen Bruch sicher als Dauerbruch. Die Entstehung des Dauer-bruches wird damit erklart, daB bei einer nberbeanspruchung des Querschnitts em n AnriB an einer Stelle der Oberflache entsteht, an der die maximale Spannung auftritt. Befinden sich an der Oberflache Kerbstellen, so sind these bevorzugt Ausgangspunkt fiir Dauerbriiche. Den Mechanismus eines Dauerbruches und das Entstehen der Rastlinien erklart man sich so, daB eine

Summation der Spannungen an den Koriigrenzen bis zum AufreiBen stattfindet. Danach setzt eine Entspannung em, und der RiB kommt zum Stillstand. Verbleibt der Profilquerschnitt in der laberbeanspruchung, setzt wieder-Um em n Aufbau der Spannungen an den Korngrenzen em, der zu weiterem RiB und danach zu erneuter Entspannung Mut.

Die auf der DaueranriBfliiche von PropellerflOgelbriichen deutlich erkennbaren Rastlinien unterschiedlicher Farbung zeigen, daB der Profilquerschnitt unter der Einwirkung eines wahrend verschiedener Betriebsperioden verschiedenen Spannungsausschlages steht. rberbeanspruchun-gen sind beim Propeller z. B. beim Fahren des Schiffes im Seegang vorstellbar. Die unterschied-liche Farbung der Rastlinien entsteht, wenn der AnriB voriibergehend bei normalen

Bean-.1=0, 11 A1_D _OrAM/ AMP'

O'

O O Allr

I

/

I

AO" A A7 O III

/

0

...Or AIM, A% AN. O MI AP AINI Or ASO, O7 O. Or Or" O Aar AN' AIM" AMY

II/

100 ZOO

S

IIIMI AI/ Or 4:I, AMP /MI 4#1, III AI 7. Airy

/

O 150% %Doppelornplitude

III

62. 6 ZO mittlere 21. Spannung 6' Now] 28

0

20 15 8 - 12

Statische und dynaraische Beanspruchung von Schiffspropellerfliigeln 271

spruchungen, die zu einer Fortbildung nicht ausreichen, oder durch Ruhepausen zum Stillstand

kommt Nach geniigend welter Ausbreitung des Bruches nach mehreren Uberlastfialen ist der verbleibende Restquerschnitt nicht mehr in der Lage, die normale Betriebsbeanspruchung zu ertragen. Dann kommt es zum Restbruch (spontaner Gewaltbruch).

Die Abb. 24, 25 und 26 zeigen typische Dauerschwingbriiche. Alle dem Berichter bekannten

Briiche gehen von der hydrodynamischen Druckseite aus, auf der das Propellermaterial einer

401=i.

Abb. 24. Fliigelbruch am Radius 0,44 R. Ausgangspunkt (SchweiBstelle) an der hydrodynamischen Druckseite. Laufzeit des Propellers: 80 106

Umdrehun-gen. Einschrauben-Schnellfrachter vs = 23 kn;

Schub-belastungsgrad cs = 0,78. ,, A., . 1 4 ,_44' . S" i "...It:: .1

'

A

44 1 i _f,,,. *

Abb. 25. Fliigelbruch am Radius 0,25 R. Ausgangspunkt (nicht erke]anbar) an der hydrodynamischen

Druckseite. Laufzeit des Propellers: 44 10' Umdrehungen. Einschrauben-Ktihlschiff v = 23,5 kn; Schubbelastungsgrad

= 0,82.

Abb. 26. Fliigelbruch am Radius 0,30 R.

Ausgangspnnkt (Materialinhomogenitat in der Naha der Oberfllicho) an der hydrodynamischen Druckseite. Laufzeit des Propellers: 52 10' Umdrehungen. Einschrauben-Containerschiff vs = 20,6 kn; Schubbelastungsgrad C5= 1,15.

272 Statische und dynamische Beanspruchung von Schiffspropellerfliigeln

Zugbeanspruchung im Schwellbereich unterliegt. Ausgangspunkt fiir den Dauerschwiingbruch kann eine Materialinhomogenitat oder eine SchweiBstelle sein. In eiher Reihe von Fallen konnte em n unmittelbarer Ausgangspunkt nicht gefunden werden.

In Abb. 27 sind einige MeBergebnisse von Me yne und Nolte [7 S] und Be dn ar zik [8 S] der hydrodynamisch bedingten Belastungsschwankung am Einzelthigel bei SchraganstrOmung iiber dem Schubbelastungsgrad dargestellt. Danach wird die an sich bekannte GesetzmaBigkeit be-Statigt, daB mit abriehmendem SchubbelastUngsgrad die hydrodynamisch bedingten relativen

Belastungsschwankungen a,nwachsen, unterhalb 1 sogar erheblich anwachsen. Abb. 27 1st

weiter zu entnehmen, daB die Propeller der einzelnen Schiffstypen bei unterschiecIlichen Schub-belastungsgraden arbeiten. Danach unterliegen bei gleicher.UngleichfOrmigkeit in der Zustrommag die hydrodynamisch leicht belasteten Propellerflagel erheblichen Belastungsschwankungen. Dazu werden vor allem die Einschrauben-Containerschfffe und -Kiihlschiffe zu alien sein.

10

2-Sthroubenschi11e Containerschiffe KOhlschiffe

Hvarodynamische Belastungsschwankung an einem Flagel eines Propellers bei schrager Anstaimung

8 KT

9/2 A, Tir

to

Schubbelastungsgal cs

EinsthrO0b0n-Frochtschifie

MEYNE und NOLTE [7S1

BEDNARZIK [851 P33/10

3,0

HTarkerBulk.carner

1---Trawler

110

Abb. 27. Abhangigkeit der hydrodynamisch bedingten Belastungsschwank-ung an einem sohrgtger Anstromung vom Schubbelastungsgrad c..

5,0

Schlepper

Fhigel eines Propellers bei

Als Kon.sequenz daraus ergibt sich, dal) fiir die Festigkeitsdimensioniertmg cities

Propellerflagels

als Lastannahme nicht nur ikie bislang lediglich der Mittelwert aus Schuh und Drehmoment, sondern auch die im Nachstromfeld eines Schiffes auftretende Lastschwankung und die Abhangig-keit dieser Lastamplitude von der UngleichfOrmigAbhangig-keit der Zustromung Mid von der GroBe des hydrodynamischen Schubbelastungsgrades beriicksichtigt werden muB. Nach Abb. 22 und 23 kann durch eine entsprechende Erhohung der Flagelwandstarken und demzufolge fiir eine ver-ringerte rnittlere Spannung eine erhOhte Lastamplitude zugelassen werden.

6. Zusammenfassung

Fiir die Ermittlung der Beanspruchung eines Propellerflagels wird eine Berechnungsmethode vorgelegt. ALs Ersatzsysteni fiir den Propellerfliigel wird ein an der Fliigelw-urzel eingespannter Balken angenoramen, fiir den das elastische mad das Eigenschwingungsverhalten berechnet werden. Dafiir werden die Tragheits- wad Widerstandsmomente aus ebenen, zur Biegeachse senkrechten Schnitten berechnet. Diese Schnittform wurde schon vor 25 Jahren von Rosingh vorgeschlagen mad findet durch einige experimentelle Untersuchungen, aber vor allem durch die Fliigelbriiche Bestatigung, die einen eindeutigen Hinweis auf den Beanspruchungsverlauf am Propellerflagel darstellen. Die Ergebnisse des Rechenverfahrens fiir die Eigenschwingungszahlen werden durch Messungen bestatigt.