JPS6231297B2 - - Google Patents
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- JPS6231297B2 JPS6231297B2 JP54151377A JP15137779A JPS6231297B2 JP S6231297 B2 JPS6231297 B2 JP S6231297B2 JP 54151377 A JP54151377 A JP 54151377A JP 15137779 A JP15137779 A JP 15137779A JP S6231297 B2 JPS6231297 B2 JP S6231297B2
- Authority
- JP
- Japan
- Prior art keywords
- defect
- propeller
- allowable
- stress
- size
- Prior art date
- Legal status (The legal status is an assumption and is not a legal conclusion. Google has not performed a legal analysis and makes no representation as to the accuracy of the status listed.)
- Expired
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-
- G—PHYSICS
- G01—MEASURING; TESTING
- G01N—INVESTIGATING OR ANALYSING MATERIALS BY DETERMINING THEIR CHEMICAL OR PHYSICAL PROPERTIES
- G01N2291/00—Indexing codes associated with group G01N29/00
- G01N2291/26—Scanned objects
- G01N2291/269—Various geometry objects
- G01N2291/2693—Rotor or turbine parts
Landscapes
- Investigating Or Analyzing Materials By The Use Of Ultrasonic Waves (AREA)
Description
（産業上の利用分野）
本発明は、舶用プロペラ翼の内部欠陥探傷法に
関する。 （従来の技術） 近年、船舶の高速化に伴いプロペラ翼に加わる
応力が増大し、これにつれてプロペラ翼の折損事
故が多発している。舶用プロペラの翼折損の大部
分は、応力レベルの高い翼根部における表面欠陥
及び表面近傍の内部欠陥を起点とした疲労破壊に
よるものであるが、勿論従来からもこの疲労破壊
を未然に防止すべく種々の検査法が試みられてい
る。然し乍ら、現状では主として表面欠陥に対し
浸透探傷法が有効とされているのみで、内部欠陥
については有効な探傷法が見出されていないのが
実情である。 （発明が解決しようとする問題点） 従来、内部欠陥について有効な探傷法が見出さ
れないのは、プロペラ翼に一般には内部欠陥の探
傷に有効とされている超音波探傷を適用する場合
では、プロペラ翼が銅合金特有の結晶粒界の乱反
射による大きなエコーの減衰、散乱を起こし、従
来は探傷不可能とされていたこと、他方放射線法
を適用する場合でも、肉厚が大きくなると感度低
下が大きく、作業性も悪いため実用化に至らない
ことによる。 又、仮にプロペラ翼に超音波探傷を適用し内部
欠陥を探傷することが出来たとしても、内部欠陥
の大きさがどの程度まで許容されるのかを明らか
にしなければ、その探傷結果から正確な予想が行
えず、延てはプロペラ翼の折損防止に有効な対策
とはなり得ない。 従来、内部欠陥の大きさの評価、すなわち、検
出した内部欠陥が有害な欠陥か、無害な欠陥かを
判断することができなかつたのは、その判断に必
要不可欠となる処の、実使用状態で舶用プロペラ
翼に加わる応力を正確に算出する手段が確立され
ていなかつたこと、プロペラ実体材の疲労強度や
疲労亀裂の伝播速度などが試験的に測定されてい
なかつたことなどの課題乃至問題点の多くを未解
決としていたためである。これがため超音波探傷
法を有効に導入することができず、結局舶用プロ
ペラ翼の折損事故を非破壊検査により未然に防止
するための対策手段が確立されていなかつたのが
実情である。 そこで、本発明は、内部欠陥が有害か否かな高
精度に判断することが出来る舶用プロペラ翼の内
部欠陥探傷法を提供することを目的とする。 （問題点を解決するための手段） 前記目的を達成するための本発明の特徴とする
処は、実際のプロペラ翼の各位置における実使用
状態での応力全振幅Δσを求め、 プロペラ翼材料から成る肉厚Ｔの試験片におい
てその表面から深さｈの位置に内在する欠陥が前
記Δσの応力振幅のもとで疲労亀裂として伸展し
ない最大の欠陥寸法を予じめ求め、該欠陥寸法を
Δσ，Ｔ，ｈにおける許容欠陥寸法と定め、 一方、実際のプロペラ翼の所定範囲を探傷装置
により探傷して、プロペラ翼の肉厚Ｔ、深さｈの
位置における内部欠陥を検出し、 該欠陥検出位置におけるプロペラ翼のパラメタ
（Δσ、Ｔ，ｈ）と、前記許容欠陥寸法のパラメ
タ（Δσ，Ｔ，ｈ）とを一致させて該検出欠陥寸
法と前記許容欠陥寸法とを比較して、該検出欠陥
が有害欠陥か否かを判定する点にある。 （作 用） 本発明者等は今日に至るまで多くの研究試験を
積み重ねた結果、次の結論を得た。 内部欠陥が有害なものか無害なものかの判別
は、それが内在する位置に作用する応力全振幅
Δσの大きさ左右される。 同一応力全振幅Δσであつても、プロペラ翼
の肉厚Ｔが厚いか薄いかにより、有害か無害か
の判別が異なる。 同一応力全振幅Δσ、及び同一肉厚Ｔであつ
ても欠陥が内在する深さｈにより、その判別が
異なる。 上記試験則に基づき、内部欠陥の評価は、Δ
σ，Ｔ，ｈをパラメタとして判断すべきである。 そこで本発明では、まず実際のプロペラ翼の各
位置における実使用状態での応力全振幅Δσを求
める。 次に、モデルを用いてΔσ，Ｔ，ｈにおける許
容欠陥寸法を予じめ定める。 次に実際にプロペラ翼の内部欠陥を探傷装置に
より探傷し、その欠陥の大きさと、その欠陥が内
在する位置のプロペラ翼の肉厚Ｔ及び欠陥が存在
する深さｈを求める。そして、当該検出した欠陥
の存在する位置における応力全振幅Δσは最初に
すでに求められているので、当該検出欠陥のパラ
メタ（Δσ，Ｔ，ｈ）と、前記許容欠陥寸法のパ
ラメタ（Δσ，Ｔ，ｈ）とを一致させて比較する
ことにより、当該検出欠陥が有害なものか否かが
判別できる。 （実施例） 以下、本発明の実施例を説明する。 変動応力の計算法 舶用プロペラ翼の圧力面に加わる変動応力の大
きさは非定常揚力面理論に基づき算出される。 非定常揚力面理論とは、飛行機の直進翼或いは
舶用プロペラの性能解析を行なうために確立され
た手法であつて、翼（プロペラ）に生じるうずを
置換して、揚力を計算する内容である。 プロペラの圧力面の場合には、揚力の分布（方
向）、揚力の面（大きさ）を求め、スラスト、ト
ルクの解析を行なう。このような非定常の場合の
プロペラの揚力を対象として理論解析したものを
非定常揚力面理論と称している。 水力による曲げモーメントを求めるためには、
プロペラ翼の各半径位置におけるスラスト分布が
必要である。このスラスト分布は均一流中で作動
する場合、シエンヘルの式、テルフアの式等によ
り近似できるが、ピツチ分布、翼論郭、翼のキヤ
ンバーなどによつて変化するので、近似式では十
分な精度が得られない場合もある。さらに実際に
は、プロペラは船尾において不均一、三次元流れ
（伴流）の中で作動するために、１回転中スラス
ト分布も大きく変化している。 伴流中のキヤビテーシヨン性能、起振力などの
プロペラ性能を推定する方法として、非定常揚力
面理論を応用した方法が現在最も信頼され、また
実用されている。ここでも非定常揚力面理論を応
用して、これらの影響を厳密に考慮したスラスト
分布を求める。 非定常揚力面理論では、プロペラ撹乱流の速度
ポテンシヤルΦが Φ＝１／４π∫∫SΦ１∂／∂ｎ（１／Ｒ）dS (1) ただし、Ｓ：プロペラ速度場の不連続面 Φ１：プロペラ速度場の不連続面の速
度ポテンシヤル ｎ：プロペラ速度場の不連続面に立て
た法線 Ｒ：流体中の任意点と不連続面上の点
との距離 で表わされる。 翼面を突き抜ける流れはないので、翼面に垂直
方向の伴流成分をVn、撹乱流速成分をWnとすれ
ば Vn＋Wn＝０ (2) が成立する。ここでVnは対象船のプロペラ面内
の伴流分布がわかれば簡単に求まり、Wnは速度
ポテンシヤルΦを翼面に垂直方向ｎで微分すれば
求められる。従つて、(1)式右辺のΦ１に含まれる
翼の循環分布密度γが(2)式を境界条件式として解
かれ、翼の任意の角度位置における瞬間の各断面
のスラストdTはγを用いて dT＝ρWt∫sγｄsdr＋dTD (3) ただし、ρ：水の密度、Wt：翼断面への流入
速度の円周方向成分、ｓ：プロペラ・ラセン面に
沿つた長さ、ｒ：半径座標、dTD：粘性の影響
項。 となる。 任意の半径位置riにおけるスラストによる曲げ
モーメント（Mt）iは翼を梁とみなせば （Mt）i＝∫r（ｒ−ｒi）dT (4) ただし、ｒ：ｒiからプロペラ先端までの長さ
であるから、翼断面の慣性モーメント、慣性主軸
がわかれば翼面の応力分布が求まる。 トルクの影響も同様の方法により求まるので、
いくつかの回転角位置で同様の計算を繰返すこと
により、翼面の応力の変動を求めることができ
る。 なお、ここではプロペラの揚力面を対象として
論述する。 プロペラ材料の疲労亀裂伝播速度の測定（下限
界応力拡大係数ΔKthの測定） 疲労亀裂伝播速度は第１図に示すようなコンパ
クト引張標準試験片（ASTM規格Ｅ―399）を用
いて求められる。供試材としては80tonクラスの
超大型プロペラの翼根部圧力面近傍より採取され
る。試験は３℃±２℃の標準人工海水を循環させ
た槽内に浸漬した条件で行ない、クラツク先端の
応力拡大係数ΔＫは次の式より求められる。 ΔＫ＝Δσ√Ｆ（ａ／Ｗ） (5) ただし、Δσ＝ΔＰ／Ｗ Ｆ（ａ／Ｗ）≒29.6−185.5（ａ／Ｗ）＋655.7
（ａ／Ｗ）２−1017.0（ａ／Ｗ）３＋638.9
（ａ／Ｗ）４ ここで、ΔＰは荷重の変動巾（Kg） ａ，Ｗは第１図記載の寸法（mm） また疲労亀裂伝播速度は一般に次式で示される
ことが知られている。 ｄａ／ｄＮ＝Ｃ（ΔＫ）m (6) ここに、ａ：亀裂長さ Ｎ：繰返し数 ΔＫ：応力拡大係数の範囲 Ｃ，ｍ：亀裂伝播の材料定数 疲労亀裂伝播速度（da／dN）と応力拡大係数
範囲（ΔＫ）との間にはlogスケールで直線関係
が成立し、疲労亀裂伝播の材料定数Ｃ、ｍが求ま
る。また直線関係から測定点がずれ、（da／dN）
が極めて小さくなる現象があり、その時のΔＫの
値即ち下限界応力拡大係数ΔKthが求められる。 今試験条件として、応力繰返し数をプロペラ回
転数を考慮して360cpmとし、応力比を高速船な
どの変動応力が大きなプロペラに相当する0.4と
すると、一例としてNi―Al青銅材について第２
図のような試験結果が得られる。この図より下限
界応力拡大係数ΔKthの値は18Kg／mm3/2と求め
られる。 プロペラ翼に内在する欠陥の応力拡大係数の求
め方 次にプロペラ翼表面直下及び表面に存在する欠
陥の許容寸法について説明する。 （表面直下の楕円欠陥の応力拡大係数） プロペラ翼の圧力面に作用する応力は曲げ応力
状態にあり、表面直下の欠陥は楕円板状であると
する。このようなモデルとして第３図に示すよう
な平板に曲げモーメントＭが作用する場合を想定
する。表面直下の楕円欠陥の周囲には、深さ方向
に直線的に変化する曲げ応力が加わる。
Kobayashiはこの曲げ応力のもとにおける欠陥周
囲の任意点Ｄの応力拡大係数ＫIを次式で与えて
いる。 ただし、ＭL，ＭT：楕円クラツク長軸2a、短軸
2b、表面から欠陥中心までの距離ｈにより決定
される係数。 Ｅ（Ｋ）＝π／２（１＋Ｋ）〔１＋１／４K2＋１／６
４K4〕 Ｋ（Ｋ）＝π（１＋Ｋ）／２〔１＋１／４K2＋９／６
４K4〕
関する。 （従来の技術） 近年、船舶の高速化に伴いプロペラ翼に加わる
応力が増大し、これにつれてプロペラ翼の折損事
故が多発している。舶用プロペラの翼折損の大部
分は、応力レベルの高い翼根部における表面欠陥
及び表面近傍の内部欠陥を起点とした疲労破壊に
よるものであるが、勿論従来からもこの疲労破壊
を未然に防止すべく種々の検査法が試みられてい
る。然し乍ら、現状では主として表面欠陥に対し
浸透探傷法が有効とされているのみで、内部欠陥
については有効な探傷法が見出されていないのが
実情である。 （発明が解決しようとする問題点） 従来、内部欠陥について有効な探傷法が見出さ
れないのは、プロペラ翼に一般には内部欠陥の探
傷に有効とされている超音波探傷を適用する場合
では、プロペラ翼が銅合金特有の結晶粒界の乱反
射による大きなエコーの減衰、散乱を起こし、従
来は探傷不可能とされていたこと、他方放射線法
を適用する場合でも、肉厚が大きくなると感度低
下が大きく、作業性も悪いため実用化に至らない
ことによる。 又、仮にプロペラ翼に超音波探傷を適用し内部
欠陥を探傷することが出来たとしても、内部欠陥
の大きさがどの程度まで許容されるのかを明らか
にしなければ、その探傷結果から正確な予想が行
えず、延てはプロペラ翼の折損防止に有効な対策
とはなり得ない。 従来、内部欠陥の大きさの評価、すなわち、検
出した内部欠陥が有害な欠陥か、無害な欠陥かを
判断することができなかつたのは、その判断に必
要不可欠となる処の、実使用状態で舶用プロペラ
翼に加わる応力を正確に算出する手段が確立され
ていなかつたこと、プロペラ実体材の疲労強度や
疲労亀裂の伝播速度などが試験的に測定されてい
なかつたことなどの課題乃至問題点の多くを未解
決としていたためである。これがため超音波探傷
法を有効に導入することができず、結局舶用プロ
ペラ翼の折損事故を非破壊検査により未然に防止
するための対策手段が確立されていなかつたのが
実情である。 そこで、本発明は、内部欠陥が有害か否かな高
精度に判断することが出来る舶用プロペラ翼の内
部欠陥探傷法を提供することを目的とする。 （問題点を解決するための手段） 前記目的を達成するための本発明の特徴とする
処は、実際のプロペラ翼の各位置における実使用
状態での応力全振幅Δσを求め、 プロペラ翼材料から成る肉厚Ｔの試験片におい
てその表面から深さｈの位置に内在する欠陥が前
記Δσの応力振幅のもとで疲労亀裂として伸展し
ない最大の欠陥寸法を予じめ求め、該欠陥寸法を
Δσ，Ｔ，ｈにおける許容欠陥寸法と定め、 一方、実際のプロペラ翼の所定範囲を探傷装置
により探傷して、プロペラ翼の肉厚Ｔ、深さｈの
位置における内部欠陥を検出し、 該欠陥検出位置におけるプロペラ翼のパラメタ
（Δσ、Ｔ，ｈ）と、前記許容欠陥寸法のパラメ
タ（Δσ，Ｔ，ｈ）とを一致させて該検出欠陥寸
法と前記許容欠陥寸法とを比較して、該検出欠陥
が有害欠陥か否かを判定する点にある。 （作 用） 本発明者等は今日に至るまで多くの研究試験を
積み重ねた結果、次の結論を得た。 内部欠陥が有害なものか無害なものかの判別
は、それが内在する位置に作用する応力全振幅
Δσの大きさ左右される。 同一応力全振幅Δσであつても、プロペラ翼
の肉厚Ｔが厚いか薄いかにより、有害か無害か
の判別が異なる。 同一応力全振幅Δσ、及び同一肉厚Ｔであつ
ても欠陥が内在する深さｈにより、その判別が
異なる。 上記試験則に基づき、内部欠陥の評価は、Δ
σ，Ｔ，ｈをパラメタとして判断すべきである。 そこで本発明では、まず実際のプロペラ翼の各
位置における実使用状態での応力全振幅Δσを求
める。 次に、モデルを用いてΔσ，Ｔ，ｈにおける許
容欠陥寸法を予じめ定める。 次に実際にプロペラ翼の内部欠陥を探傷装置に
より探傷し、その欠陥の大きさと、その欠陥が内
在する位置のプロペラ翼の肉厚Ｔ及び欠陥が存在
する深さｈを求める。そして、当該検出した欠陥
の存在する位置における応力全振幅Δσは最初に
すでに求められているので、当該検出欠陥のパラ
メタ（Δσ，Ｔ，ｈ）と、前記許容欠陥寸法のパ
ラメタ（Δσ，Ｔ，ｈ）とを一致させて比較する
ことにより、当該検出欠陥が有害なものか否かが
判別できる。 （実施例） 以下、本発明の実施例を説明する。 変動応力の計算法 舶用プロペラ翼の圧力面に加わる変動応力の大
きさは非定常揚力面理論に基づき算出される。 非定常揚力面理論とは、飛行機の直進翼或いは
舶用プロペラの性能解析を行なうために確立され
た手法であつて、翼（プロペラ）に生じるうずを
置換して、揚力を計算する内容である。 プロペラの圧力面の場合には、揚力の分布（方
向）、揚力の面（大きさ）を求め、スラスト、ト
ルクの解析を行なう。このような非定常の場合の
プロペラの揚力を対象として理論解析したものを
非定常揚力面理論と称している。 水力による曲げモーメントを求めるためには、
プロペラ翼の各半径位置におけるスラスト分布が
必要である。このスラスト分布は均一流中で作動
する場合、シエンヘルの式、テルフアの式等によ
り近似できるが、ピツチ分布、翼論郭、翼のキヤ
ンバーなどによつて変化するので、近似式では十
分な精度が得られない場合もある。さらに実際に
は、プロペラは船尾において不均一、三次元流れ
（伴流）の中で作動するために、１回転中スラス
ト分布も大きく変化している。 伴流中のキヤビテーシヨン性能、起振力などの
プロペラ性能を推定する方法として、非定常揚力
面理論を応用した方法が現在最も信頼され、また
実用されている。ここでも非定常揚力面理論を応
用して、これらの影響を厳密に考慮したスラスト
分布を求める。 非定常揚力面理論では、プロペラ撹乱流の速度
ポテンシヤルΦが Φ＝１／４π∫∫SΦ１∂／∂ｎ（１／Ｒ）dS (1) ただし、Ｓ：プロペラ速度場の不連続面 Φ１：プロペラ速度場の不連続面の速
度ポテンシヤル ｎ：プロペラ速度場の不連続面に立て
た法線 Ｒ：流体中の任意点と不連続面上の点
との距離 で表わされる。 翼面を突き抜ける流れはないので、翼面に垂直
方向の伴流成分をVn、撹乱流速成分をWnとすれ
ば Vn＋Wn＝０ (2) が成立する。ここでVnは対象船のプロペラ面内
の伴流分布がわかれば簡単に求まり、Wnは速度
ポテンシヤルΦを翼面に垂直方向ｎで微分すれば
求められる。従つて、(1)式右辺のΦ１に含まれる
翼の循環分布密度γが(2)式を境界条件式として解
かれ、翼の任意の角度位置における瞬間の各断面
のスラストdTはγを用いて dT＝ρWt∫sγｄsdr＋dTD (3) ただし、ρ：水の密度、Wt：翼断面への流入
速度の円周方向成分、ｓ：プロペラ・ラセン面に
沿つた長さ、ｒ：半径座標、dTD：粘性の影響
項。 となる。 任意の半径位置riにおけるスラストによる曲げ
モーメント（Mt）iは翼を梁とみなせば （Mt）i＝∫r（ｒ−ｒi）dT (4) ただし、ｒ：ｒiからプロペラ先端までの長さ
であるから、翼断面の慣性モーメント、慣性主軸
がわかれば翼面の応力分布が求まる。 トルクの影響も同様の方法により求まるので、
いくつかの回転角位置で同様の計算を繰返すこと
により、翼面の応力の変動を求めることができ
る。 なお、ここではプロペラの揚力面を対象として
論述する。 プロペラ材料の疲労亀裂伝播速度の測定（下限
界応力拡大係数ΔKthの測定） 疲労亀裂伝播速度は第１図に示すようなコンパ
クト引張標準試験片（ASTM規格Ｅ―399）を用
いて求められる。供試材としては80tonクラスの
超大型プロペラの翼根部圧力面近傍より採取され
る。試験は３℃±２℃の標準人工海水を循環させ
た槽内に浸漬した条件で行ない、クラツク先端の
応力拡大係数ΔＫは次の式より求められる。 ΔＫ＝Δσ√Ｆ（ａ／Ｗ） (5) ただし、Δσ＝ΔＰ／Ｗ Ｆ（ａ／Ｗ）≒29.6−185.5（ａ／Ｗ）＋655.7
（ａ／Ｗ）２−1017.0（ａ／Ｗ）３＋638.9
（ａ／Ｗ）４ ここで、ΔＰは荷重の変動巾（Kg） ａ，Ｗは第１図記載の寸法（mm） また疲労亀裂伝播速度は一般に次式で示される
ことが知られている。 ｄａ／ｄＮ＝Ｃ（ΔＫ）m (6) ここに、ａ：亀裂長さ Ｎ：繰返し数 ΔＫ：応力拡大係数の範囲 Ｃ，ｍ：亀裂伝播の材料定数 疲労亀裂伝播速度（da／dN）と応力拡大係数
範囲（ΔＫ）との間にはlogスケールで直線関係
が成立し、疲労亀裂伝播の材料定数Ｃ、ｍが求ま
る。また直線関係から測定点がずれ、（da／dN）
が極めて小さくなる現象があり、その時のΔＫの
値即ち下限界応力拡大係数ΔKthが求められる。 今試験条件として、応力繰返し数をプロペラ回
転数を考慮して360cpmとし、応力比を高速船な
どの変動応力が大きなプロペラに相当する0.4と
すると、一例としてNi―Al青銅材について第２
図のような試験結果が得られる。この図より下限
界応力拡大係数ΔKthの値は18Kg／mm3/2と求め
られる。 プロペラ翼に内在する欠陥の応力拡大係数の求
め方 次にプロペラ翼表面直下及び表面に存在する欠
陥の許容寸法について説明する。 （表面直下の楕円欠陥の応力拡大係数） プロペラ翼の圧力面に作用する応力は曲げ応力
状態にあり、表面直下の欠陥は楕円板状であると
する。このようなモデルとして第３図に示すよう
な平板に曲げモーメントＭが作用する場合を想定
する。表面直下の楕円欠陥の周囲には、深さ方向
に直線的に変化する曲げ応力が加わる。
Kobayashiはこの曲げ応力のもとにおける欠陥周
囲の任意点Ｄの応力拡大係数ＫIを次式で与えて
いる。 ただし、ＭL，ＭT：楕円クラツク長軸2a、短軸
2b、表面から欠陥中心までの距離ｈにより決定
される係数。 Ｅ（Ｋ）＝π／２（１＋Ｋ）〔１＋１／４K2＋１／６
４K4〕 Ｋ（Ｋ）＝π（１＋Ｋ）／２〔１＋１／４K2＋９／６
４K4〕
【式】k2＝１−b2／a2、k′2＝１−k2
(7)式でβ＝180℃の場合ＫIは最大となる。つまり
欠陥が伝播するとすれば第３図のＡ点である。 一方平板の表面（ｙ＝ｈ）における曲げ応力σ
Ｚは板厚をＴとすると σＺ＝MT／2I (8) である。(7)式にβ＝180゜および(8)式を代入しＭ
とＩを消去すると楕円欠陥上端の応力拡大係数Ｋ
Imaxが求まる。 ＫImax＝２σＺπｂ／Ｔ Ｅ（Ｋ）｛ＭT（Ｔ／２−ｈ−ｂ）＋ＭLｂ（１＋ｋ２Ｅ（Ｋ）／（１＋ｋ２）Ｅ（Ｋ）−
ｋ′２Ｋ（Ｋ））｝(9) （表面直下の楕円欠陥の許容欠陥寸法） 表面直下の楕円欠陥の許容欠陥寸法は(9)式の左
辺に測定されるプロペラ材料のΔKthを代入、右
辺はσＺに応力全振巾ΔσとＴ、ｈ、ａ／ｂ等の
諸条件を与えれば許容欠陥寸法が決定される。こ
れは解析的には解けないので、実際の計算は図形
によつて行う。第４図はその一例を示す。図中Δ
σ、Ｔは実際のプロペラに起り得る値を使用し、
縦横比α＝ｂ／ａは最も厳しい条件であるα＝
1.0を採用した場合のｂとＫImaxの関係をｈをパ
ラメータにして計算した結果である。破線は前述
したNiAl青銅材のΔKth＝18（Kg／mm〓）を示
す。破線と実線の交点は与えられた条件下におけ
る表面直下の欠陥の許容欠陥寸法となる。 ｌ＝ｈ−ｂ (10) なる式から、表面から欠陥上端までの距離ｌと許
容欠陥寸法の関係が求まる。第５図の実線は、Ｔ
＝300（mm）場合のｌと欠陥の拡がり2aの関係を
Δσをパラメータにして計算した結果を示す。第
６図はＴ＝100（mm）対する同様な計算結果を示
す。 （表面の半楕円欠陥の許容欠陥寸法） 内部欠陥が表面のごく近傍に存在する場合、第
３図のＡ点のＫIはΔKthより大きくなつて欠陥
が表面に向つて伝播する。表面まで伝播して開口
すると次はＢ点のＫIとΔKthの関係より欠陥が
伝播するかどうかが決定される。この表面に開口
した欠陥を第７図のようなモデルの半楕円表面欠
陥におきかえて評価しても大きな誤差は生じない
であろう。KobayashiはこのようなモデルのＢ点
のＫIを次式で与えている。 ただし、ＭB：2a，2b，ｈにより決定される定
数 σＢ＝MT／2I (11)式の左辺にΔKthを、右辺のσＢに応力全振巾
Δσを代入することにより、表面の半楕円欠陥の
許容寸法boが次式により与えられる。 bo＝１／π（ΔＫｔｈＥ（Ｋ）／ＭＢΔσ）２ (12) ＭBはｂの関数でもあるので前項と同様に(12)式は
図形によるか、または漸近式で解く必要がある。
第８図のようにα＝１の円板状の内部欠陥が表面
に伝播し、α＝１つまり半円状の表面欠陥ができ
ると仮定する。このようにしてＴ＝300（mm）に
ついて計算した結果を第５図の縦軸に゜印で示
す。表面より内部欠陥上端までの距離ｌとの関係
は、第８図より判るように次の関係が成り立つ。 ｌ＝bo−2b＝bo−2a (13) この関係を第５図に破線で示す。Ｔ＝100（mm）
について行つた同様な計算も第６図に示す。 （最小の許容欠陥寸法） 第５図、第６図より明らかなように、応力全振
巾のほぼ２乗に反比例して許容欠陥寸法は大きく
なつている。第５図、第６図を比較すると、同じ
応力全振巾でも板が厚い場合は、許容欠陥寸法は
小さく、特に深い所では許容欠陥寸法の変化が緩
い。また内部に存在する許容欠陥寸法を示す実線
と、表面の許容欠陥寸法を示す破線の交点の深さ
を見ると、Δσの大きい場合約１mm、Δσの小さ
い場合約２〜３mmである。つまり表面から内部欠
陥の上端が１〜３mm位までの深さに存在する内部
欠陥で、その大きさが破線と実線で囲まれた領域
のものは、その上端が伝播して表面まで達する
が、欠陥の底は内部に向つて伝播せず、欠陥はそ
れ以上拡大しないことを示す。従つて、最小の内
部許容欠陥寸法は表面より深さ１mmの所について
検討すれば良い。最も厳しい条件下の最小の許容
欠陥寸法を考える。翼厚は現在のプロペラ翼根部
厚さの最大値に近いＴ＝300（mm）とし、応力全
振巾は穏海中の高速船用プロペラに発生し得る最
高値Δσ＝６（Kg／mm2）に後で述べる安全率1.2
を乗じてΔσ＝7.2（Kg／mm2）とすると第５図よ
り最小許容欠陥寸法は約８（mm）位となり現在の
超音波探傷装置の能力内に十分入る。 プロペラ翼への適応 次にプロペラ翼の必要な欠陥探傷範囲について
説明する。 プロペラ翼の応力全振巾 プロペラ翼に作用する揚力の変動を船尾の伴流
分布とプロペラの幾何形状を入力として非定常揚
力面理論により計算した。さらに梁の理論を応用
して圧力面の応力全振巾を求めた。応力全振巾と
翼厚から決定される許容欠陥寸法は、船の種類と
プロペラの設計により大きな差が生じるので、タ
ンカー、貨物船、コンテナ船、自動車運搬船
（PCC）について各々代表的な船とそのプロペラ
を選んで応力全振巾を計算した。下表に計算した
対象船とそのプロペラの主要目を示す。第９図は
PCCの計算に使用した伴流分布を、第１０図に
プロペラの圧力面に加わる応力の全振巾を表わす
分布を示す。このように計算した応力全振巾は穏
海中を航海している場合発生するものであり、実
際は海の状態に応じてもつと振巾は大きくなると
考えられる。その量は、笹島達によると穏海中の
1.1〜1.23倍であるとされている。従つて、以下
の許容欠陥寸法の計算は全て穏海中の応力全振巾
に1.2倍した値を使用した。
欠陥が伝播するとすれば第３図のＡ点である。 一方平板の表面（ｙ＝ｈ）における曲げ応力σ
Ｚは板厚をＴとすると σＺ＝MT／2I (8) である。(7)式にβ＝180゜および(8)式を代入しＭ
とＩを消去すると楕円欠陥上端の応力拡大係数Ｋ
Imaxが求まる。 ＫImax＝２σＺπｂ／Ｔ Ｅ（Ｋ）｛ＭT（Ｔ／２−ｈ−ｂ）＋ＭLｂ（１＋ｋ２Ｅ（Ｋ）／（１＋ｋ２）Ｅ（Ｋ）−
ｋ′２Ｋ（Ｋ））｝(9) （表面直下の楕円欠陥の許容欠陥寸法） 表面直下の楕円欠陥の許容欠陥寸法は(9)式の左
辺に測定されるプロペラ材料のΔKthを代入、右
辺はσＺに応力全振巾ΔσとＴ、ｈ、ａ／ｂ等の
諸条件を与えれば許容欠陥寸法が決定される。こ
れは解析的には解けないので、実際の計算は図形
によつて行う。第４図はその一例を示す。図中Δ
σ、Ｔは実際のプロペラに起り得る値を使用し、
縦横比α＝ｂ／ａは最も厳しい条件であるα＝
1.0を採用した場合のｂとＫImaxの関係をｈをパ
ラメータにして計算した結果である。破線は前述
したNiAl青銅材のΔKth＝18（Kg／mm〓）を示
す。破線と実線の交点は与えられた条件下におけ
る表面直下の欠陥の許容欠陥寸法となる。 ｌ＝ｈ−ｂ (10) なる式から、表面から欠陥上端までの距離ｌと許
容欠陥寸法の関係が求まる。第５図の実線は、Ｔ
＝300（mm）場合のｌと欠陥の拡がり2aの関係を
Δσをパラメータにして計算した結果を示す。第
６図はＴ＝100（mm）対する同様な計算結果を示
す。 （表面の半楕円欠陥の許容欠陥寸法） 内部欠陥が表面のごく近傍に存在する場合、第
３図のＡ点のＫIはΔKthより大きくなつて欠陥
が表面に向つて伝播する。表面まで伝播して開口
すると次はＢ点のＫIとΔKthの関係より欠陥が
伝播するかどうかが決定される。この表面に開口
した欠陥を第７図のようなモデルの半楕円表面欠
陥におきかえて評価しても大きな誤差は生じない
であろう。KobayashiはこのようなモデルのＢ点
のＫIを次式で与えている。 ただし、ＭB：2a，2b，ｈにより決定される定
数 σＢ＝MT／2I (11)式の左辺にΔKthを、右辺のσＢに応力全振巾
Δσを代入することにより、表面の半楕円欠陥の
許容寸法boが次式により与えられる。 bo＝１／π（ΔＫｔｈＥ（Ｋ）／ＭＢΔσ）２ (12) ＭBはｂの関数でもあるので前項と同様に(12)式は
図形によるか、または漸近式で解く必要がある。
第８図のようにα＝１の円板状の内部欠陥が表面
に伝播し、α＝１つまり半円状の表面欠陥ができ
ると仮定する。このようにしてＴ＝300（mm）に
ついて計算した結果を第５図の縦軸に゜印で示
す。表面より内部欠陥上端までの距離ｌとの関係
は、第８図より判るように次の関係が成り立つ。 ｌ＝bo−2b＝bo−2a (13) この関係を第５図に破線で示す。Ｔ＝100（mm）
について行つた同様な計算も第６図に示す。 （最小の許容欠陥寸法） 第５図、第６図より明らかなように、応力全振
巾のほぼ２乗に反比例して許容欠陥寸法は大きく
なつている。第５図、第６図を比較すると、同じ
応力全振巾でも板が厚い場合は、許容欠陥寸法は
小さく、特に深い所では許容欠陥寸法の変化が緩
い。また内部に存在する許容欠陥寸法を示す実線
と、表面の許容欠陥寸法を示す破線の交点の深さ
を見ると、Δσの大きい場合約１mm、Δσの小さ
い場合約２〜３mmである。つまり表面から内部欠
陥の上端が１〜３mm位までの深さに存在する内部
欠陥で、その大きさが破線と実線で囲まれた領域
のものは、その上端が伝播して表面まで達する
が、欠陥の底は内部に向つて伝播せず、欠陥はそ
れ以上拡大しないことを示す。従つて、最小の内
部許容欠陥寸法は表面より深さ１mmの所について
検討すれば良い。最も厳しい条件下の最小の許容
欠陥寸法を考える。翼厚は現在のプロペラ翼根部
厚さの最大値に近いＴ＝300（mm）とし、応力全
振巾は穏海中の高速船用プロペラに発生し得る最
高値Δσ＝６（Kg／mm2）に後で述べる安全率1.2
を乗じてΔσ＝7.2（Kg／mm2）とすると第５図よ
り最小許容欠陥寸法は約８（mm）位となり現在の
超音波探傷装置の能力内に十分入る。 プロペラ翼への適応 次にプロペラ翼の必要な欠陥探傷範囲について
説明する。 プロペラ翼の応力全振巾 プロペラ翼に作用する揚力の変動を船尾の伴流
分布とプロペラの幾何形状を入力として非定常揚
力面理論により計算した。さらに梁の理論を応用
して圧力面の応力全振巾を求めた。応力全振巾と
翼厚から決定される許容欠陥寸法は、船の種類と
プロペラの設計により大きな差が生じるので、タ
ンカー、貨物船、コンテナ船、自動車運搬船
（PCC）について各々代表的な船とそのプロペラ
を選んで応力全振巾を計算した。下表に計算した
対象船とそのプロペラの主要目を示す。第９図は
PCCの計算に使用した伴流分布を、第１０図に
プロペラの圧力面に加わる応力の全振巾を表わす
分布を示す。このように計算した応力全振巾は穏
海中を航海している場合発生するものであり、実
際は海の状態に応じてもつと振巾は大きくなると
考えられる。その量は、笹島達によると穏海中の
1.1〜1.23倍であるとされている。従つて、以下
の許容欠陥寸法の計算は全て穏海中の応力全振巾
に1.2倍した値を使用した。
【表】
【表】
（欠陥探傷範囲）
PCCプロペラの各半径比位置の深さ１（mm）、
３（mm）、５（mm）での許容欠陥寸法の変化を第
１１図に示す。図より判るように、水切、水離に
近づくにつれて許容欠陥寸法は急に大きくなつて
いる。第１１図の許容欠陥寸法のうち、最も厳し
い条件である深さ１（mm）の許容欠陥寸法の変化
から、５（mm）間隔で同一寸法の許容欠陥の分布
を描くと、第１２図のようになる。図より判るよ
うに最小の許容欠陥寸法は、最大翼厚位置より少
し水切側に寄つた所を中心に存在する。プロペラ
翼の前進面近傍に発見された欠陥の最大値は13mm
〓であり、15mm〓以上の欠陥は発生しないとする
と、欠陥を探傷すべき範囲は、図の斜線内とな
る。 第１３図〜第１５図は他の船種のプロペラにつ
いて同様な計算により求めた許容欠陥寸法の分布
図を示す。第１３図に示すコンテナ船用プロペラ
はPCC用プロペラとほぼ同様な傾向を示すが、
最小の許容欠陥寸法はより小さい。タンカーと貨
物船は最小の許容欠陥寸法が十分大きく安全であ
り、超音波探傷の必要はないと考えられる。 第１６図、第１７図はプロペラの設計の違いに
よる探傷範囲の変化を示す。第１６図はNACA翼
を使用したコンテナ船用プロペラで、他のプロペ
ラに比較して探傷範囲が翼弦中心にある。また第
１７図は翼先端近くの翼厚を薄く仕過したプロペ
ラで、探傷範囲が広がつている。 以上のように、プロペラ翼表面直下の楕円欠陥
の許容寸法は翼厚、応力全振巾、深さにより異る
が、何れにしてもプロペラ翼面の欠陥探傷範囲は
各プロペラ翼毎に計算され、明らかにすることが
できる。 超音波探傷技術の確立 従来超音波探傷法の適用において、銅合金特有
の結晶粒界の乱反射による超音波の減衰、散乱が
大きく、またプロペラの翼根部のように厚肉の鋳
物では、徐冷されることにより結晶粒が成長し、
極めて粗い組織を有するため、超音波の減衰をよ
り一層大きくするので超音波探傷の適用は不可能
とされていた。 そこで本発明者等は、２分割型探触子を使用
し、人工的に欠陥を模した加工を施した基準とな
る試験片を被検材と同一の材質（成分並びに熱履
歴が同一の意味）で製作し、深さ方向で変化する
探傷感度を電気的に補正することにより、欠陥の
拡がりとその存在する深さを精度良く探傷できる
ことをつきとめたのである。 今この２分割型探触子を用いて銅合金材の探傷
を行なうに当つての具体的方法及び装置について
概説すると、２分割型探触子には２個の振動子が
入つているため、それぞれの振動子の指向性、欠
陥と振動子との間の距離で感度が変化する。この
様子はダービル法で鋳造した試験片に、第１８図
に示す如く人工欠陥を設けて、その直径、深さ毎
にエコー波高値が測定される。 第１９図に示すようにNi―Al青銅材における
２分割型探触子の距離感度特性は、深さ約10mm附
近で最大感度を有し、欠陥の深さに大きく依存し
ていることが認められる。また欠陥のサイズが大
きくなる程、エコー波高値が高くなることが認め
られる。 以上の試験結果から、基準となるテストピース
を被験材と同一の材質にとり、深さによつて変わ
る探傷感度を電気的に補正すれば、欠陥からのエ
コー波高値により、欠陥の情報が精度良く得られ
ることになる。 次に装置については、下記の如き構成を有する
ものが挙げられる。 ａ 超音波探傷器 使用周波数は２〜4MHzである。 ｂ 探触子の曲面追随、自動走査装置 探傷面内をくまなく同一条件で探傷でき、かつ
欠陥の検出を正確に、しかも客観点に行なうため
の走査機構。 ｃ 検出された欠陥の自動記録用制御装置 深さにより変化する探傷感度を電気的に補正
し、被験材と同一サイズの記録紙に検出された欠
陥の状況をプロツトする。また、同時に欠陥の深
さをブラウン管上に表示するための制御装置も内
蔵。 このような装置の好適な一例として、第２０図
に例示するものが挙げられる。 以上詳細に説明したように、本発明は変動応力
の大きさを非定常揚力面理論に基づき算出するこ
と、プロペラ翼材料の下限界応力拡大係数ΔKth
を試験的に測定したこと、プロペラ翼に内在する
欠陥がそれを起点に疲労亀裂として進展するか否
かを破壊力学的に評価する手法を適用して許容欠
陥寸法を解明したこと、及び銅合金材の超音波探
傷技術を確立したことにより、これらを有機的に
結合してプロペラ翼毎に許容欠陥寸法以上の大き
さの欠陥が内在する可能性がある範囲に限定して
超音波探傷を実施することに成功したものであ
る。 従来、船用プロペラ翼においてＰ点と呼ばれる
翼根部圧力面側のフイレツトＲ部のＲ止りでかつ
最大翼厚位置付近に最大の応力が作用し、また変
動応力が大きく疲労破壊の起点となりやすい区域
として、圧力面側の翼巾中央部のうち翼根Ｒ中央
部より0.40R乃至0.60Rの範囲であるとされてい
た。（日本舶用工業会「SMA150：大型プロペラ
製造検査基準」、日本海事協会「昭和54年鋼船規
則集検査要領」参照） そのため製造されたプロペラの品質保証手段と
しては、Ｐ点を含むこれら区域すべてを無条件に
厳重な表面検査、さらには超音波探傷等による非
破壊的な検査手段により、許容欠陥寸法を越える
大きさの欠陥が無いことを確認する必要があつ
た。 然し乍ら、本発明の適用結果によれば、プロペ
ラ翼の翼厚デザインの仕方により、従来からいわ
れているＰ点を含む翼根部寄りの区域以外に変動
応力が最大となる区域が生じることが判明し、従
来の基準ではこの区域の検査を実施せずに出荷さ
れるおそれがあることが明らかとなつた。 本発明は、疲労破壊の起点となりやすい区域
は、翼厚デザイン毎に異なる点に着目し、プロペ
ラ翼面（圧力面）上の変動応力分布より各位置の
翼厚及びプロペラ材料の下限界応力拡大係数Δ
Kthの値より、疲労亀裂が進展しない条件を満た
す最大の欠陥寸法即ち許容欠陥寸法の翼面（圧力
面）上の分布を欠陥の存在する深さ毎に求め、許
容欠陥寸法の小さな、即ち翼の圧力面側に欠陥が
存在するおそれのある区域に限定して超音波探傷
を適用することを可能ならしめたものである。 従つて、本発明によればプロペラ翼の超音波探
傷に際し、無意味なる探傷操作が省かれると共に
従来の如く重要な区域を探傷せずに出荷する問題
乃至危険が確実に解消され、プロペラ翼の超音波
探傷による品質保証を迅速合理的に且つ高い信頼
性の下に実施できるものとなる。
３（mm）、５（mm）での許容欠陥寸法の変化を第
１１図に示す。図より判るように、水切、水離に
近づくにつれて許容欠陥寸法は急に大きくなつて
いる。第１１図の許容欠陥寸法のうち、最も厳し
い条件である深さ１（mm）の許容欠陥寸法の変化
から、５（mm）間隔で同一寸法の許容欠陥の分布
を描くと、第１２図のようになる。図より判るよ
うに最小の許容欠陥寸法は、最大翼厚位置より少
し水切側に寄つた所を中心に存在する。プロペラ
翼の前進面近傍に発見された欠陥の最大値は13mm
〓であり、15mm〓以上の欠陥は発生しないとする
と、欠陥を探傷すべき範囲は、図の斜線内とな
る。 第１３図〜第１５図は他の船種のプロペラにつ
いて同様な計算により求めた許容欠陥寸法の分布
図を示す。第１３図に示すコンテナ船用プロペラ
はPCC用プロペラとほぼ同様な傾向を示すが、
最小の許容欠陥寸法はより小さい。タンカーと貨
物船は最小の許容欠陥寸法が十分大きく安全であ
り、超音波探傷の必要はないと考えられる。 第１６図、第１７図はプロペラの設計の違いに
よる探傷範囲の変化を示す。第１６図はNACA翼
を使用したコンテナ船用プロペラで、他のプロペ
ラに比較して探傷範囲が翼弦中心にある。また第
１７図は翼先端近くの翼厚を薄く仕過したプロペ
ラで、探傷範囲が広がつている。 以上のように、プロペラ翼表面直下の楕円欠陥
の許容寸法は翼厚、応力全振巾、深さにより異る
が、何れにしてもプロペラ翼面の欠陥探傷範囲は
各プロペラ翼毎に計算され、明らかにすることが
できる。 超音波探傷技術の確立 従来超音波探傷法の適用において、銅合金特有
の結晶粒界の乱反射による超音波の減衰、散乱が
大きく、またプロペラの翼根部のように厚肉の鋳
物では、徐冷されることにより結晶粒が成長し、
極めて粗い組織を有するため、超音波の減衰をよ
り一層大きくするので超音波探傷の適用は不可能
とされていた。 そこで本発明者等は、２分割型探触子を使用
し、人工的に欠陥を模した加工を施した基準とな
る試験片を被検材と同一の材質（成分並びに熱履
歴が同一の意味）で製作し、深さ方向で変化する
探傷感度を電気的に補正することにより、欠陥の
拡がりとその存在する深さを精度良く探傷できる
ことをつきとめたのである。 今この２分割型探触子を用いて銅合金材の探傷
を行なうに当つての具体的方法及び装置について
概説すると、２分割型探触子には２個の振動子が
入つているため、それぞれの振動子の指向性、欠
陥と振動子との間の距離で感度が変化する。この
様子はダービル法で鋳造した試験片に、第１８図
に示す如く人工欠陥を設けて、その直径、深さ毎
にエコー波高値が測定される。 第１９図に示すようにNi―Al青銅材における
２分割型探触子の距離感度特性は、深さ約10mm附
近で最大感度を有し、欠陥の深さに大きく依存し
ていることが認められる。また欠陥のサイズが大
きくなる程、エコー波高値が高くなることが認め
られる。 以上の試験結果から、基準となるテストピース
を被験材と同一の材質にとり、深さによつて変わ
る探傷感度を電気的に補正すれば、欠陥からのエ
コー波高値により、欠陥の情報が精度良く得られ
ることになる。 次に装置については、下記の如き構成を有する
ものが挙げられる。 ａ 超音波探傷器 使用周波数は２〜4MHzである。 ｂ 探触子の曲面追随、自動走査装置 探傷面内をくまなく同一条件で探傷でき、かつ
欠陥の検出を正確に、しかも客観点に行なうため
の走査機構。 ｃ 検出された欠陥の自動記録用制御装置 深さにより変化する探傷感度を電気的に補正
し、被験材と同一サイズの記録紙に検出された欠
陥の状況をプロツトする。また、同時に欠陥の深
さをブラウン管上に表示するための制御装置も内
蔵。 このような装置の好適な一例として、第２０図
に例示するものが挙げられる。 以上詳細に説明したように、本発明は変動応力
の大きさを非定常揚力面理論に基づき算出するこ
と、プロペラ翼材料の下限界応力拡大係数ΔKth
を試験的に測定したこと、プロペラ翼に内在する
欠陥がそれを起点に疲労亀裂として進展するか否
かを破壊力学的に評価する手法を適用して許容欠
陥寸法を解明したこと、及び銅合金材の超音波探
傷技術を確立したことにより、これらを有機的に
結合してプロペラ翼毎に許容欠陥寸法以上の大き
さの欠陥が内在する可能性がある範囲に限定して
超音波探傷を実施することに成功したものであ
る。 従来、船用プロペラ翼においてＰ点と呼ばれる
翼根部圧力面側のフイレツトＲ部のＲ止りでかつ
最大翼厚位置付近に最大の応力が作用し、また変
動応力が大きく疲労破壊の起点となりやすい区域
として、圧力面側の翼巾中央部のうち翼根Ｒ中央
部より0.40R乃至0.60Rの範囲であるとされてい
た。（日本舶用工業会「SMA150：大型プロペラ
製造検査基準」、日本海事協会「昭和54年鋼船規
則集検査要領」参照） そのため製造されたプロペラの品質保証手段と
しては、Ｐ点を含むこれら区域すべてを無条件に
厳重な表面検査、さらには超音波探傷等による非
破壊的な検査手段により、許容欠陥寸法を越える
大きさの欠陥が無いことを確認する必要があつ
た。 然し乍ら、本発明の適用結果によれば、プロペ
ラ翼の翼厚デザインの仕方により、従来からいわ
れているＰ点を含む翼根部寄りの区域以外に変動
応力が最大となる区域が生じることが判明し、従
来の基準ではこの区域の検査を実施せずに出荷さ
れるおそれがあることが明らかとなつた。 本発明は、疲労破壊の起点となりやすい区域
は、翼厚デザイン毎に異なる点に着目し、プロペ
ラ翼面（圧力面）上の変動応力分布より各位置の
翼厚及びプロペラ材料の下限界応力拡大係数Δ
Kthの値より、疲労亀裂が進展しない条件を満た
す最大の欠陥寸法即ち許容欠陥寸法の翼面（圧力
面）上の分布を欠陥の存在する深さ毎に求め、許
容欠陥寸法の小さな、即ち翼の圧力面側に欠陥が
存在するおそれのある区域に限定して超音波探傷
を適用することを可能ならしめたものである。 従つて、本発明によればプロペラ翼の超音波探
傷に際し、無意味なる探傷操作が省かれると共に
従来の如く重要な区域を探傷せずに出荷する問題
乃至危険が確実に解消され、プロペラ翼の超音波
探傷による品質保証を迅速合理的に且つ高い信頼
性の下に実施できるものとなる。
第１図はコンパクト引張標準試験片の形状寸法
を表わす平面図、正面図及び要部拡大図、第２図
はNi―Al青銅材についての応力拡大係数の範囲
と疲労亀裂伝播速度との関係を表わす対数グラフ
図、第３図はプロペラ翼表面直下の楕円欠陥モデ
ル及び応力状態を表わす説明図、第４図は楕円欠
陥短径と応力拡大係数との関係を表わすグラフ
図、第５図は表面直下の許容欠陥寸法を表わすグ
ラフ図（翼厚300mm）、第６図は同表面直下の許容
欠陥寸法を表わすグラフ図（翼厚100mm）、第７図
は曲げモーメントを受ける平板表面の半楕円欠陥
及び応力状態を表わす説明図、第８図は表面近傍
の欠陥のモデル化図、第９図は自動車運搬船
（Ｐ、Ｃ、Ｃ）のプロペラについての伴流分布
図、第１０図は同プロペラの圧力面に加わる引張
応力の応力全振巾を表わす分布図、第１１図は同
プロペラの許容欠陥寸法の変化を表わす図、第１
２図乃至第１７図は各種船舶用プロペラの許容欠
陥寸法分布を表わし、第１２図はＰ、Ｃ、Ｃ、第
１３図はコンテナ船、第１４図はタンカー、第１
５図は貨物船、第１６図はコンテナ船、第１７図
はＰ、Ｃ、Ｃについて示し、第１８図は人工欠陥
を設けた試験片に対する２分割型探触子を用いた
エコー波高値測定試験の説明図、第１９図はNi
―Al青銅材についての２分割型探触子の距離感
度特性を表わすグラフ図、第２０図は２分割型探
触子を用いた超音波探傷装置の構成を示す概要図
である。
を表わす平面図、正面図及び要部拡大図、第２図
はNi―Al青銅材についての応力拡大係数の範囲
と疲労亀裂伝播速度との関係を表わす対数グラフ
図、第３図はプロペラ翼表面直下の楕円欠陥モデ
ル及び応力状態を表わす説明図、第４図は楕円欠
陥短径と応力拡大係数との関係を表わすグラフ
図、第５図は表面直下の許容欠陥寸法を表わすグ
ラフ図（翼厚300mm）、第６図は同表面直下の許容
欠陥寸法を表わすグラフ図（翼厚100mm）、第７図
は曲げモーメントを受ける平板表面の半楕円欠陥
及び応力状態を表わす説明図、第８図は表面近傍
の欠陥のモデル化図、第９図は自動車運搬船
（Ｐ、Ｃ、Ｃ）のプロペラについての伴流分布
図、第１０図は同プロペラの圧力面に加わる引張
応力の応力全振巾を表わす分布図、第１１図は同
プロペラの許容欠陥寸法の変化を表わす図、第１
２図乃至第１７図は各種船舶用プロペラの許容欠
陥寸法分布を表わし、第１２図はＰ、Ｃ、Ｃ、第
１３図はコンテナ船、第１４図はタンカー、第１
５図は貨物船、第１６図はコンテナ船、第１７図
はＰ、Ｃ、Ｃについて示し、第１８図は人工欠陥
を設けた試験片に対する２分割型探触子を用いた
エコー波高値測定試験の説明図、第１９図はNi
―Al青銅材についての２分割型探触子の距離感
度特性を表わすグラフ図、第２０図は２分割型探
触子を用いた超音波探傷装置の構成を示す概要図
である。
Claims (1)
- 【特許請求の範囲】 １ 実際のプロペラ翼の各位置における実使用状
態での応力全振幅Δσを求め、 プロペラ翼材料から成る肉厚Ｔの試験片におい
てその表面から深さｈの位置に内在する欠陥が前
記Δσの応力振幅のもとで疲労亀裂として伸展し
ない最大の欠陥寸法を予じめ求め、該欠陥寸法を
Δσ，Ｔ，ｈにおける許容欠陥寸法と定め、 一方、実際のプロペラ翼の所定範囲を探傷装置
により探傷して、プロペラ翼の肉厚Ｔ、深さｈの
位置における内部欠陥を検出し、 該欠陥検出位置におけるプロペラ翼のパラメタ
（Δσ、Ｔ，ｈ）と、前記許容欠陥寸法のパラメ
タ（Δσ，Ｔ，ｈ）とを一致させて該検出欠陥寸
法と前記許容欠陥寸法とを比較して、該検出欠陥
が有害欠陥か否かを判定することを特徴とする舶
用プロペラ翼の内部欠陥探傷法。
Priority Applications (1)
| Application Number | Priority Date | Filing Date | Title |
|---|---|---|---|
| JP15137779A JPS5674650A (en) | 1979-11-22 | 1979-11-22 | Method of determining adaptable range of ultrasonic inspection of propeller vane for ship |
Applications Claiming Priority (1)
| Application Number | Priority Date | Filing Date | Title |
|---|---|---|---|
| JP15137779A JPS5674650A (en) | 1979-11-22 | 1979-11-22 | Method of determining adaptable range of ultrasonic inspection of propeller vane for ship |
Publications (2)
| Publication Number | Publication Date |
|---|---|
| JPS5674650A JPS5674650A (en) | 1981-06-20 |
| JPS6231297B2 true JPS6231297B2 (ja) | 1987-07-07 |
Family
ID=15517223
Family Applications (1)
| Application Number | Title | Priority Date | Filing Date |
|---|---|---|---|
| JP15137779A Granted JPS5674650A (en) | 1979-11-22 | 1979-11-22 | Method of determining adaptable range of ultrasonic inspection of propeller vane for ship |
Country Status (1)
| Country | Link |
|---|---|
| JP (1) | JPS5674650A (ja) |
Cited By (1)
| Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
|---|---|---|---|---|
| JP2003207489A (ja) * | 2001-11-09 | 2003-07-25 | Mitsubishi Heavy Ind Ltd | 金属材料の損傷評価方法及び装置 |
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1979
- 1979-11-22 JP JP15137779A patent/JPS5674650A/ja active Granted
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| JPS5674650A (en) | 1981-06-20 |
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