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特集論

高精度パネル法を用いた高性能ス
テータフィンの開発

文

Development of High-Performance Stator Fin
by Using Advanced Panel Method
星 野 徹 二＊1

大黒 岩 隆 夫＊4

林

Tetsuji Hoshino

島Akira Oshima

Takao Kuroiwa

文Fumio Hayashi

明＊2夫＊5

藤 田 一 誠＊3

Kazunobu Fujita

山 崎 悦 男＊6

Etsuo Yamazaki

ステータフィンはプロペラ後方の舵に設置してプロペラ回転流を回収する，高速・痩せ型船に適用可能な省エネ装置である．自動車運搬船を対象に，ステータフィンの設計と，理論計算及び模型試験による評価を行った．さらに，実船において，速力試験のほかに，信頼性及び性能の確認とステータフィンの基礎データ取得を目的としてフィンの応力計測，振動計測及び作動状況観察を実施した．その結果，省エネ効果のほか，強度・振動面で問題の無いことを確認した．当社建造の自動車運搬船では，ステータフィンが標準装備となりつつある．今後は，コンテナ船等，さらに高出力主機装備船への適用を検討していく．

1．はじめ

軸方向流速 Vxに

プロペラ翼

周方向流速
Vt

船舶における省エネは，運航コスト低減のみならず，軸方向ステータフィン

最近では地球環境保護のための CO2 排出量削減の見地

揚力 Lからも，ますます必要とされ，船体形状の最適化のみ

回転方向
抗力 Dフィン
推力 Ts

ならず，各種の省エネ装置の開発がなされている．
このような省エネ装置の中で，当社ではプロペラ前周方向方に設置し，プロペラ回転流を回収して効率向上を図

図１

るリアクションフィンを開発し，タンカー等の低速・ステータフィンの原理肥大船に装備して効果を上げてきた．さらに高速・痩せ型船にも適用可能な省エネ装置として，プロペラ後ンには，プロペラにより加速された軸方向流速 Vx と方の舵に設置するステータフィンの開発を行った．本周方向流速 Vt の合成流速Ｗが流入する．Ｗに対して報告では，ステータフィンの原理と設計，実船での検適切な迎角を持たせることで，Ｗにより発生する揚力証について解説をする．

L と抗力 D の軸方向合成成分として推力 Ts が発生する．Ts によりプロペラ発生推力の減少，すなわち，2．ステータフィンの原理各種省エネ装置の中で，省エネ付加物は所要馬力の低減が可能になる．
船体抵抗

当社ではプロペラ旋回流の回収を図る省エネ装置とや推進効率改善を目的としてプロペラの周辺に装備さして，プロペラ前方に設置するリアクションフィンやと定義される ．省エネ付加物は，通常は二重反転プロペラ（CRP）を開発・実用化してきた．

船舶が航走することにより捨てられるエネルギーを何

CRP は最も効率よく旋回流を回収できるが，複雑・らかの方法で回収する装置で，回収すべきエネルギー高価なため一般には用いられていない．リアクションに対応して下記に分類することができる．

フィンとステータフィンは，CRP の前方又は後方プ（a）プロペラ旋回流回収による効率向上を図る装置

ロペラを固定したもので CRP と比較して簡便・安価（b）プロペラ低荷重化による効率向上を図る装置である．リアクションフィン自体は抵抗となるため，（c）プロペラハブ渦拡散による効率向上を図る装置

船尾の流れが遅く旋回流の回収効果に比して抵抗が小れる装置(1)

ステータフィンは上記（a）に含まれる．

さい低速・肥大船に適用されてきた．流れが速く抵抗

ステータフィンの原理を図１に示す．ステータフィが大きくなる高速・痩せ型船には適用されていない．

技術本部長崎研究所船舶・海洋研究推進室主幹
技術本部長崎研究所船舶・海洋研究推進室主席＊3
技術本部長崎研究所振動研究室主席

技術本部長崎研究所強度研究室主席
下関造船所船舶・海洋部計画設計課主席＊6
長崎造船所造船設計部計画課主席

＊1

＊4

＊2

＊5

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表１

TRANS FUTURE ３主要目
さ（m）

162.7

幅（m）

25.0

深さ（m）

12.4

喫水（m）

7.5

載貨重量（ t ）7 893

長8 UEC 50 LSII
主機

15 700 PS×127 rpm（MR）
14 130 PS×123 rpm（NR）

航海速力（kt）

図２

TRANS FUTURE ３一般配置図

21.1
入力：
プロペラ形状ステータフィン形状
作動条件
パネル分割：
プロペラ，プロぺラ後流渦
ステータフィン，フィン後流渦
プロペラ流入速度計算

プロペラの速度ポテンシャル φF 計算

ステータフィン位置での誘導速度計算

図３

プロペラ＋ステータフィン解析モデル
ステータフィンへの流入速度計算

ステータフィンはフィン自体が推力を発生するので高ステータフィンの速度ポテンシャルφA 計算

速・痩せ型船での省エネ効果が期待できる．

3．ステータフィンの設計，評価
自動車運搬船 TRANS FUTURE ３を対象にステータフィンを設計し，推進性能及び構造（強度・振動）の検討を行った．TRANS FUTURE ３の要目を表１に，一般配置を図２に示す．
3．1

設

計

ステータフィンにより高い省エネ効果を得るには，フィンが有効な推力 Ts を発生する形状とする必要がステータフィン後流渦の速度ポテンシャル差Δφ計算｜
Δφi−Δφi−1｜＜―εNo

プロペラ位置での誘導速度計算

Yesプロペラ及びステータフィン
表面流速及び圧力分布計算
流体力，モーメント計算

図４ プロペラ＋ステータフィン解析フローチャートある．図１より，ステータフィン全体が発生する推力
Ts は，決めることとなる．また，フィンに流入する流れはプTs ∝ Zs L = 1/2ρZsW2C ＬＳ/（１ + １/AR）
ここで，ロペラにより周期的に変動するので，起振力を下げる見地から Zs は前方プロペラ翼数と一致させないよう

Zs ：ステータフィン翼数にする必要がある．本船の場合，プロペラが６翼であC Ｌ：揚力係数るため，ステータフィンは９翼とした．さらに，フィＳ：翼面積（＝ Lc × Ls）ンの設計には，フィンへ流入する流速 W の精度良いLc ：平均翼弦長推定が不可欠である．そこで，高精度パネル法を用い

Ls ：翼幅てステータフィンとプロペラを一体で解析する計算モ

AR ：アスペクト比（≒ Ls/Lc）

デルを作製した(2)．このモデルでは図３に示すように，とあらわされる．揚力係数は翼型では迎角αの関数でプロペラとプロペラの後流渦，ステータフィンとフィあり上限がある．また，Ls はプロペラ半径より小さンの後流渦を微小パネルに分割し，各パネル上の速度な値となるので，Ts を増すには翼弦長 Lc を増すか翼ポテンシャルを未知数として，図４に示すフローチャ数 Zs を増すのが有効である．実際には，船尾のプロートにしたがって，プロペラとステータの干渉問題とペラ周りの配置や製作の容易さを勘案して Lc と Zs をして解く．この計算法により，フィンの最終形状を決
三菱重工技報 Vol.41 No.6（2004-11）

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図５ 模型試験でのステータフィン配置

図６ キャビテーション試験

定した．
3．2

f ＝ 42.2 Hz

推進性能及びキャビテーション性能

図７ ステータフィン振動解析設計したステータフィンの模型を製作して水槽試験で性能確認を行った．
まず，ステータフィンがある場合と無い場合，各々ータフィンの振動特性の予測計算を実施した．先ずについて抵抗・自航試験を実施して推進性能の評価をTaper Beam の簡略計算で初期検討を行った後，ステ行った．図５にステータフィンが有る場合の試験配置

ータフィンとラダー及びラダーホーンなどの近接構造を示す．試験の結果，ステータフィンによる馬力低減を結合したモデルで詳細 FEM 計算を実施して確認を効果は約４％と評価された．

行った．

次にキャビテーション水槽にて，ステータフィンが

図７に詳細 FEM 計算結果を示す．水中でのステー有る場合のキャビテーション試験を実施した．喫水がタフィンの固有振動数は，42.2 Hz となり，リアクシ最も浅い試運転状態で主機出力最大に対応した条件でョンフィンの防振設計 (3)（固有振動数を 3.3 N PZ 以上のキャビテーション試験状況を図６に示す．ステータとする，NP ：プロペラ回転数，Z ：プロペラ翼数）のフィンには全くキャビテーションは発生せず，プロペ基準を満たしている．

ラのチップボルテックスキャビテーションは，ステータフィンの外側を通過し，フィンには接触しないこと

4．実 船 試 験を確認した．したがって，エロージョン等，キャビテ

4．1 試 験 配 置ーションによる損傷の恐れは無いものと判断した．

実船に初めて適用されたステータフィンについて，

3．3

強度

ステータフィンの強度検討のために，水槽試験によ通常実施する速力試験の他に，信頼性及び性能の確認とステータフィンの基礎データ取得を目的として，図ってステータフィンの翼の基部に作用する応力を計測

８に示す試験配置で下記項目の計測を実施した．

し，その結果から各フィンに作用する流体力，及びフ¡ステータフィンキャビテーション発生状況

ィン全体に作用する流体力を求めた．この翼応力計測¡ステータフィン翼の基部の応力は，平水中直進時の他に，旋回を模した斜航時や波浪¡ステータフィン固有振動数中についても実施した．
最大作用応力に対する許容応力σ all は，母材の降伏応力σ y を基に，安全率を考慮して定めた．水槽試験

歪ゲージ信号線

ステータフィン観察窓

で計測された翼応力より，実船の翼の基部に作用する応力σ i を推定した．σ i は波浪中直進状態で最大となるが，平水中直進状態での定常成分σ i/σ all ＝ 0.10 と波浪中の変動片振幅σ i/σ all ＝ 0.54 よりσ i/σ all は最大で 0.64 であり，許容応力の約 1/3 の余裕を有している．

パイプ

さらに変動応力に対する翼の基部の疲労強度，及びステータフィンの取付溶接部の強度を検討し，十分な安全率を有するように設計した．
3．4

振

動

ステータフィンの防振設計を検討するために，ステフィン応力計測用歪ゲージ

図８ ステータフィン実船試験配置

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フィンのチップボルテックス
キャビテーション（間欠的に僅か発生）：実船：模型

0.008

プロペラのチップボルテックス

K TS

0.006

キャビテーション

0.004

No.9 フィン翼

No.8 フィン翼

0.002
00.2

0.4

0.6

0.8

11.2

BHP/BHPmax

図９ステータフィンが発生する推力4．2推 進 性 能図 10

実船キャビテーション観察結果

70

ステータフィンの各翼に作用する荷重 F i がステー翼根応力σi から F i を求めた．各翼の荷重 F i を用いてステータフィンの推力 Ts を算出し，無次元推力係数
ρ：海水密度，DP ：プロペラ直径）
KTS（＝ TS/ρNP2DP4，50403 BF

302 BF

201 BF

10として，主機出力 BHP に対してプロットして図９に01次示す．模型と実船は良い一致を示しており，実船においても模型試験と同様の馬力低減効果が達成されたと：水中

60周波数（Hz）

タフィンの半径の 60 ％の位置に作用すると仮定し，：空中

図 112次3次

ステータフィン翼の固有振動数評価できる．
4．3

キャビテーション観察

からも理論計算及び模型試験で検討を行い，ステータ

図 10 に実船のステータフィンのキャビテーションフィンを初めて装備した自動車運搬船で検証のための発生状況を示す．最も水面に近い No.9 翼のみ間欠的実船試験を行った．その結果，ステータフィンは予想なチップボルテックスキャビテーションが発生し，他通りの省エネ効果を発揮し，かつ，強度・振動でも問の翼には発生していなかった．また，プロペラのチッ題が無いことが確認された．本船装備後，当社建造のプボルテックスキャビテーションは，ステータフィン

自動車運搬船ではステータフィンが標準装備となりつの外側を通過しており，フィン翼端には接触していなつある．今後は，コンテナ船等，更に高出力主機装備

い．実際の運航では，試運転状態より喫水が深くなる船への適用を検討していく．

ことも合わせて考慮すれば，本船のステータフィンにキャビテーションによるエロージョンの発生は無いものと判断される．
4．4

強度

試運転で計測された翼の基部に作用する応力の定常成分は，最大でσi/σall ＝ 0.11 で，水槽試験からの予測値σi/σall ＝ 0.10 に近い値となっており，模型試験結果

参 考 文 献（1）用語解説５，省エネ付加物，関西造船協会，らん第 48 号（2000）（2）川北千春ほか，後方ステータ付きダクトプロペラのパネル法による単独計算，西部造船会会報 第96 号（1998）（3）阪井大輔ほか，リアクション・フィンの信頼性に関する研究，西部造船会々報 第 76 号（1988）は十分な精度を有していると評価される．
4．5

振動

空中及び水中でのハンマリング試験結果を図 11 に示す．水中でのステータフィン翼の固有振動数は45.8 Hz で 3.3 NPZ 以上という条件を満たしている．また，海上運転での計測では固有振動数は 46 Hz で，翼根応力は小さく過大振動が発生していないこと，すな

星野徹二

大島明

藤田一誠

黒岩隆夫

林文夫

山崎悦男

わち，共振回避できていることが確認された．

5．まとめ

プロペラ後方に設置する省エネ装置であるステータフィンについて，推進性能に加えて構造面（強度・振動）

三菱重工技報 Vol.41 No.6（2004-11）