日本船舶振興会昭和10年度補助事業“船船の経済性向上に関する調査”調査資料 No.48第81研究部会
報生書ブロペラ・キャビテーションに関する調査研究3照月利41年社
EE本造紹汽研t By 4年本報告書は日本船舶授與会の昭和４０年度補助事業「船舶の経済性向上に関する調査」の一部として日本遊船研究協会が坪８ 1研究部会においてとりまとめたものである。第８１研究部会委員名簿（五十音頃、改称略）
.系11精年2 プロベラの羽根の損傷とその発生煩喫  3 料主愛造船所およびプロペラ製造所におけるキャビテーション発生限界推定法に関するアンケート過後… 20 4　室　　キャビテーションに基づくと認められる損傷発生船についてのアンケート調査… 5日楽天:結外.附　銭　…プロペラ・キヤビテーション発生吸界の各種推定法Construction . . .  . . - . : . .栽近船船の大型化高出力化にともないプロベラ窃重度が著るしく増加し，キャピテーションに落因するプロベラの損傷事故が重要な問題となりその根本的な対策の確立が切殺されている。本調査研究は問題解決のために必要な調査を行ない，資料を収集して設計に役立たせるとともに，今後の組織的研究の方向づけを行なわんとするものである。キャピテーションに関する調査研究は従来ともその数は少なくない。日本造船研究協会においてもかつて第7研究部会において広範な調査および研究を実施している。1）しかしキャピテーションによる損傷の续相は，はなはだ複雑多岐にわたり，その防止対策を確立するためには著るしく広範囲の調査研究を実施する必要がある。本研究部会の作業を開始するに当り，いかなる観点からこれに落手すべきかが勿一に検討されたが，部会の性格から見て，まず現状の調査に歪点をおき,かつ損傷事故と設計条件との関連に主眼をおいて分析を進めることに決定した。かくすることにより，渡し当つては損傷防止の目的から見て妥当な殺計条件のあたえ方，おるいはまた現行のキャビテーション発生股界推定方法の適切な使用法についての検討が可能となり，さらに詳細な解析を進めれば現行推定法の有効範囲を明らかにし今後の研究の指針をあたえることもできると予想されたからである。以上の方針で現状についての調査を突抱するについて，次の２つのアンケート調査を行なつた。 (a)キヤビテーション発生限界の推定法に関するアンケート(b)　キャピテーションに凝因すると認められる損傷を起した組についてのプンケート(a)は主要造船所,ブロベラメーカを対象として,発生阪界チェックのために実際に使用されている方法を調査したもので,本調査は関東造緻研究会の手によつてすでに一部実施されていたものであるが，同研究会の意向により当部会が引き継いで実施することとした。 (b)は実際に損傷を発生した給給をとり上げて，その主要寸法，プロベラ形状，プロベラ設計条件，プロベラと給体との相対位位等の詳細を，当該船の就航状況の規要とともに調査したもので，この回答にもづき各種の発生限界推定法を使用して限界回転数等の計算を電子計算機で実施した。この作業を行なうために日本施理協会の組級船から１１０後を越える該当船を抽出し，さらにその中から調査に適すると認められる俗約６３彼を巡んでアンケートを求め,約５０彼についての回答が容せられた。なお関東造機研究会では「プロベラ・キャビテーション発生限界に対する推定法」の標準案を作成中であつたが，本案の検討も本部会において行なうこととなり，これを落議，補策して同研究会へ援出した（付録参照）。
2.1 はしかき
船に発生する各種の損制のうち，ブロベラの羽根の損傷は救も高い発生頻度を示している。しかし，その内容は羽根周緑の曲り，微食,欠損などであつて,これらが船の推進性能を大きく低下させるとか,船の安全性に危惧を及ぼすようなことはないため，また補修が比較的容易なため，あまり直要視されていたかつた。これらの損傷が発生した場合には，軽度のものはそのまま使用し，損傷程度の大きいるのは現場または陸上げして補修が行なわれており，ブロベラを余儀なく換装しなければならないものは，契物校尉による大探儀の場合を除いてほとんどない。プロベラの羽根周縁の損傷の発生困子は，異物按然の場合を除いて，ほとんどがキャピテーションによるとみたしうるものであつて，これは羽根の曲り，微食（ときには欠損されびき裂）の発生を助扱し，さらにこれらを併発させる場合がみい。プロベラのキヤビテーションを回達するために，酸計段階において十分な考成が払われるが，完全な回遊は困難な実術であり，たとえば紹休館居物流に関連する不均一伴流分布の影響によつて，プロペラ回転中の周期的なキヤビテーションの発生は避け疑いものかもしれない。しかし，キャピテーションの回避策を宛明することは必要なことであつて，これはブロベラ周囲の構造との閉鎖において，ひとりブロベラ設計者のみがその任を負わればならない性格のものではない。この資料は，ショペラのキャビテーション回連の調査研究のための基礎資料として，プロペラ羽根の損傷の種類，緩相ならびにその発生療医の実態について，日本病院協会組織協を対象に調査し取りまとめたものである。
2.2　プロベラの羽根の担気の世界とその後生病所
ブロペラの羽根の損額は，次の６種類に欠別である。 (1)羽根周忍の母扱(日)羽根面の改食（キヤビテーション・エローション）け 羽根尾線の欠損（）羽校周様のミ愛け　羽根の根本からの折把ト羽授面の脱毛給これらのうち,け外の発生率は極めて低いので一般にはから(半を対象にすればよい。これ以小から仲の情報の発生側所は図2 1に示したどとく,読食にあつてはほぼ0 7 R ( Rはブロベラ半径)より先端にかけての防炎進面,また曲損,欠損,き漢作の既略発生範囲(前後進面とも)血損，欠損，き裂の税務発生範囲
2,3 ブロベラの羽根の損傷発生率
日本海事協会船級船約1,7 0 0隻（昭和３９年末現在，平均総トン数約5,5 0 0 9 T ）について，ブロベラを1年間使用する間に,曲損,捜査,欠損,き裂,脱亜鉛のいかんにかかわらず損傷が発生したことが報告されたものを集計すると,その発生率は次のとおりである。
ブロベラの損傷発生率（年間）⇒ 2 1 %（ブロベラ１個を１件とする）
これら何らかの損傷を発生した２１％のブロベラを１００％として,さらに損傷の種類別に発生率を求めたものを表2. 1に示した。浅2.1   損傷の種類別にみた損傷発生率
地： 1.何らかの損傷を発生した２１多のブロベラを対象とし，これを１００多として集計した。 2.プロペラ１例を１件とした集計であつて,何枚の羽根に発生したかは考慮していない。る「その他の損傷」については，それが単独に発生する場合であつても，また他の損傷と併発する場合であつても，各２％以下の発生率である。
赵2.1から次のことがいえる。
(1)　曲損はブロベラの羽根の損傷の大半を占めており，単独に発生する場合でも全体の４２％，さらに欠損，改化，き裂などを併発する場合も多くて全体の７４％を示している。 (ii)　演食は曲損に次ぐ発生率を示し，単独に発生する場合が１４％，他の損傷と併発する場合は２６％を占めている。ただし,併発は曲損が多く,欠損やき梨と併発することは非常に少ない。 (li) 欠損は単独に発生することがほとんどなく，曲損と併発するとみなすことができる。 (V)き裂は曲損または欠損と併発するものかほとんである。羽根の欠損やき裂は,特に血損に起因して付帯的に発生するとみなせることから,損傷の主体としては血損と資食の罰者を対象にすればよいと考えられる。そこで，曲損または黄食を発生したプロベラについてさらに詳細な調査を行なつた結果を次に示す。 2.3.1 羽根の曲損の詳細これまでの調査はブロベラ１個を１件としたた計であるが，羽根数を考慮して調査したものを表2.2に示す。装2.2 羽根数を考慮した場合の曲損発生率(プロベラ個数単位)
※　曲損が羽根１枚にしか発生しないことはほとんどなく，少なくとも２,３枚に併発する。さらに表2:3は,プロベラの羽根1枚を1件として,曲損の発生位置および方向を考慮した様相別の曲損為生率を調査したものである。
2.合計が１００多を越えるのは１枚の羽根が２種以上の様相の損傷を重複して発生しているためである。これらの脳然から，羽根の曲損は異物接触による場合を除いて，羽根の周緑が前進面側（船尾側）に曲がるものが大半を占めていることがわかる。またこの種の曲損は，ブロベラ１個について羽根１枚にしか発生しないことはなく，ほとんどの場合に2枚以上の羽根の相対的同位置に発生している。病難ではないこの種の曲損は「自然曲り」と呼ばれることがあり，羽根周線のキヤビテーションによつて，キヤビテーション発生面と反対側に曲がるものと考えられる。そして羽根後様先端寄りの周縁が前進両側に曲がるものが，その典型的な例であると考えられ，実績もまたこれを選付けていろ。
2.3.2 羽根の改食の詳細
表2. 4は，演食がすべての羽根に発生したか否かを分類調査したものである。漠2.4 羽根数を考慮した場合の資负発生率(プロペラ倒数単位)
さらに表2.5は,然食を発生したプロベラについて,羽摂１枚を１件として,微食の発生位置を考慮した様相別の読魚務生率を示したものである。
: 1. 2.先端※とはほぼ0. 7 Rから先端にかけての範囲を示す。合計が１００％を越えるのは１枚の羽根で２個所以上に融食を発生しているためであろ。 3.組立形プロベラで,吊上孔の栓が脱落してそこから液食が発生したものが2件ある。これらの調査によれば,羽根の資食は後進面に発生するものが非常に多いことがわかる。さらに現象としては,後進面にあっては中央から後縁寄りの範囲に，また前進面にあっては前縁寄りに発生することがうかがえる。 2. 3. 3 羽根の脱亜鉛ねよび折損についての補足脱亜鉛を発生したプロベラは少なく，今回の調査プロベラ中７個である。羽根の折損は，根本付近の前進面板大翼厚位確近傍を起点として，腐食疲労により，平断面を呈して折れるのが一般である。表2.6は,最近のプロベラ羽根の折損状況を参考に示したものである。

損傷を発生した羽根の補修状況
2.4
以下の表は，損傷を発生した羽根の補修の状況とその頻度を示めしたものである。なお集計は，損傷の種類別に，その損傷を発生したプロベラ１個を１件として求めた。
.

表2. 9. -欠損の補修状況

表2.1  0  き翌の補修状況

2.5
みと
これらの調査結果を総括すると次のことがいえる。 (1)プロベラを１年間使用する間に，プロベラ移数の２１冬には何らかの損傷が発生し，これらのプロベラのうち約７５多には曲損が，約２５多には演食かまたは欠損が，約１５多にはき契が発生するとみなすことができる。ただし，ある種の損傷が単独に発生するものとしては，曲損と改食を考慮すればよく，欠損やき裂は曲損と併発するとみなすことがてきる。 (2)　曲損は,羽根先端付近から後縁にかけての周縁が前進面側に曲がるものが大半を占めている。 (3) (1)　曲損,欠損およびき裂は,大半が補修されているのに対し,黄食はそのまま使用されるものが非常に多い。プロヘラ羽想の断面形状に関連して，後進面投線先端付近は最もキャピテーションが発生し易い部分であるため，特にこの部分に位食および曲損が発生することがうかがえる。ただし、後2.1に示したように,曲損と賞食が併発することは非常に少ない。これは，キャピテーションが羽根周縁近くに発生する条件下にあるプロベラでは，この部分の肉が概めて薄いので，資余よりも前進面倒への曲損となつて現われ易く，一方キャピテーションが周線よりも内側に発生する条件下にあるプロベラでは,肉が厚いので液体肌荒れとなつて現われるためではないかなどが原因の一例として考えられる。羽根原緑の火災については，銀状の肌荒れを呈していて，散食が著るしく発展したものと考えられる揉相のものも多いが，資食と欠損を研究した頻度は少ない。このことは，資食が羽根周線の末端に発生するプロへうでは，短期に羽根周線を欠損させ，同時に羽根に曲がりを発生させるものと考えることができる。無計による発生頻度においても，欠損は喪失よりも曲損と併発しているものが非常に多い。キャビテーションを回避する方法を究明するためには，広範囲な調査研究を要し，また完全なる回避は困難であるかもしれないが，特に経済性の観点からその防止策を見出すことは必要なことと思われる。 sense of the sensit the content of the cont主要造船所およびプロペラ製造所における第３音キヤビデーション発生限界推定法に関する: - - -アンケート調査. . status and services. . .
3.1 アンケートに対する回答会社（順序不同）
三菱亚工（神戸,長崎,広品,下関,横浜） ,中島製工,笠戸船渠,林楽造船,日本海重工,ミカドブロベラ,日本鋼管,日立漁船 ,佐世保亚工,川崎亚工,佐野安船張,大阪造船,石川島播磨重工（東京,相生) ,藤永田漁船,名村適航,三井造船,呉造船,浦劉重工, 
る2   宮間郡項および国答結果
貨問専項および上記各社より得られた回答結果を装3. 1に示す。推定法としてはBurrilys Cavitation Chartによる方法が多く採用されている。

第を意　キャビテーションに基づくと認められる損傷発生船についてのアンケート調査
は１　関連対象船の湿定
キャピテーションに影づくと認められるプラベラの損敵を発生した幼舶について各造船所および海運会社に対して、プンケートによる調査を行なつた。調査対象船は主として昭和３９年１月より同年１２月までの間に行なわれた検査で、キャピテーションに拡づくと思われるプロベラの損弱が多少とも認められた船船のなかから選定された。選定の方針として、アンケートの回答がなるべく多く回収されることを期待して、資料の得られ易い、昭和３５年以降に建造された船船を主とした。しかし、船船の種類および建造造船所の数を多くするため、これより古く建造されたものも遊定された。調査対象船としては６３投（２８造船所）が選定され、これについて各造船所にアンケートの回答を求めた結果５２雙（２１追紛所）についての回答がよせられた。回答の得られた５２雙の内訳を表４１に示す。
また、調査対象船の運航実横に関しては、各海遊会社に対してもアンケートの回答を求めたが、２６後について回答がよせられた。
なる　調弦項目およびアンケート接記
調査項目はプロペラのキヤビテーションに関係のある項目についてなるべく詳細な回答が得られるように、次のとおりに次必た。 . . . V）キヤピデーションI）  船体要目VI）ブロペラ深防面形状の詳細W） 運航安線の概略校討条件四）建造造船所の特記事項潤森結果を電子計算機を利用して解析整理するために、プンケートの回答用紙はInput Data Formを用いて、表4. 2の回答例に示すような様式とした。
た。
4.3.1 アンケートの回答調査対象船のアンケートの回答を次の各表にまとめた。とれらの表の中で一0.およびー ー ーは無記入で回答されたものである。なお（　）内英文は、粒子計算機にて解析を行なうために使用したものである。船休要目(PARTICULARS OF SHIP)交4. 3船尾まわりの配置( STERN   ARRANGEMENT )安4.4スケヤステーション½におけるフレームライン形状( FRAME  LINE  AT  ½  SQUARE  STATION ) 57 -4 5 — 1 6 —炎4.6 主機関要日(PARTICULARS OF MAIN RÑOINE)淡4.7 プロペラ変動(PARTICULARS OF PROPELLER)法4. 8プロペラ設計条件(COHDITIONS FOR PROPELLER DESIGN)数4.9 キヤビテーション検討条件(CONDITIONS FOR CAVITATION CHECK)装4.1.0プロペラ翼順面形状の詳細(DETAILS OF PROPELLER BLADE)表4.11 理航災標の概路(APPROXIMATE  RECORD  OF  VOYAGE)表4.1 2 建造造船所の特記事項( BUILDER ' S   COMMENT )表4. 5は船尾のフレームライン形状の代表として、スケヤステーション½の形状を示したもので、伴流の不均一の程度をうかがい知るに便利なように、プロベラディスクを記入した。変4.1 1の運航実績の概略については、海巡会社からも回答をよせられた分は海選会社の回答を収録した。また、表4.11の特記事項については記入がほとんどなく、回答のあつた分のみをまとめた。なお、表4. 8および表4. 9に関して資料が得られなかつた2.3変については、本研究部会で推定値を求めて記入した。 4. 3. 2 プロベラの損勝の種類とキヤビデーション計算第１章で述べたように、木調査研究は現状の調査とともに、損傷防止のた必妥当な設計条件の与え方または現行のキヤピテーション発生限界の推定法の適切な使用法についての検討を目的の１つとしている。したがって、前項のアンケートの回答をもとにしてキャピテーションの検討計算を実施した。現行の推定法としては付録に示される各方法が函船用として実用的なものであるが、第３条で見られるようにＢu一rrill方式の図表およびEggertの式が最も多く用いられ、中島の方法およびLerbs — Schoenherr方法も2,3の造船所で用いられている。本研究部会で以上の4方法により、アンケートの回答のキャビテーション検討条件をもとにしてＩＢＭで計算を行なつた。表4.１３に各方法の計算式および計算結果を示した。なお、関表にはプロペラの損務の個所とその種類、検査時期およびその前回の入案時期を示した。表4.1うについて、補足説明を次に述べる。 (a)    Burrill方式の図表この方式の図表ではBurrillの線とWageningenのN.S.M.B.の線が広く用いられているが、本計算ではBurri... 0,Merchant Prop(All Type Sections)の線の位を計算機に読み込ませて計算を行なつた。なお、表1るでσ D 、 τ Dは設計値を用いて計算されたキヤビテーション係数、スラスト荷重係数である。 σ C 、て、下図に示されることく設計点のD 、 TDからBurrillの線により規定される限界値である。この方法は設計価を用いて ♂ を計算し、これに対応する関界値でCを求め、これより双面積Apを求めるのが普通である。 α E CはT Cに対応する度周面線比、a edは実際に設計された度周面線比であって、 t D換4.1 3のa e o / a e d ( = ' ' ( τ )の編が1.0より大きいことはBurr- i 11の熱で与えられる数面積よりも英酸に設計された数面積の方が小さいことを意味する。他の方法による計算結果との比较のために、 。を用いて次式により危欧回転数Nc(гр員)を求め、Nc—N およびNc／Nの間を表に示した。 2 ( P --- e ) !! c = 6 0 × (01)2  {,12  -{- π2   (0.7 )2} σ c
MHI PAGE L 、FORM NPUT DATA
MHI ●
. ( ● MHIとの方法は広く用いられているが、Eggertの原芯では入射角なは次式で表わされている。
が正しい。ただし、この調整はきわめて小さい( V. Lammerenffi : Resis tance, Propulsion  4  Ste ering  of  Ships, 1948, P. 181)。 (c)中岛の方法この方法は各半径位置におけるキャビテーション発生の危険回転数のみならず、キャビテーションが数のBe ckか の各翼断面について危険回転数Ｎ。とキヤビテーションの概要(BackかFaceか)を求め、Ｎo一ＮおよびＮc／Ｎの値と共に表4.1るに示した。この計算に際して、 9.9と0.8 Rは円弧状断面、 0.7 Rと0.6 Rはエーロフオイル状防面とみなした。付録の図4、 5に示される限界曲線を表4.1 3中に示される多項式で変わし、その係数0 n 1等は同表の変Ｂの値を用いて計算を行なつた。なお、同表の表示に示されるＢの倍は、すでに発表された値（手針算による）と多少興るが、本表のＢの値は、原著者により再計算された精度の良いものである。 (d)   Lerbs — Schoenherrの方法この方法で得られる限界キヤビテーション係数Ko oはスラスト低下点に相当するものであるので、設計翼面積の航としてはこの方法で得られる野面粒の1.3 ～ 1. 6倍が適当とされている。今回の計算では前進係数の設計算す。を用いて、下図のごとく図表から図界镇及ccを求め、これと、実際の設計協から計算されるやヤピチーション保致KCDとの比から@EC/@ED( ~KCC/KCD)を求めた。また、危険回転数に、は次式で求め、NC一N 、NC/Nも変4.1うに示した。
表に示されるQEC／QEDの読み1. 0より小さく、また、NC一粒およびNC ／Nが相当大きな做であることは、上述の1. 3 ～ 1. 6倍の修正を施していないことから当然である。 SURVEI
VITATION  DAMAGE
********
VOYAGE CHECK  CALCULATIONS OF   CAVITATION ESULTS KIND  OF Damage *** - 3 - 2 11 ralile表4. 1  3ヤ2表4. TABLE 4 — 3 —
ARTICULARS
OF SHIP
ward/afterward respectively from midship, in % - 2 4- (1

表4. 4 TAILE 4 - 3 - STERN  ARRANGEMEN otes and abbreviations shaft  height • • • . SHOE PIECE, Ht., B. Height of the cross point of shaft centre line and generator ne of propeller above base line, in metre leight and breadth of the section of shoe piece, just below opeller blade tip, in metre a, b, b', c, d hown in the figure below • • • OPELLER CLEARANCE - .
S表4. - 3 - 4 rable FRAME  LINE  AT   1/2   SQUARE   STATION Notes - * percent waterline of draught at 1/2 square station, the lowest Every frame line is represented by plotting half-breadth at eve the keel at * ... scale of half-breadth is gradually represented by % of the draught of the draught as the least unit. * . * 
this kind of representation should be understood as giving rough image ropeller disc is represented by semi-circle in every figure for the shape of afterbody and not for giving precise shape for the section 1997 , . al sit ", , - . . Constr and the . . . — 3 0 — : 80
SARVEY NO.
.
. 0 . .
- . . .
. . 0 . .  - . SURVEY NO .
 100% d 8 0 6 0 4 0 2 0 o . . . the content of the cont . . - - . . . . . . . . . - . .表4. 6 t TABLE  4 - 3 - PARTICULARS  OF   MAIN   ENGINE Notes and abbreviations LOCATION OF MAIN ENGINE .... Location of semi-semi-aft is include in semi-aft Maximum continuous rating .... Normal rating .... . M C R N 0 R . ● . . . . — 3 4 —
表4. 7 CABLE 4 - 3 - tticulars of propell ー S
TAINLESS STEEL" includes the case of special cast iro is printed, it shows some modification from basis • • MOD. -
.
表4. 8 - C 4 - IABLE IDITIONS FOR PROPELLER I otes and abbreviations — 4 0 —

. .表4. 9 ' otes and abbreviations I . LPP STERN WAVE CORRECTION ... Correction for stern wave elevation to propeller immersion, in the . 1 - NDITIONS FOR CAVITATION CHECK - 3 - 4 TABLE 7 . . . . . . . . ... Propeller immersion at shaft centre line, in met . . . . . - . . . - . . . . . . . . . . . . . .
- - .
8 TABLE    .4 - 3 - stails of propeller blades表4. 1 0 . . . -  .... . . -
. . .表4. 1  1 tes and abbreviation ANUAL NAV. RATE DISP. RANK : ... nual days of navigation/365) x 2 ery figure in this column shows medium value of displaceme byaged in % of full load displacement, which covers ship t ondition (see below figure in col.
of F.L. Displt < Displt. Voyaged

Vil Vil Vil Vil Vil l00% of F.L. Displt
90 to annua. ts of days of navigation on concerned condition ... NAVI. RATE ys of navigatio Mean draught at A. ... (A.P.) MEAN P roximate record of voyag 6 - 3 CAILE 4 -
ROUT NAVIGATION SURVEY
. - LABLE 4 - 3 - 1 .. C o M M B i /ベ＝1.0 R==[NFINTIVE EXCEPT OF SIMILAR SHIPS ( i . e . IS ADOPTED FOR BACK AT TRAILING RDGE CORD OF VOYAGF IS ESTIMATED BY THE BUILDER FROM RECORDS RALOHT LINE AME ROUTE COMPARE! , 7R AND  , 6R HAVE BEEN INCREASED AS . 8月, 9 R, , 7R AND  .6R * LADE EDGE THICKNESS AT .9 5R, ITH ORIGINAL . 2 5R AIL DIMENSIONS OF BLADE SECTIONS FROM .6R TO TIP HAVE BEEN DECIDED IMACCORDAN TO VASH BACK HAS BEEN ADOPTED FROM ROOT BNILDER’S PRACTICE TEM 7TH IS ESTIMATED ROUGHLY FROM THE DATA OF SIMILAR SHIPS ON THE WESTVOYAGE ROUND rhe world TIP HAVE BEEN DECIDED INACCORDAN TO TO .6R BLADE SECTIONS FROM ROOT ON AIL DIMENSIONS OF BLADE SECTIONS FROM VASH BACK HAS BEEN ADOPTED H BUILDER ' S PRACTICE 
 
 4. 1 7 NO   z S 2 1 2 5 4 7数4.1 3
4
SULTS OF CAVITATION CHECK CALCULATIONS AND KIND OF
.... at 0.7 Burrill ( tpper limit , merchant propeller ; for all type sections
ratio of critical expanded area ratio to desig
expanded area ratio : ec/aed=て/てcritical
= 60 Nc static pressure at centre line of propeller shaft, in kg/
vapour pressure, 200 kg/m²
inflow velocity of water into propeller blade, in m/sec
y y y ²= va² + (0.7·T·n·Dp)² .. critical number of revolution Ye (1–62)  in Eggert ; Nc Critical number of revolutio
& ho.9 = (Pitch at 0.9R)/(0.9D)
H = absolute pressure at the centre of propeller, in m(Aq)
c = m( t/l).
for m = 0.75.... for circular back section
t = maximm blade thickness i
Yo > o, x = Z ani Yin ... back cabitation, symbol B in column
and to a syml relation between  or  and  lift  coefficient
for  circular  back  section  akajima Nc

— 6 2 —
... face cavitation, symbol F in column if Yoくo X = 9ME an  Yon aerofoil section : = 0 + 0.05 - 6.6 t,
o= CL+ 0.09 - 4.6 t, Y1 = Yo/(20 t/1 ... face cavitation, symbol F in column
if if

in ... pitch ratio at concerning blade section
i ... 5.15 (circular back), 5.46 (aerofoil)
in ... factors for effect of finite number of blades (Table-A
ini, an2, ans ... c erbs-Schoenherm Kc = PT - e)Ae
= Pn2 D4
= minimum static pressure at propeller blade tip, in = expanded area of propeller, in = critical expanded area ratio -タシー TABLE  A, continued ( TABLE
For aerofoil-section cocfficient C should ltiplied by 1.06 . . ( TABLE B ) COEFFI CLENTS antﻭn2ﻭn3
DATE SURVEY . . . . . Date when damage was detect KIND Of DANAGE . . . . Symbol for kind and position of damage detected
(symbol) . . . . bont trailing edge (incl. tip) toward back
DI . . . . . erosion on back (tip and adja DATE LAST DOCK . . . The latest docking date of ship before surve — 6 6 —
. 0.9 4 4 — 6.4 7 0 9.5 3--8 1.0 9 1 1 0.5 7 1 2 6.5 7 - F 0.7 5 2 --28.74 87.2 6-5 1,177 2 0.4 8 136.48-B 2  7 - 1 l l l Y - - - N A K A J  I M
や
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4.3.3 キヤビテーション検討計算結果
計算の結果得られたももとてDを図4.1に示す。この図で約半数のプロベラのもDの値はB urr ill のUpper l i α i tとwa ge ni nge nの幾の中間にあるが、これよりかなりτ Dのレベルの高いものがあり、面殻が十分でなかつたことが損傷の原因の一つであつたと見ることができる。図4.2 ～4.4 KB ur r i l  図表、Eggertの式およびlo rbs-Sch oenherrの方法の3方式により得られたNc／N　の植を、貨物組、油送船、その他について示した。 Burrill 陸設から得られたNc／N　の位は、図４.１からも想像されることであるが、１、２の例外を除いて、各プロベラ共１０より小さい描を示し、海峡回駆数に対する余裕がマイナスである。この計算ではBurrillのUpper Limit for All Type Sectionsの絵を用いたのであつて、これよりもςの値が9～1 0％（ σ R = 0.3～0.6において)高いwagen ingenの様を適用すれば、 No /N の位はこれより7～9多大きくなるが、やはり全体的に余裕が不足であるといえる。 Egge rt の式から得られたNc AN  の粒は1.0の上下にはは等分に分布し、回転数の余裕は一1 0 %～+ 1 0 %である。なおB ur rill 欧英によるNc/N　とggertの式によるN o/N　との関連を図4.5に示したが、Eggertの式によるN oはBu r r i 1 1の図表によるN oの1.0〜 1. 3倍の範囲にあるが大半は1. 1倍前後であることがわかる。 Lerbs-s choenherrの方法によるN o／Nはいずれも1.0より大きく、一見余裕がありそうであるが、この方法により得られた奨函なの1.3 ～ 1.6倍の函数を採用すべきであるから、N c /N  の価としては、 1.14～1.27 ( √ 13  ～√ 1.6    )が本来必要であることから見て、やはり大半のプロペラ翼面積の設計値が不十分であつたといえる。中島の方法で得られたN 6／N　を0.9 R、0.8 Rについては良4.6に、0.7 R、0.6 Rについて図4.7に示した。なお、図4.6にはプロペラの損筋の硬質も記入した。図4. 6で点検で囲んだものは翼の正面（前進面）にまつ危険回転数があらわれるものであるが、 0.9 R、 0.8 Rのごとく駅の先端部でもNc／N　の値が1.0より低く、正面キャピテーションの発生を示しているのは注意を要する。ただし、この部分の計算では深断面を円弧状として取扱つたが、実際の翼断面では円弧状として取扱つたが、実際の類断面では円弧状とエーロフオイル状の中間の形状であるから、この計算で得5対たＮｏパ　の値は(特に0.8 Rにおいて)過小となつたのかもしれない。背面については、 0.9 ～ 0.8 RではN o /N  がほとんど1. oより大きく安全であることを示しているが、現実にプロペラに撮影を受けていることに注目せねばならない。この方法を採用する場合にも（他の３方法も同様なことがいえるが）不均一流の影響に対する等級を如何に払うかが亜要なポイントとなると解すべきであろう。図4. 7か台、ほとんどのプロベラが0.6 ～ 0.7 Rで正面キャピテーションを経託していることが想像されるから、 0.7 ～ 0.6 8の付近の粟幅増加を行なうなどして余裕を見込む必以がある。以上の計算結果の検討から次の結論が特られる。 a ） 現用のキセデーション発生限界推定法を用いたチェック計算の結果のみからみて、腐面積が不足していると思われるものが今回の被問歪船のプロペラの約半数であり、その他のものも余裕が少ないといろことがいえる。 b ）雰囲の方法はいずれも不均一流の影響に対する考慮が不十分であるので、この方面の研究が促進されて、その成果を加味した有効な説は方法の별立が始まれる。 c ）　プロベラにキヤビテーションによる扱街を受けなかつたものについて今回のと同様な調査を失施すれば、親歯稿の影響が、不均一流の影響とともに、より明確となり、a  )項の結論の正否が明らかになり得るので、この調森を契約する必要がある。 d ）現用の方法を更に有効なものとするために、熱用プロペラの燃断面についての圧力分布測定を行ない基礎質料を得る必要がある。 Tonker 4-・シ国)中のβ1、D1. B2、D2は根領の建類を示すもので、表示したEL参By Nahajimois Metho 17 hi.区, . 
以上の結果を要約すれば、次のごとくである。 (a)　約1, ７００後の船舶についてプロベラの損傷事故発生率および損傷の種類別の発生率などを調査して、プロベラ損傷事故の殺相を明らかにした。 (b)　主要造船所およびプロベラ製造所において使用されているキヤビテーション発生與栄推定法を調査して、フロベラ受計におけるキヤビテーション・チエックの概要を把握した。 (o)　プロベラ損時を発生した給給に関するアンケート回答約５０通について、４種類の方法によるキヤビジーション発症関界推定計算を電子計算機で実施し、常用の推定方法による結果と損傷の実態との関連づけを行ない、今後のブロベラ製針ならびにキヤビテーション研究に対する有効な指針を得た。終りに本調査に協力をいただいた各造船所、海運会社、電子計算機による計算を担当された三菱取工業株式会社(ブログラミング担当、同社津田真也技師)、また各種の資料の提供をいただいた関東海機研究会の各位に対し演装なじ意を表するものである。 . and some of the -

１　プロペラに付与すべき翼面積などを決定するためのキヤビテーション推定法
1.1  Burrillの図表この図表はBurrillにより発表されたもので、一般に広く利用されているものである。図1にはBurrillによするものの他にwag eningen Lineを追加して示した。一般商船用としては、Suggested Upper Limit for Merchant Propeller (All Type Section)またはWageningen Tank Lineがよく用いられる。虫船等の虫航状態のcheckのためにはHeavily Loaded Propellerの線を用いる。Burrillのキヤビテーション係数およびスラスト荷重係数は次式で与えられる。 0 o 7 =ただしP =プロベラ軸の中心に働く圧力（K?／m²） I =プロペラ粒の中心の水面からの深さ（ m ） э =水の蒸気圧（Kg/m²） P ~ e = 10,100+ 1,025 I ρ =海水の密度= 1 0 4.5 Kg・sec²/m 4 Af = v =  ÷ v, =プロベラの前進速度（m/sec ） u =プロペラの0.7 Rにおける周速度（m / sec ）= 0.7 x nDp n =プロヘラの研砂回航数( rps ) D。=プロベラの改径 ( in  ) T =スラスト(Kg) = 7 5 − − − − − 70 Va D H P =プロヘラの伝造馬力（ P S ）か⇒プロベラの単独効率ツ ＝プロベラの効率比^p =プロペラの校影面積(m²)=( 1.06 7+0.2 2 9 H /D ) a D An =プロペラの展開面積(m²)  (Developed Area') 1.2   Lerbs-Schoenherrの図数この改装はスラスト低下点を示すものであるから、得られた翌面積の1.3 ～ 1.6倍が適当である。 K。 -- -(Pr_ -- 9 ) An ρ n²  D J = n D P K。＝野端キヤビテーション係数』＝プロヘラの前進常数P † =プロペラの翼先端における静圧（K9/m²） v。∞プロベラの前進惑度（m ／ sec ） n =プロヘラの研秒回転数( rps ) I' ＝水面からプロペラ残先端までの水深(m ) D。＝プロベラの政径（m） e =水の蒸気圧( Kg /m² ) ρ =海水の密度= 1 0 4.5Kg 3 80 2 / m4 PT — e= 10,100+ 1,025 I' Ap =プロペラの展開面積( m² )  (Developed Area)図1. Burrill Cavitation Chart図2. Lerbs—Schoenherr. Cavitation  Chart 1. 3 K 0 Aの幽衣:c = 0.2 9 5 ( σ ~  + 0.1 ) r c =0.69 or Lover Limit Upper Limit
8 1ベッ( 1 -0.2 1 5 P ) ( σ , + 0.1 ) Lower Limit
Upper Limit一般に( 1,0 6 7 - 0,2 2 9 P ) a,p Ap == ( 1.0 67-0.299P )ag &p = T / A p rc ∞ Burrillのスラスト荷亜係数っただし1/2 p v2
i , = V, * + (0.7 x r D, ) = 1 + (-0.7 x ) = 1 + (-2.2-2) P =ツロヘラのピツチ比P — e — 10,100 + 1,0 2 5 I ar ＝校形面砍比a, ＝風陽函数比( Drveloped Area Ratio ) (Expanded Area Ratio) S
T T社aeの値は上記Lower LimitとUpper Limitの間に存在するものであるが、一般のMode- rate-Duty PropellerChiLower Limit K Heavy-Duty PropellerではUppor Limitに対応している。 . . . situation. KCA  Cavitation Chart 2キヤビテーション発生の危険回転数指定法Eccertの方法2. 1
0. 6 ミ5 D ,
たたしnc ＝プロペラの限界毎秒回転数( r p s ) D p =プロベラの直径( m ) H =プロベラ熱中心から上方の企水頭= 1 0 + I ( m ) I =プロヘラ靴中心の水面からの深さ（m ） b =平均翼幅比
hoo R ~ 0.9 Rのピッチ／0.9 Dp Ｓ — 0. 9 Ｒにおけるプロベラの腐のスリップ比
c = ( 0.9 Rにおける翼戦面の昇幅比、ソℓ ) × m m == 1. 0 ……弓型断面= 0.7 5……… –ロフオイル防而（ 0. 9 Rにおける契報面の吸大界の位置が前線から異幅の均にあるとさ）上式により針算したn。が使用回転数より高くなるよう呼縮比（も／１）すなわち翼幅を決定する。 2. 2中島原吉氏の方法これまでに述べられた判定法は、キャビテーションがプロベラ後進面に起こるものとして導かれたものであるが、この方法では危険回転数のみならず、キャビテーションの種類（Back CavitationかFace Cavitationか)をも求めることができる。計算方法は、まつ(1)式によって判定を行なおうとするプロペラ翼断面の揚力低数を求める。次に、これと扱大圧力低下型との関係を示す図変から扱大圧力低下量とその場所（ Backか Faceか）を読みとって、12床により創造回転数を求める。協力係総と最大圧力低下優との関係を示す図表としては、内弧状断面用（図４）、エーロッオイル状断面用（図５）およびトルースト販売用（図る、7および８）などがある。図４、５はＣｕｔｓｃｈｅの実験をもとに解析したもので、 Y --
( c t =超力係数 t ／ 1 =プロペラ翼所面の厚幅比)の正負によって、キャビテーションの場所を判定、するとともにY、あるいは -
(エ=ロフオイル状断面)との関係から殺大圧力低下職△ P ／qを求めることができる。またトルースト断面に対するものは中島氏自身が災験したもので、この場合にはプロペラ駅節面の設計をも行なうことができる。図には△ｐ／ｑをパラメータにして、錫力係数と厚幅比の関係が示されているから、危険回転数の計算ができる他に、図中の設計線と示された部分に厚幅比を選べは高い危険回転数を得ることができる。以下に計算に必要な数式および図装を示す。
ただしa =翼断而形状により定まる常数5.1 5 ………円弧状防面5.4 6………エーロフオイル状筋面P ＝危険回転数を求心ようとするプロペラ深断面（以下当該断面という）におけるピッチ比. r ／R  ⇒当該所面の半径とプロペラ半径との比b =翼所面形状によって定まる高数↑  % ……….エ–ロワオイル状断面.
 The =プロベラの耐衝高数" " V。=プロベラの前進速度（m／sac） n =プロペラの研妙回転数( r p s ) t =当該販面の後大呼さ( m  ) l = Dr =プースラの政経e , 0 =有限況に対する部把訴訟で本文中の後4.1 3のTableAに示す。 X  6  0 . P - 6 N c - t ρ D i ,  { j = + P - e = 1 0, 1 0 0 + 1, 0 2 5 1    ( Kp / m² ) ρ :=ሕ水の密度= 1  3  4, 5 Kg :  s e c   / m : I =プロペラ軸中心の水面からの深さ( m )円孤状断面判定図表エーロフォイル状断面判定図表. 9 R 0:8R ・ i the context of the context. 1999. ' . .