Einleitung Die Schifffahrtsaktivitäten in arktischen und antarktischen Gebieten nehmen zu. Während in der Antarktis der Verkehr durch Kreuzfahrtschiffe aufgrund touristischer Aktivitäten steigt [1, 2], wird im arktischen Raum Aus Wissenschaft und Forschung 5 Tribologie + Schmierungstechnik · 69. Jahrgang · 3/ 2022 DOI 10.24053/ TuS-2022-0013 Einfluss von Eiskollisionslasten am Propeller auf die Kontaktzustände in den Antriebsstranggleitlagern von Schiffen Benjamin Lehmann, Francisco Gutiérrez Guzmán, Georg Jacobs* Eingereicht: 8.10.2021 Nach Begutachtung angenommen: 25.5.2022 Dieser Beitrag wurde im Rahmen der 62. Tribologie-Fachtagung 2021 der Gesellschaft für Tribologie (GfT) eingereicht. Gleitlager in den Antriebssträngen von Schiffen, die sich im arktischen und antarktischen Einsatz befinden, weisen Verschleiß- und Ermüdungsschäden auf, welche aus der Kollision zwischen Propeller und Treibeis resultieren. Die Schäden erfordern kostenintensive Wartungen des Antriebsstrangs im Trockendock, welche durch eine belastungsgerechte Auslegung und prädiktive Instandhaltungsmaßnahmen reduziert werden können. Dies erfordert allerdings eine zuverlässige Lebensdauerberechnung von Schiffantriebsstranglagern, die stochastischen Eislasten ausgesetzt sind. In den folgenden Untersuchungen wird der Einfluss verschiedener Lasteigenschaften einer Propeller-Eis-Kollision auf die Kontaktzustände in den Antriebsstranglagern von Schiffen untersucht, um den Einfluss für künftige Lebensdauermodellierungen abschätzen zu können. Für die Untersuchungen wurde ein MKS- und EHD-Modell der Schiffswellenanlage des Forschungsschiffs SA Agulhas II aufgebaut. Die Ergebnisse zeigen, dass die Lasteigenschaften „Lastdauer“, „Lasthöhe“ und „Lastorientierung“ und der Betriebsparameter „Öltemperatur“ einen hohen Einfluss auf die Kontaktzustände in den Antriebsstranglagern haben und für künftige Lebensdauerberechnungen berücksichtigt werden müssen. Schlüsselwörter Schlüsselwörter: Gleitlager, Stevenrohrlager, Stevenrohr, Schiffsantrieb, Ermüdung, Verschleiß, Lebensdauermodellierung, Schiffstechnik, Sensitivitätsanalyse Influence of ice collision loads at the propeller on the contact conditions in the journal bearings of ship propulsion systems Journal bearings in drive trains of ships in Arctic and Antarctic operations show wear and fatigue damage resulting from collision between the propeller and drift ice. The damage requires costly drivetrain maintenance in dry dock, which can be reduced by loadappropriate design and predictive maintenance measures However, this requires a reliable life time calculation of marine drive train bearings subjected to stochastic ice loads. In the following investigations, the influence of different load characteristics of a propeller-ice collision on the contact states in the drive train bearings of ships is investigated in order to be able to estimate the influence of different load characteristics in terms of the development of future life time models. For the investigations, a MBD and EHD model of the drive train of the research vessel SA Agulhas II was built. The results show that the load characteristics “load duration”, “load height” and “load orientation” and the operating parameter “oil temperature” have a high influence on the contact states in the drive train bearings and must be taken into account for future life time calculations. Keywords Keywords: Journal Bearing, Sterntube Bearing, Sterntube, Ship Propulsion, Fatigue, Wear, Life time modeling, Marine Engineering, Arctic Engineering, Sensitivity Analysis Kurzfassung Abstract * Benjamin Lehmann, M.Sc. Dr.-Ing. Francisco Gutiérrez Guzmán Prof. Dr.-Ing. Georg Jacobs Lehrstuhl und Institut für Maschinenelemente und Systementwicklung der RWTH Aachen University Schinkelstraße 10 52062 Aachen ter erforderlich. Für die Erfassung der Kontaktzustände in Schiffantriebsstranglagern unter Berücksichtigung verschiedener Einflüsse wurden in der Vergangenheit numerische Modelle entwickelt. Die aus den Modellen gewonnen Erkenntnisse werden nachfolgend aufgeführt und im Anschluss in Hinblick auf die Problemstellung bewertet, woraus der Forschungsbedarf abgeleitet wird. H E et al. [18] entwickelten ein Modell zur Erfassung von Mischreibungszuständen in einem Stevenrohrlager basierend auf der Reynoldsgleichung und der finite Differenzen Methode. Die Biegung der Antriebswelle wurde mit den Differentialgleichungen der Biegelinie und dem Superpositionsprinzip berechnet. Mit dem entwickelten Modell wurden Analysen der Stribeck-Kurve durchgeführt. Die Untersuchungen ergaben, dass die Berücksichtigung der Wellendeformation zu einer absinkenden Schmierfilmhöhe im propellerseitigen Stevenrohrlager und somit zu einer höheren Übergangsgeschwindigkeit von Mischreibung in die hydrodynamische Reibung führt. L EE et al. [19] ermittelten mittels finiter Elemente Analyse und Feldmessungen die aus einer Wellenfehlausrichtung und Wellendurchbiegung resultierende Belastung des am Propeller sitzenden Stevenrohrlagers. Die Ergebnisse zeigen, dass die schwerkraftbedingte Durchbiegung der Antriebswelle bei Fehlausrichtung der Antriebswelle zu schweren Schäden am propellerseitigen Stevenrohrlager führt. K UROIWA et al. [20] entwickelten eine CFD-gestützte Berechnungsmethode, die einer Abschätzung des Einflusses von hydrodynamischen Propellerkräften auf die Schmierfilmhöhe in Gleitlagern dient. Die Methode ermöglicht den Autoren eine Ermittlung des optimalen Lagerprofils zur Vermeidung von ungleichmäßige Lagerbelastung aufgrund hydrodynamischer Kräfte. X IE und Z HU [21] entwickelten ein auf der Reynoldsgleichung basierendes mathematisches Modell für die Untersuchung des Reibungskoeffizienten und des Festkörpertraganteils von wassergeschmierten Gleitlagern. Die Ergebnisse zeigen, dass der Einfluss des Werkstoffparameters E-Modul und der Betriebsparameter Drehzahl und Kraft auf den Schmierungszustand für den in der Arbeit untersuchten Bereich gering ist. X ING et al. [22] untersuchten die Schmierungszustände der Schiffantriebsstranglager durch Kopplung der EHDmit der MKS-Analyse und unter Berücksichtigung statischer Propellergewichtskräfte. Untersuchungen der minimalen Schmierfilmhöhe bestätigten, dass das propellerseitige Lager das kritischste Lager in Hinblick auf den Schmierungszustand ist. Y ANG et al. [23] entwickelten eine auf der Reynoldsgleichung und finite Differenzen basierende Methode für eine Analyse des Schmierungszustands im propellerseitigen Gleitlager bei Berücksichtigung der Lagernachgiebigkeit. Der Einfluss der Nachgiebigkeit des propellerseitigen Gleitlagers und der Welle auf die Druckverteilung und die minimale Schmierfilmhöhe im propellerseitigen Lager konnte nachgewiesen werden. Die Berücksichtigung der Strukturnachgiebigkeit resultiert in einem erhöhten Kantentragen des propellerseitigen Lagers. Aus Wissenschaft und Forschung 6 Tribologie + Schmierungstechnik · 69. Jahrgang · 3/ 2022 DOI 10.24053/ TuS-2022-0013 die Erschließung neuer Handelswege durch den Rückgang des Eises infolge des Klimawandels ermöglicht [3, 4]. Gleichzeitig lösen sich bedingt durch den Klimawandel vermehrt Eisbrocken vom Eisschelf und driften in Richtung offenes Meer [5, 6], was die Wahrscheinlichkeit einer Interaktion zwischen Schiffpropeller und Eis zusätzlich erhöht. Diese stochastischen Interaktionen resultieren in extremen Impulsbelastungen im Antriebsstrang und können je nach Belastungshöhe und Häufigkeit zur frühzeitigen Komponentenschädigung führen [7]. Insbesondere die in den Schiffantriebssträngen verbauten Gleitlager weisen aufgrund von Eis-induzierten dynamischen Belastungen unerwartete Ermüdungs- und Verschleißerscheinungen auf [8]. Eine Instandsetzung der Gleitlager erfordert eine aufwendige und kostenintensive Demontage des Antriebsstrangs im Trockendock. In [9] werden die durchschnittlichen Kosten für die Wartung der Antriebsstrangkomponenten im Trockendock mit ca. 40.000 $ angegeben. Zusätzlich kann ein Totalausfall des Antriebsstrangs infolge von Gleitlagerschäden sicherheitskritische Folgen haben. Der Ausfall des Antriebsstrangs des Kreuzfahrtschiffes Viking Sky [10] erforderte beispielweise eine Evakuierung von 479 Passagieren mit Helikoptern. Um den sicheren Betrieb des Antriebsstrangs zu gewährleisten und kostenintensive Instandsetzungsmaßnahmen zu vermeiden, wird eine Steigerung der Zuverlässigkeit von Schiffantriebssträngen angestrebt. Die Zuverlässigkeit kann durch eine belastungsgerechte Gleitlagerauslegung und durch prädiktive Instandhaltungsmaßnahmen gesteigert werden, wofür die Kenntnis über die durch Eis-induzierten Lagerlasten bzw. -kontaktzustände und die daraus resultierende Ermüdungs- und Verschleißlebensdauer der Antriebsstranglager notwendig werden. Eine Quantifizierung des Einflusses von Eis-induzierten Propellerlasten auf die Kontaktzustände in den Antriebsstranglagern ist daher nicht nur für Hersteller von Schiffen und Antriebsstrangkomponenten, sondern auch für Schiffsbetreiber von Bedeutung. Für die Auslegung der Antriebsstranglager bei Eislasten werden die von Klassifikationsgesellschaften entworfenen Auslegungsrichtlinien [11-13] verwendet. In den Richtlinien werden Betrag und Orientierung am Propeller wirkender Kräfte für die Lagerauslegung bislang konstant angenommen. Lastprofile, die zeitveränderliche Lasthöhen oder unterschiedliche Orientierungen der Reaktionskräfte einer Propeller-Eis-Kollision berücksichtigen, werden in den Richtlinien für die Auslegung der Antriebsstranglager nicht betrachtet. Weiterhin fehlen Methoden zur Berechnung von Materialverschleiß und Materialermüdung der Schiffantriebsstranglager bei stochastischen Eislasten, obwohl bereits Ansätze für die Verschleiß- [14-16] und Ermüdungsmodellierung [17] von Gleitlagern existieren. Um die Ansätze allerdings auf Schiffantriebsstranglager übertragen zu können, wird eine Berücksichtigung spezifischer Einflüsse auf die Kontaktzustände der Schiffantriebsstranglager wie dynamische Lasten, Werkstoff- und Geometrieparame- Zusammenfassend zeigen die Ergebnisse der Arbeiten, dass die Berücksichtigung der Nachgiebigkeit der im Antriebsstrang verbauten Komponenten zu einer höheren Modellgenauigkeit führt und so negative Einflüsse auf den Schmierungszustand in den Lagern erkennbar werden. Die negative Beeinflussung des Schmierungszustandes wird auf die ungleichmäßige Belastung der Lager aufgrund der Wellendurchbiegung zurückgeführt. In den Untersuchungen wurden kritische Schmierungszustände am propellerseitigen Stevenrohrlager nachgewiesen, wodurch das propellerseitige Stevenrohrlager als besonders kritisch hinsichtlich Schädigung bewertet wurde. Bislang wurden stationäre Lastzustände berücksichtigt. Der Einfluss der Strukturnachgiebigkeit bei dynamischer Anregung blieb unerforscht. In den folgenden Untersuchungen werden daher dynamische Lasteigenschaften (beispielweise Lasthöhe, -dauer, -orientierung, …) hinsichtlich ihrer Relevanz auf eine negative Veränderung der Kontaktzustände durch lokale Druckerhöhung und Schmierfilmreduktion simulativ untersucht. Um die Relevanz der dynamischen Lasteigenschaften zu bewerten, werden die Ergebnisgrößen Maximaldruck und minimale Schmierfilmhöhe betrachtet. Die Untersuchungen erfolgen in zwei Teilschritten: Zunächst werden dynamische Lasteigenschaften hinsichtlich ihrer Relevanz für die Lagerkontaktzustände mit der Sensitivitätsanalyse nach M ORRIS [24] bewertet und relevante dynamische Lasteigenschaften identifiziert. Anschließend wird die Wirkung der relevanten dynamischen Lasteigenschaften auf die Kontaktzustände in den Gleitlagern mittels einer vollfaktoriellen Einflussanalyse simulativ untersucht. Simulationsmodell Für die Untersuchungen wurde der Antriebsstrang des Forschungsschiffs SA Agulhas II modelliert. Dieser besteht im Wesentlichen aus zwei parallelen Wellenanlagen (backbordseitig und steuerbordseitig), welche sich jeweils wiederum aus drei aneinander gekoppelten Wellen zusammensetzen: Motorwelle, Zwischenwelle und Stevenrohrwelle, an die der Propeller angeflanscht ist. Die Stevenrohrwelle ist über eine Kupplung mit der Zwischenwelle verbunden und wird über drei Stevenrohrlager gelagert. Da die Stevenrohrwelle am Propeller angebunden ist und die am Propeller angreifenden Lasten aufnimmt, wurde das System Stevenrohr (Stevenrohrwelle, drei Stevenrohrlager, und umgebende Stützstruktur) in den Fokus der Untersuchungen gesetzt und modelliert. Die drei Stevenrohrlager (hinteres, mittleres und vorderes) bestehen aus Weißmetall WM 5 (ca. 5 % Zinn und 79 % Blei [25]). Der Durchmesser beträgt 520 mm (vorderes), 525 mm (mittleres) und 570 mm (hinteres Stevenrohrlager). Die Breite beträgt 480 mm (vorderes und mittleres) und 1200 mm (hinteres Stevenrohrlager). Das Stevenrohr ist vollständig mit Mineralöl der Klasse ISO VG 100 gefüllt. Das Modell des Antriebsstrangs wurde in der kommerziellen Software AVL Excite Power Unit aufgebaut, welche die elastohydrodynamische (EHD) Simulation mit der Mehrkörpersimulation (MKS) koppelt. Mit dem in der Software verwendeten Modellierungsansatz wird das nicht-lineare mechanische System in Subsysteme mit nicht-linearem Verhalten (elastohydrodynamischer Gleitlagerkontakt) und in Subsysteme mit linearem elastischen Verhalten (Antriebswelle, Lager und umgebende Stützstruktur inklusive Anbindungen an den Schiffsrumpf) unterteilt. Die Modellierung des Systems Stevenrohr erfolgte in drei Schritten: Modellierung der Geometrie in einer CAD-Software (Inventor Professional 2018), Diskretisierung der Geometrie und Berechnung von Steifigkeitsmatrizen (Abaqus CAE 2018) und Aufprägung von Randbedingungen sowie Definition von Kontaktbedingungen (AVL Excite Power Unit 2020 R2). Bild 1 zeigt die verwendete Tool- Aus Wissenschaft und Forschung 7 Tribologie + Schmierungstechnik · 69. Jahrgang · 3/ 2022 DOI 10.24053/ TuS-2022-0013 Bild 1: Verwendete Toolkette und Bezeichnung der modellierten und diskretisierten Komponenten des Antriebsstrangs (Stevenrohr) gangsparameter untereinander hinsichtlich der Ergebnisgröße vorliegt (vgl. Tabelle 1). Für die SA nach Morris wurden Belastungs- und Betriebsparameter untersucht. Insgesamt ergeben sich die in Tabelle 2 aufgeführten acht Parameter. In Tabelle 2 wird weiterhin der obere und untere Grenzwert der acht Parameter dargestellt. Die Grenzwerte wurden in Anlehnung an die in [28, 29] veröffentlichten Messdaten des Propellermoments, in Anlehnung an vorliegende Messdaten der Gleitlagermassentemperaturen und anhand von Datenblättern der SA Agulhas II definiert. Dem Simulationsmodell wurden neben den aufgeführten Belastungsparametern eine konstante Erdgravitationsbeschleunigung und die Gewichtskraft des nicht modellierten Propellers aufgeprägt. Die dynamischen Propellerlasten „Kraft“ und „Biegemoment“ greifen im theoretischen Massenschwerpunkt des Propellers an. Das Lastprofil beider Propellerlasten „Kraft“ und „Biegemoment“ ist angelehnt an die in den Richtlinien [11-13] definierten Torsionslasten zur Auslegung von Antriebswellen unter Eislasten und beschreibt eine Sinusschwingung mit halbem Schwingspiel. Die Lastdauer beschreibt die Zeit, in der das halbe Schwingspiel erfolgt. Die Öltemperatur wird für alle drei Lager konstant angenommen. Zur Berechnung der ee wurde in Anlehnung an S ALTELLI [27] eine zufallsbasierte Sample-Matrix erstellt, die dem Modell zufällige Parametervariationen als Eingang für die SA vorgibt. Insgesamt erfolgten r = 5 Durchführungen der SA nach Morris, woraus für jeden der k = 8 Parameter fünf ee, ein mittlerer Elementareffekt μ und eine Standardabweichung σ resultierten. Nach M ORRIS [24] ergeben sich somit insgesamt n = r * (k + 1) = 45 Einzelsimulationen. Aus Wissenschaft und Forschung 8 Tribologie + Schmierungstechnik · 69. Jahrgang · 3/ 2022 DOI 10.24053/ TuS-2022-0013 kette sowie die Bezeichnungen der modellierten und diskretisierten Komponenten des Stevenrohrs der SAAgulhas II. Vorgehen und Ergebnisse der Sensitivitätsanalyse nach Morris Durch eine Voruntersuchung am aufgebauten Simulationsmodell sollen signifikante Last- und Betriebsparameter identifiziert werden. Die Analyse signifikanter Parameter erfolgt anhand der Sensitivitätsanalyse (SA) nach M ORRIS [24], da diese unter einem geringen Aufwand ein Screening und ein Ranking aller Eingangsparameter eines Simulationsmodells zulässt. Ein Screening dient der Identifikation nicht signifikanter Eingangsparameter, durch ein Ranking kann eine Gewichtung der Eingangsparameter vorgenommen werden [26, 27]. Zur Auswertung der Sensitivität werden zwei Kennwerte bzw. Sensitivitätsindizes anhand des sogenannten Elementareffekts ee gebildet [24]: Der mittlere Elementareffekt μ und die Standardabweichung σ. Der mittlere Elementareffekt gibt den Einfluss des Eingangsparameters auf die Ergebnisgröße wieder. Als Ergebnisgröße werden in dieser Arbeit der maximale Druck und die minimale Schmierfilmhöhe verwendet. Je höher der mittlere Elementareffekt eines Parameters ist, desto signifikanter ist der Einfluss auf die Ergebnisgröße [24]. Anhand des mittleren Elementareffekts kann somit eine Rangliste der Eingangsparameter erstellt werden. Die Standardabweichung des Elementareffekts gibt nach M ORRIS [24] Aufschluss darüber, ob ein nicht-linearer Zusammenhang zwischen dem Eingangsparameter und der Ergebnisgröße oder eine Wechselwirkung der Ein- Fall Bedeutung ( ) = 0 Linear ohne Wechselwirkung ( ) < Leichte Nicht-Linearität oder Wechselwirkung ( ) > Starke Nicht-Linearität oder Wechselwirkung Tabelle 1: Zusammenhang sowie Interpretation der Sensitivitätsindizes nach M ORRIS [24] Belastungsparameter Betriebsparameter Kraft [kN] Orientierung der Kraft [°] Biegemoment [kNm] Orientierung des Biegemoments [°] Lastdauer [ms] Anzahl der Belastungsschwingspiele [-] Öltemperatur [°C] Wellendrehzahl [U/ min] Unterer Grenzwert 0 0 bzw. 360 100 0 bzw. 360 25 1 5 1.4 Oberer Grenzwert 500 300 1000 300 225 6 52 140 Tabelle 2: Übersicht der Grenzwerte aller Variationsparameter für die SA nach Morris Nachfolgend werden die Ergebnisse der SA nach Morris beschrieben. Eine Diskussion der Ergebnisse erfolgt im nächsten Abschnitt. In Bild 2 sind die Ergebnisse für die Zielgröße „maximaler Druck“ für alle Stevenrohrlager dargestellt. Die Darstellung erfolgt gemäß der Vorgabe von M ORRIS [24] in der die Standardabweichung σ über den mittleren Elementareffekt μ aufgetragen wird. Zusätzlich ist mit einer schwarzen Linie die Grenzfunktion σ 2 (ee) = μ der Fallunterscheidung aus Tabelle 1 eingezeichnet, um prüfen zu können, ob die Parameter einen linearen, leicht nicht-linearen oder stark nicht-linearen Einfluss auf das Modellverhalten haben oder mit anderen Parametereinflüssen wechselwirken. In Tabelle 3 ist eine Rangliste der mittleren Elementareffekte für jedes Lager gegeben, in der die Rangfolge Aus Wissenschaft und Forschung 9 Tribologie + Schmierungstechnik · 69. Jahrgang · 3/ 2022 DOI 10.24053/ TuS-2022-0013 Rang Hinteres Lager Mittleres Lager Vorderes Lager Parameter nach Gesamtrang 1 Orientierung des Biegemoments (34,2) Lastdauer (2,7) Lastdauer (1,0) Orientierung der Kraft ((R4+R2+R2)/ 3=R2,7) 2 Biegemoment (22,9) Orientierung der Kraft (1,8) Orientierung der Kraft (0,7) Lastdauer (R2,7) 3 Öltemperatur (21,1) Öltemperatur (1,1) Öltemperatur (0,5) Öltemperatur (R3,0) 4 Orientierung der Kraft (21,0) Orientierung des Biegemoments (0,8) Drehzahl (0,5) Orientierung des Biegemoments (R3,7) 5 Kraft (18,1) Biegemoment (0,8) Orientierung des Biegemoments (0,4) Biegemoment (R4,7) 6 Lastdauer (12,6) Kraft (0,8) Kraft (0,4) Kraft (5,7) 7 Drehzahl (6,3) Drehzahl (0,5) Biegemoment (0,3) Drehzahl (R6,0) 8 Anzahl der Belastungsschwingspiele (5,3) Anzahl der Belastungsschwingspiele (0,0) Anzahl der Belastungsschwingspiele (0,0) Anzahl der Belastungsschwingspiele (R8,0) Tabelle 3: Übersicht über die Rangfolge der mittleren Elementareffekte für das hintere, mittlere und vordere Lager hinsichtlich der Zielgröße maximaler Druck und über alle Lager gemittelte Rangfolge der mittleren Elementareffekte Grenzfunktion Grenzfunktion Grenzfunktion Bild 2: Ergebnisse der SA nach Morris für das hintere Lager (oben), mittlere Lager (mittig) und vordere Lager (unten) hinsichtlich der Zielgröße maximaler Druck 1. Orientierung der Kraft, Lastdauer, Öltemperatur und Orientierung des Biegemoments haben den größten Einfluss auf den Lagerdruck. 2. Die Höhe des am Propeller angreifenden Biegemoments und der angreifenden Kraft resultieren in mittleren bis niedrigen Gesamträngen und haben daher einen mittleren bis niedrigen Einfluss auf den Lagerdruck. 3. Drehzahl und Anzahl der Schwingungen nehmen die letzten Gesamtränge ein und besitzen folglich einen zu vernachlässigenden Einfluss auf den im Lager herrschenden Druck. Die Ergebnisse der SA lassen folgende Erkenntnisse bezüglich der Standardabweichung der ee zu: 4. Orientierung der Kraft, Orientierung des Biegemoments und Lastdauer weisen die höchsten Standardabweichungen auf. Die Parameter wirken sich daher nicht-linear auf das Modellverhalten aus oder wechselwirken mit anderen Eingangsparametern. Aus Wissenschaft und Forschung 10 Tribologie + Schmierungstechnik · 69. Jahrgang · 3/ 2022 DOI 10.24053/ TuS-2022-0013 der Parametereinflüsse (Rang 1: höchster Einfluss, Rang 8 niedrigster Einfluss) auf den Lagerdruck für jedes Lager abgelesen werden kann. In Bild 2 ist zu erkennen, dass die mittleren Elementareffekte im hinteren Lager deutlich größer sind als im mittleren und vorderen Lager (ca. Faktor 10). Um dennoch einen mittleren und gleichgewichteten Gesamteinfluss eines Parameters für die drei Lager auswerten zu können, wurden in Tabelle 3 anstelle der Elementareffekte die Ränge jedes Parameters über alle Lager gemittelt (vgl. Rechenbeispiel in Tabelle 3 für die Rangmittelung des Parameters „Orientierung der Kraft“). Durch die Mittelung der Ränge werden Gewichtungseinflüsse, die sich aus den hohen Abweichungen der Elementareffekte zwischen den Lagern ergeben, vermieden. Die Mittelung der Ränge resultiert in einem Gesamtrang (bspw. R2,7 für den Parameter „Orientierung der Kraft“ in Tabelle 3), der den mittleren und gleichgewichteten Gesamteinfluss des Parameters auf den Druck in allen drei Lagern beschreibt. Die Betrachtung des Gesamtrangs der Parameter lässt folgende Erkenntnisse zu: Rang 1 2 3 4 5 6 7 8 Parameter Öltemperatur (0,42) Orientierung der Kraft (0,31) Orientierung des Biegemoments (0,22) Lastdauer (0,11) Biegemoment (0,09) Kraft (0,09) Anzahl der Belastungsschwingspiele (0,07) Drehzahl (0,04) Tabelle 4: Übersicht über die Rangfolge der mittleren Elementareffekte für das hintere Lager hinsichtlich der Zielgröße minimale Schmierfilmhöhe Grenzfunktion Grenzfunktion Grenzfunktion Bild 3: Ergebnisse der SA nach Morris für das hintere Lager (oben), mittlere Lager (mittig) und vordere Lager (unten) hinsichtlich der Zielgröße minimale Schmierfilmhöhe In Bild 3 sind die Ergebnisse der SA nach Morris für die Zielgröße „minimale Schmierfilmhöhe“ für alle Stevenrohrlager dargestellt. Während im mittleren und vorderen Lager nur einige wenige Parameter einen Einfluss auf die minimale Schmierfilmhöhe nehmen, nimmt im hinteren Lager jeder Parameter einen Einfluss auf die minimale Schmierfilmhöhe. Die Rangfolge der mittleren Elementareffekte für das hintere Lager wird in Tabelle 4 dargestellt. Die Ergebnisse der SA lassen folgende Erkenntnisse bezüglich der mittleren Elementareffekte zu: 5. Die Parameter Öltemperatur, Orientierung der Kraft, Orientierung des Biegemoments und Lastdauer nehmen im hinteren Lager den größten Einfluss auf die minimale Schmierfilmhöhe. 6. Im mittleren und vorderen Lager nehmen bis auf die Öltemperatur und die Wellendrehzahl alle übrigen Parameter nahezu keinen Einfluss auf die minimale Schmierfilmhöhe. 7. Die Öltemperatur besitzt den größten Einfluss auf die minimale Schmierfilmhöhe für alle Lager. Die Ergebnisse der SA lassen folgende Erkenntnisse bezüglich der Standardabweichung der mittleren Elementareffekte zu: 8. Die Öltemperatur in allen Lagern und die Orientierung der Kraft im hinteren Lager weisen eine starke Nicht-Linearität oder Wechselwirkung des Parametereinflusses auf. 9. Die übrigen Parameter im hinteren Lager weisen eine leichte Nicht-Linearität des Parametereinflusses oder eine Wechselwirkung mit anderen Eingangsparametern auf. 10.Im mittleren und vorderen Lager weisen die übrigen Parametereinflüsse eine lineare Wirkung auf das Modellverhalten ohne Wechselwirkung mit anderen Parametern auf. Diskussion der Ergebnisse der Sensitivitätsanalyse nach Morris Die Elementareffekte der Zielgröße „maximaler Druck“ des hinteren Lagers sind im Vergleich zum mittleren und vorderen Lager deutlich höher, was darauf zurückschließen lässt, dass der Einfluss der untersuchten Parameter im hinteren Lager deutlich höher ist. Zudem unterscheiden sich die Größenordnungen der Elementareffekte zwischen den Zielgrößen „maximaler Druck“ und „minimale Schmierfilmhöhe“. Dieser Unterschied ist allerdings auf die von MORRIS beschriebene Vorgehensweise zurückführen, bei der die Größenordnung der auszuwertenden Größe einen Einfluss auf die Höhe des Elementareffekts nimmt. Die Beobachtungen hinsichtlich der Parametereinflüsse zeigen zusammenfassend, dass die relevantesten Parameter für den in den Lagern vorliegenden Druck die Orientierung der angreifenden Last (Kraft und Biegemoment), die Öltemperatur und die Lastdauer sind. Weiterhin nimmt die Öltemperatur einen großen Einfluss auf die in den Lagern vorherrschende Schmierfilmhöhe. Eine Analyse des in den Lagern vorliegenden Drucks in Abhängigkeit von den Orientierungen der angreifenden Kraft und des angreifenden Biegemoments ergab, dass der höchste in den Lagern auftretende Druck aus einer gleichgerichteten Überlagerung beider Lasteinflüsse hervorgeht. Der maximale Druck sinkt hingegen stark ab, wenn aus einer Kombination der Orientierungen beider Lastparameter eine auslöschende Überlagerung hervorgeht. Bild 4 zeigt diesen Zusammenhang schematisch. Die aus dem Biegemoment resultierende Kraft F BM,gleichg. resultiert in einer teilweise gleichgerichteten Überlagerung mit der angreifenden Kraft F, da sie eine anteilige Kraftkomponente in negative z-Richtung besitzt. Eine um 90° verschobene Orientierung der aus dem Biegemoment resultierenden Kraft F BM,ausl . resultiert in einer teilweise auslöschenden Überlagerung mit der angreifenden Kraft F, da sie eine anteilige Kraftkomponente in positive z-Richtung besitzt. Die orientierungsabhängige Gleichrichtung beziehungsweise Auslöschung beider Lasteinflüsse erklärt den hohen Einfluss und die hohe Wechselwirkung beider Lastparameter „Orientierung der Kraft“ und „Orientierung des Biegemoments“. Der hohe Einfluss der Öltemperatur auf die Schmierfilmhöhe wird durch die stark temperaturabhängige Viskosität von Öl erklärt, die maßgeblich die Höhe des sich ausbildenden Schmierfilms bestimmt. Der analytische Zusammenhang zwischen Viskosität und Schmierfilmhöhe kann beispielweise in der dimensionslosen Sommerfeldzahl [30] gefunden werden. Der hohe Einfluss der Lastdauer konnte nicht ohne weitergehende Untersuchungen erklärt werden und wird daher im nächsten Abschnitt thematisiert. Da eine Voruntersuchung eine hohe Wechselwirkung zwischen den Para- Aus Wissenschaft und Forschung 11 Tribologie + Schmierungstechnik · 69. Jahrgang · 3/ 2022 DOI 10.24053/ TuS-2022-0013 Bild 4: Schematische Darstellung der gleichgerichteten und auslöschenden Überlagerung der aus dem Biegemoment resultierenden Kraft F BM,gleichg. und F BM,ausl. mit der Kraft F dem Angriffspunkt der Kraft resultiert das Biegemoment der Antriebswelle. Die Öltemperatur wurde der Gleitlagermassentemperatur gleichgesetzt, welche aus vorliegenden Messdaten bei der Durchquerung des Schiffes von eisbedecktem Meer stammt. Die bei kontinuierlicher Fahrt über elf Tage gemittelten Temperaturen ergeben sich zu 23,6 °C (vorderes), 9,4 °C (mittleres) und 16,5 °C (hinteres Stevenrohrlager). Das Lastprofil, die Lasthöhe und die Lastdauer orientieren sich am Case 1 der in [28, 29] veröffentlichten Messungen, welcher einen Lastfall niedriger bis mittelhoher Eislasten bei einer Wellendrehzahl von 109 U/ min darstellt. Das Lastprofil weist einen trapezförmigen Verlauf auf (vgl. Bild 5). Die Last steigt mit konstanter Rampe von 0 kN auf ein Lastplateau (entspricht dem Wert der Lasthöhe) an und fällt anschließend mit konstanter Rampe auf 0 kN ab. Da die Anzahl der Belastungsschwingspiele durch Eis-Kontakt einen zu vernachlässigen Einfluss auf die Lagerkontaktzustände besitzt (vgl. Bild 2 und Bild 3) wird die Anzahl der Belastungsschwingspiele auf ein Schwingspiel reduziert. Die Simulationsdurchführung erfolgt vollfaktoriell, wobei der Simulationsplan einer zweidimensionalen Versuchsmatrix entspricht, in der die Lastdauer und die Lasthöhe variiert werden. Die Extremwerte der Lastdauer und Lasthöhe ergeben sich aus dem Case 1 der in [28, 29] veröffentlichten Messungen zu 25 ms bis 225 ms für die Lastdauer und zu 25 kN bis 150 kN für die Lasthöhe. Die Schrittweite der Lastdauer beträgt mit Rücksicht auf eine vertretbare Gesamtsimulationsdauer (ca. 1,5 h/ Simulation) 50 ms, die Schrittweite der Lasthöhe beträgt 25 kN. Nachfolgend werden die Ergebnisse der vollfaktoriellen Untersuchung der Einflüsse von Lastdauer und Lasthöhe beschrieben und diskutiert. In Bild 6 wird das Maximum Aus Wissenschaft und Forschung 12 Tribologie + Schmierungstechnik · 69. Jahrgang · 3/ 2022 DOI 10.24053/ TuS-2022-0013 metereinflüssen „Lastdauer“ und „Lasthöhe“ (Höhe der Kraft und des Biegemoments) zeigte, wird der Einfluss der Lastdauer bei unterschiedlicher Lasthöhe untersucht. Die nachfolgende Untersuchung der Lastdauer und Lasthöhe erfolgt vollfaktoriell. Vorgehen, Ergebnisse und Diskussion der vollfaktoriellen Untersuchung der Einflüsse von Lastdauer und Lasthöhe Für die Bewertung des Einflusses von Lastdauer und Lasthöhe wurden Propellerlasten basierend auf veröffentlichten Aufzeichnungen der Torsionsmomentmessung an der Wellenanlage der SAAgulhas II [28, 29] definiert. Das bei Eis-Kontakt an der Zwischenwelle gemessene Torsionsmoment wurde in [28, 29] auf das am Propeller angreifende Torsionsmoment zurückgerechnet. Das am Propeller angreifende Torsionsmoment lässt nicht auf die Orientierung und den Angriffspunkt von durch Eis verursachten Kräften zurückschließen. Die Orientierung wird in Richtung der Gravitationsbeschleunigung definiert, um den kritischsten Lastfall, der aus einer Aufsummierung der Propellerlast und der Last durch Gewichtskräfte resultiert, zu berücksichtigen (vgl. Bild 5). Gleichzeitig wird angenommen, dass die Kraft in Umfangsrichtung des Propellers orientiert ist, um die Kollision mit einem in Umfangsrichtung des Propellers erscheinenden Hindernis abzubilden. Hierdurch wird die Propellerposition definiert, sodass für die Definition des Kraftangriffspunkts zuletzt der Hebelarm definiert werden muss. Dieser wird auf 93 % (2 m) der Propellerblattlänge festgelegt, um die Kollision des Propellers mit Eis in der Nähe der Blattspitze darzustellen. Die durch Eis verursachte Kraft F Eis und das Torsionsmoment M Eis greifen im theoretischen Massenschwerpunkt des Propellers an (vgl. Bild 5). Aus der Orientierung, Höhe und Bild 5: Orientierung der im Massenschwerpunkt des Propellers angreifenden Kraft F Eis und des angreifenden Moments M Eis (links) und Profil des am Propeller angreifenden Moments M Eis und der angreifenden Kraft F Eis (rechts) des zu jeder Lastdauer und Lasthöhe in den Antriebsstranglagern auftretenden Drucks gezeigt. Im hinteren Lager steigt der maximale Druck stark an bei einer größer werdenden Lastdauer und bei Lasthöhen über 100 kN. Im mittleren und vorderen Lager hingegen steigt der maximale Druck stark an bei einer kleiner werdenden Lastdauer. Dieser Effekt verstärkt sich bei Zunahme der Lasthöhe. Die maximalen Drücke in den Lagern ergeben sich zu 6 MPa (hinteres Lager), 1,7 MPa (mittleres Lager) bzw. 1,5 MPa (vorderes Lager). Um zunächst den starken Druckanstieg im hinteren Lager bei langer Lastdauer und hoher Propellerlast zu diskutieren, ist in Bild 7 der maximale Druck im hinteren Lager exemplarisch für die kürzeste (25 ms), für eine mittlere (125 ms) und für die längste Lastdauer (225 ms) bei einer Lasthöhe von 75 kN (links) und bei einer Lasthöhe von 150 kN (rechts) dargestellt. Zu Beginn der Simulation ist ein Einschwingen des maximalen Drucks zu erkennen, der aus der initialen Aufprägung der statischen Gewichtskraft des Propellers, der Hydrodynamik und der Erdgravitationsbeschleunigung auf die elastische Struktur resultiert und bei einem Wellenrotationswinkel von 180° abgeklungen ist. Bei einem Wellenrotationswinkel von 180° liegt demnach der aus der Hydrodynamik und Gravitation resultierende maximale Lagerdruck vor, welcher im hinteren Lager 0,7 MPa beträgt. Ab 180° Wellenrotationswinkel wird die Eis-induzierte Last eingeleitet. Die Verläufe des Drucks im Lager divergieren ab diesem Zeitpunkt, da die Geschwindigkeit der Lasteinleitung in Korrelation zur Lastdauer variiert. Während der maximal auftretende Druck im hinteren Lager bei einer Lasthöhe von 75 kN mit steigender Lastdauer leicht abnimmt (von 2,3 MPa auf 2,0 MPa), nimmt der maximal auftretende Druck bei einer Lasthöhe von 150 kN mit steigender Lastdauer zu (von 4 MPa auf 6 MPa). Der starke Anstieg des maximalen Drucks auf 6 MPa bei einer langer Lastdauer und hoher Propellerlast wird durch die mit der Dauer der Lasteinwirkung nachlassende Squeeze-Film-Dämpfung im Schmierspalt erklärt, welche beispielsweise in [31] beschrieben wird und in [32, 33] erstmals in dynamischen Untersuchungen von Gleitlagern in Schiffantriebssträngen berücksichtigt wurde. Der Effekt der Squeeze-Film-Dämpfung verur- Aus Wissenschaft und Forschung 13 Tribologie + Schmierungstechnik · 69. Jahrgang · 3/ 2022 DOI 10.24053/ TuS-2022-0013 Bild 7: Vergleich des maximalen Drucks im hinteren Lager über den Wellenrotationswinkel bei variierender Lastdauer und einer Lasthöhe von 75 kN (links) beziehungsweise einer Lasthöhe von 150 kN (rechts) Bild 6: Maximaler Druck in Abhängigkeit der Lasthöhe und der Lastdauer für das hintere Stevenrohrlager (links), für das mittlere Stevenrohrlager (mittig) und für das vordere Stevenrohrlager (rechts) Hinteres Lager bei 75 kN Propellerlast 0 0.5 1 1.5 2 2.5 Maximaler Druck in MPa 0 100 200 300 400 500 600 Wellenrotationswinkel in ° Lastdauer: 25 ms Lastdauer: 125 ms Lastdauer: 225 ms Hinteres Lager bei 150 kN Propellerlast 0 1 2 3 4 5 6 Maximaler Druck in MPa 0 100 200 300 400 500 600 Wellenrotationswinkel in ° Lastdauer: 25 ms Lastdauer: 125 ms Lastdauer: 225ms höchste Druck im Lager resultiert und an der propellerseitigen Kante (bei ca. -520 mm) auftritt. Um den starken Druckanstieg im mittleren und vorderen Lager bei kleiner Lastdauer und hoher Propellerlast zu diskutieren, ist in Bild 9 der maximale Druck im mittleren Lager (links) und der maximale Druck im vorderen Lager (rechts) exemplarisch für die kürzeste, für eine mittlere und für die längste Lastdauer bei einer Lasthöhe von 150 kN dargestellt. In beiden Lagern steigt der maximale Druck bei einer Lastdauer von 25 ms stark an (um circa 100 % im mittleren Lager und um ca. 25 % im vorderen Lager). Zudem oszilliert der maximale Druck mit abklingender Amplitude über drei bis vier Schwingspiele. Der beobachtete Druckanstieg und die Oszillation des Drucks werden auf eine Anregung der Biegeeigenfrequenz der Welle zurückgeführt. Eine Untersuchung der Biegeeigenfrequenz ergab, dass die erste Mode der Stevenrohrwelle bei 36 Hz liegt. Aus einer Lastdauer von 25 ms resultiert eine Anregungsfrequenz von 40 Hz, welche nah an der ersten Eigenmode der Stevenrohrwelle liegt. Somit ist davon auszugehen, dass der Druckanstieg und die Oszillation des Drucks im mittleren und vorderen Lager bei kleinster Lastdauer (25 ms) aus einer Aus Wissenschaft und Forschung 14 Tribologie + Schmierungstechnik · 69. Jahrgang · 3/ 2022 DOI 10.24053/ TuS-2022-0013 sacht einen anfänglich hohen Dämpfungswiderstand des Öls im Lastbereich, welcher aus einer anfänglich hohen radialen Relativgeschwindigkeit zwischen Lager und Welle resultiert und mit anhaltender Lastdauer schwindet. Der sich durch den Dämpfungseffekt ausbildende und anfänglich großflächig tragende Ölfilm schwindet aufgrund des abnehmenden Dämpfungseffekts, wodurch sich die Last auf eine stetig kleiner werdende, tragende Fläche verteilt. Z HOU et al. [34] untersuchten die Squeeze-Film-Dämpfung und konnten einen abnehmenden Dämpfungseffekt mit abnehmender Anregungsfrequenz und somit mit zunehmender Anregungszeit nachweisen. Die untersuchten Frequenzen lagen zwischen 75 Hz und 175 Hz und entsprechen Anregungszeiten zwischen 13,3 ms und 5,7 ms. Die Beobachtungen von Z HOU et al. [34] korrelieren mit den Beobachtungen aus Bild 7 rechts, in der eine lange Anregungszeit zu einem niedrigen Dämpfungseffekt führt und somit in einem kleinen tragenden Schmierfilm und einem hohen Lagerdruck resultiert. In Bild 8 wird die sich über die Zeit der Lasteinleitung verändernde Druckverteilung aufgrund des nachlassenden Dämpfungseffekts im hinteren Stevenrohrlager gezeigt. Der zunächst breit tragende Schmierfilm (grüner bis roter Bereich) nimmt aufgrund der nachlassenden Squeeze-Film-Dämpfung über die Zeit der Lasteinleitung ab, woraus zum Ende der Lasteinleitung der Mittleres Lager bei 150 kN Propellerlast 0 0.2 0.4 0.6 0.8 1 1.2 1.4 1.6 1.8 Maximaler Druck in MPa 0 100 200 300 400 500 600 Wellenrotationswinkel in ° Lastdauer: 25ms Lastdauer: 125ms Lastdauer: 225ms Vorderes Lager bei 150 kN Propellerlast 0.2 0.4 0.6 0.8 1 1.2 1.4 1.6 Maximaler Druck in MPa 0 100 200 300 400 500 600 Wellenrotationswinkel in ° Lastdauer: 25ms Lastdauer: 125ms Lastdauer: 225ms Bild 9: Vergleich des maximalen Drucks im mittleren Lager (links) und des maximalen Drucks im vorderen Lager (rechts) über den Wellenrotationswinkel bei variierender Lastdauer und einer Lasthöhe von 150 kN Druckverteilung bei 220° -600 -400 -200 0 200 400 600 Lagerbreite in mm 0 90 180 270 360 Lagerwinkel in ° 0 1 2 3 4 5 6 Druck (MPa) Druckverteilung bei 245° -600 -400 -200 0 200 400 600 Lagerbreite in mm 0 90 180 270 360 Lagerwinkel in ° 0 1 2 3 4 5 6 Druck (MPa) Druckverteilung bei 270° -600 -400 -200 0 200 400 600 Lagerbreite in mm 0 90 180 270 360 Lagerwinkel in ° 0 1 2 3 4 5 6 Druck (MPa) Bild 8: Vergleich der Druckverteilung im hinteren Lager bei einer hohen Lasthöhe von 150 kN und einer langen Lastdauer von 225 ms bei voranschreitendem Wellenrotationswinkeln: 220° links, 245° mittig und 270° rechts Anregung der Welle mit einer Frequenz nahe der Welleneigenfrequenz resultieren. Der Druckanstieg ist im mittleren und vorderen Lager im Vergleich zum hinteren Lager deutlich zu erkennen, da der im hinteren Lager vorliegende Druck maßgeblich von der vergleichsweise hohen Lagerreaktionskraft bei Propellerbelastung beeinflusst wird. Trotzdem kann auch ein geringer Druckanstieg bei der kleinsten Lastdauer (25 ms) und bei einer Propellerlast von 75 kN im hinteren Lager beobachtet werden (vgl. Bild 7 links). Daraus folgt, dass bei geringerer Lasthöhe im hinteren Lager nicht mehr der Effekt der Squeeze-Film-Dämpfung zum Tragen kommt sondern Effekte, die auf die Anregung der Welleneigenfrequenz zurückzuführen sind. Bild 10 zeigt den Verlauf der minimalen Schmierfilmhöhe in den drei Lagern. Für jedes Lager wird jeweils der Lastfall dargestellt, bei dem im entsprechenden Lager der höchste Druck auftritt. Die minimale Schmierfilmhöhe des vorderen und mittleren Lagers nimmt im statischen Zustand Werte zwischen 130 µm und 150 µm an und bleibt bei Lasteinleitung nahezu unverändert. Die minimale Schmierfilmhöhe des hinteren Lagers sinkt bei Lasteinleitung von circa 230 µm bis auf 12 µm ab. Das Absinken der Schmierfilmhöhe bis auf 12 µm im hinteren Lager tritt an der propellerseitigen Kante auf, wo auch der maximale Druck auftritt (vgl. Bild 8). Die sich aus technischen Zeichnungen ergebenden Rauheitswerte der Wellen- und Lageroberfläche (Rz 6,3 bzw. Rz 10) lassen bei vorliegender Schmierfilmhöhe (12 µm) darauf schließen, dass der hydrodynamische Schmierungszustand an der Kante des Lagers bei den untersuchten Lasten noch nicht beeinträchtigt wird [35]. Die Position des maximalen Drucks und der minimalen Schmierfilmhöhe an der propellerseitigen Kante des Lagers korrelieren dennoch mit den Schadensbildern aus der Literatur [8]. Die minimale Schmierfilmhöhe des mittleren und vorderen Lagers bleibt während der Lasteinleitung nahezu unverändert. Hieraus wird geschlossen, dass der hydrodynamische Schmierungszustand in den beiden Lagern durch den kurzzeitigen Druckanstieg und die Oszillation des Drucks nicht beeinträchtigt wird. Weitere Einflüsse wie eine höhere Öltemperatur oder eine sehr geringe Drehzahl können sich negativ auf die Schmierfilmhöhe auswirken, wodurch vor allem im hinteren Lager der hydrodynamische Schmierungszustand weiter beeinträchtigt wird. Die Untersuchungen des Einflusses von Lastdauer und Lasthöhe bestätigen zusammenfassend die Informationen aus der Literatur, dass das am Propeller verortete Stevenrohrlager das kritischste Gleitlager hinsichtlich Schädigung in Antriebssträngen von Schiffen ist [22, 36, 37]. Im Vergleich mit dem mittleren und vorderen Lager tritt am hinteren Stevenrohrlager ein bis zu dreifach höherer Druck auf und die Schmierfilmhöhe fällt auf unter ein Zehntel der Schmierfilmhöhe im statischen Zustand ab. Das hintere Lager wird bei einer Kombination von großer Lasthöhe und einer großen Lastdauer mit einem vergleichsweise hohen Druck von bis zu 6 MPa beansprucht. Aus Datenblättern des Werkstoffs Weißmetall WM 5 folgt eine Quetschgrenze von 23 MPa und eine maximal zulässige Flächenpressung hinsichtlich plastischer Deformation von 11,5 MPa bei schwellender Belastung [25, 38], womit der vorliegende maximale Druck von 6 MPa nicht die maximal zulässige Flächenpressung überschreitet. Hierbei ist anzumerken, dass die untersuchte Lastdauer und Lasthöhe aus Lastfällen mittelhoher Eislasten abgeleitet wurden und keine extreme Eislast darstellen, die in einigen Fällen auf das Dreifache der in dieser Arbeit angenommenen maximalen Last ansteigen können [28, 29]. Die beobachteten Effekte der schwingenden Druckbelastung bei kurzer Lastdauer und der stark absinkenden Schmierfilmhöhe bei langer Lastdauer sind relevant für künftige Lebensdauerberechnungen der Antriebsstranglager. Die schwingende Druckbelastung führt zu einer schwellenden Beanspruchung des Lagerwerkstoffs und nimmt Einfluss auf die Ermüdungslebensdauer. Die sinkende Schmierfilmhöhe nimmt einen Einfluss auf die Verschleißlebensdauer, da sie zu einer Beeinträchtigung des hydrodynamischen Schmierungszustands führen kann. Zusammenfassung und Ausblick Ein MKS-EHD-Simulationsmodell eines Schiffantriebsstrangs wurde aufgebaut, um den Einfluss von Eislasten, die aus Propeller- Eis-Kollisionen resultieren, auf die Kontaktzustände in den Antriebsstranglagern von Schiffen zu erfassen. Eine Sensitivitätsanalyse hat zunächst gezeigt, dass die Lasteigenschaften „Orientierungen der Lasten“, „Lastdauer“ und der Betriebsparameter „Öltemperatur“ den maßgeblichen Einfluss auf die Kontaktzustände nehmen. Der hohe Einfluss der Lastorientie- Aus Wissenschaft und Forschung 15 Tribologie + Schmierungstechnik · 69. Jahrgang · 3/ 2022 DOI 10.24053/ TuS-2022-0013 Minimale Schmierfilmhöhen aller Lager bei größter Belastung 0 50 100 150 200 250 300 350 400 450 Min. Schmierfilmhöhe in μm 0 100 200 300 400 500 600 Wellenrotationswinkell in ° Vorderes Lager 150 kN 25 ms Mittleres Lager 150 kN 25 ms Hinteres Lager 150 kN 225 ms Bild 10: Verlauf der minimalen Schmierfilmhöhe im vorderen Lager, im mittleren Lager und im hinteren Lager jeweils zu dem Lastfall, bei dem der höchste Druck im Lager auftritt Literatur [1] D. J. Enzenbacher, „Tourists in Antarctica: numbers and trends“, Polar Record, Jg. 28, Nr. 164, S. 17-22, 1992, doi: 10.1017/ S0032247400020210. 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Eine lange Lastdauer (225 ms) hingegen führt im hinteren Stevenrohrlager zu einer Reduzierung der Schmierfilmhöhe auf unter 10 % (12 µm) der im statischen Lastfall vorliegenden Schmierfilmhöhe (230 µm). Die schwingende Druckbelastung im vorderen und mittleren Stevenrohrlager wird auf eine Anregung der Eigenfrequenz der Stevenrohrwelle zurückgeführt. Die starke Reduzierung des Schmierfilms im hinteren (propellerseitigen) Stevenrohrlager wird auf eine nachlassende Squeeze-Film- Dämpfung zurückgeführt. Die Ergebnisse verdeutlichen, dass für künftige Verschleiß- und Ermüdungslebensdauerberechnungen von Schiffsantriebsstranglagern unter Eis-Belastungen die Einflüsse der Lasteigenschaften „Lastdauer“, „Lasthöhe“, und „Lastorientierungen“ berücksichtigt werden müssen. Weiterhin muss der Einfluss des Betriebsparameters „Öltemperatur“ berücksichtigt werden. Mit dem in der Arbeit aufgebauten EHD-MKS-Simulationsmodell wurde eine Basis für die künftige Lebensdauerberechnung von Schiffantriebsstranglagern geschaffen. Das Modell lässt eine Erfassung des Einflusses von Eisinduzierten Propellerlasten auf die Kontaktzustände in den Antriebsstranglagern zu. Künftig wird angestrebt, dem Simulationsmodell simulativ ermittelte und experimentell validierte Eislasten aufzuprägen und Modelle für die Verschleiß- und Ermüdungslebensdauerberechnung der Antriebsstranglager zu implementieren. Danksagung Die Arbeit entstand im Rahmen des Verbundprojekts HealthProp innerhalb des Teilprojekts BLLM (engl. “Bearing load and lifetime modelling - BLLM”), welches durch das Bundesministerium für Wirtschaft und Energie und MarTERA finanziert wird. [16] M. Prölß, Berechnung langsam laufender und hoch belasteter Gleitlager in Planetengetrieben unter Mischreibung, Verschleiß und Deformationen. Clausthal-Zellerfeld: Technische Universität Clausthal, 2020. [17] C. 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